Author: Каминская В.В. Решетов Д.И.
Tags: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы металлорежущие станки станки станкостроение издательство машиностроение
Year: 1975
Text
Ч
ь, В. КАМИНСКАЯ, Д. И. РЕШЕТОВ
ФУНДАМЕНТЫ
И УСТАНОВКА
МЕТАЛЛО-
РЕЖУЩИХ
СТАНКОВ
6П4.6.08
УДК 621 9.06 + 621 9.06-217
Каминская В. В., Решетов Д. Н.
К18 Фундаменты и установка металлорежущих станков,
М., «Машиностроение», 1975.
208 с. с ил.
В книге изложены вопросы рационального выбора способа установки
станков, обеспечивающего нх нормальную работоспособность в течение за-
данного срока службы. Приведены рекомендации по выбору типа фундамента
и способа установки станков нормальной точности и прецизионных. Рас-
смотрены особенности установки автоматических линий, агрегатных станков,
станков с ЧПУ. Для решения специальных вопросов, связанных с установкой
тяжелых станков, станков особо высокой точности и т.п., даиы соответ-
ствующие методы расчета.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников машинострои-
тельных заводов, конструкторов и тех иологов-станкостроителей.
31304-137
К 038 (01)-75
137-75
6П4.6.
Рецензент инж. К- К. Эрдман
Chipmaker.ru
© Издательство «Машиностроение», 1975 Г-
ВВЕДЕНИЕ
Фундамент должен служить надежным основанием станка, обес-
печивающим максимальное использование его возможностей по
производительности и точности в течение заданного срока службы
и исключающим влияние станка на работу соседнего оборудования.
Для этого необходимо, чтобы фундамент при удобном размещении
и прочном закреплении станка отвечал требованиям обеспечения
жесткости и виброустойчивости станка и ограничения уровня колеба-
ний, передаваемых от станка.
По условиям прочности почти всякий грунт может служить на-
дежным естественным основанием фундамента, так как при размерах
фундамента, выбираемых из условий размещения станка, давление
на основание обычно не превышает 0,5 кгс/см2. Прочность элементов
конструкции фундамента при реальных размерах и конструктивных
формах фундаментов станков также обычно обеспечивается с запасом.
Требования к фундаментам по критериям жесткости и вибро-
устойчивости установленных на них станков разных типов различны
и определяются влиянием установки на работоспособность станков.
Влияние установки на точность обработки и качество обработан-
ной поверхности определяется уровнем относительных статических
перемещений и колебаний инструмента и детали, разным при раз-
личных способах установки. У тяжелых станков при недостаточной
жесткости фундамента оказываются значительными погрешности
обработки, обусловленные деформациями системы станина—фунда-
мент под действием веса перемещающихся узлов станка. Вынужден-
ные колебания, интенсивность которых зависит от установки станка,
определяют появление искажений формы обрабатываемых деталей,
в частности появление волнистости. Если станки, предназначенные
для обработки деталей с относительно высокими требованиями к ка-
честву поверхности, установлены жестко (например, подлиты цемент-
ным раствором), то они весьма чувствительны к внешним источни-
кам возмущений; установка станка на податливые опоры защищает
его от колебаний основания и т. п.
Влияние установки станков на производительность проявляется
в том, что при более жесткой установке возможна обработка на бо-
лее высоких режимах и выше устойчивость при резании.
Влияние установки на долговечность станков определяется повы-
шенным темпом износа в связи с нарушением правильного контакта
в направляющих и ростом колебаний, а также «разбалтыванием»
резьбовых соединений при интенсивных колебаниях. Токарные, ре-
вольверные, шлифовальные и некоторые другие станки,установленные
1Ж 3
на полу без выверки и крепления, через короткое время теряют
точность и требуют ремонта.
Если влияние установки на точность обработки и производитель-
ность проявляется достаточно четко и во многих случаях является
определяющим при выборе способа установки, то изменение эксплу-
атационных качеств станка во времени протекает постепенно, и вли-
яние установки на долговечность часто не дооценивается.
Выбор способа установки определяют следующие особенности
станков.
1. Высокие требования к точности и качеству поверхности дета-
лей, обрабатываемых на станках, что обусловливает значительно
более жесткие, чем для других машин, требования к точности взаим-
ного расположения и перемещения узлов станка и значительно бо-
лее низкий уровень допустимых величин упругих перемещений и ам-
плитуд колебаний.
2. Разнообразие действующих в станках нагрузок (по характеру,
месту приложения, величине, спектральному составу и т. п.), ока-
зывающих различное влияние на работоспособность станка при раз-
ных способах установки. При выборе способа установки станка необ-
ходимо учитывать действие статических нагрузок — веса узлов станка
и сил резания, и динамических нагрузок — сил инерции, перемен-
ных составляющих силы резания, сил, возникающих в работающем
приводе при ударах в зазорах и т. п. К статическим нагрузкам, дей-
ствующим извне станка, могут быть отнесены осадки оснований,
приводящие к деформациям элементов несущей системы, а к динами-
ческим нагрузкам — колебания оснований. Станок является авто-
колебательной системой, и параметры его установки в ряде случаев
могут определять область устойчивой работы станка.
3. В практике фундаментостроения различают машины, не чув-
ствительные к колебаниям, приходящим извне, и не являющиеся
источниками колебаний; машины, требующие защиты от колебаний,
приходящих извне, и машины с динамическими нагрузками, явля-
ющиеся источниками колебаний. Значительная часть станков, на-
пример шлифовальные, являясь источниками колебаний основания,
в то же время требуют защиты от колебаний, приходящих к станку.
Требования к установке, при выполнении которых обеспечивается
нормальная работоспособность станков, зависят от класса точности,
размеров и конструктивных особенностей станка.
Станки нормальной точности предназначены для черновых и полу-
чистовых операций. Для этих станков характерна работа с интенсив-
ными режимами и значительными сечениями среза. Независимо
от типа и размера станка зона обработки находится примерно на одном
и том же уровне от пола, удобном для обслуживания. Поэтому сплош-
ные по высоте станины станков средних размеров обычно имеют отно-
сительно высокую жесткость; их деформации существенно не влияют
на работоспособность станка. В тяжелых станках допустимый уро-
вень упругих перемещений может быть обеспечен только путем
соответствующей установки станка, и требуемая жесткость системы
станина—фундамент назначается с учетом ограничения деформаций
4
системы под действием сил резания, веса перемещающихся узлов
и неравномерных осадок фундамента.
В станках нормальной точности уровень колебаний от возмуще-
ний, действующих в приводе, или от сил резания, как правило, зна-
чительно выше уровня колебаний от внешних источников — колеба-
ний оснований. Жесткость закрепления станков на фундаменте ока-
зывает существенное влияние на устойчивость при резании. Таким
образом, основными требованиями, предъявляемыми к установке
станков нормальной точности, являются: а) ограничение упругих
перемещений станин (преимущественно тяжелых станков) под дей-
ствием сил резания, веса перемещающихся узлов и осадок фундамента;
б) ограничение уровня колебаний, вызываемых возмущениями, дей-
ствующими в станке; в) обеспечение устойчивости при резании в за-
данном диапазоне режимов резания.
Высокоточные станки предназначены для финишных операций.
Для этих станков характерна работа с малыми силами резания.
Уровень колебаний от возмущений, действующих в приводе, низкий
и соизмерим с колебаниями, вызываемыми колебаниями оснований.
Основное требование, предъявляемое к установке высокоточных стан-
ков — обеспечение надежной защиты от колебаний оснований —
виброизоляции. В станках средних размеров частоты собственных
колебаний системы, определяющие чувствительность станка к коле-
баниям основания, выше, чем в тяжелых станках. Поэтому для стан-
ков средних размеров виброизоляция может быть обеспечена при
более высоких частотах собственных колебаний станка на опорах,
чем для тяжелых станков, и средства виброизоляции, используемые
для станков средних размеров и тяжелых станков, различны.
При установке станков на податливые опоры величины упругих
перемещений под действием веса перемещающихся узлов станка
и уровень колебаний, возникающих, например, при реверсах узлов,
оказываются значительно больше, чем при установке на жесткие опо-
ры. Поэтому при виброизолирующей установке точных станков
должны быть введены соответствующие ограничения.
На основании анализа влияния установки на работоспособность
станков разных типов можно выделить факторы, которые в первую
очередь необходимо учитывать при назначении способа установки
этих станков (табл. 1). Установка станка должна обеспечить не только
нормальную (паспортную) работоспособность станка в течение за-
данного срока службы, но и выполнение требований техники безо-
пасности. Выбранный способ установки должен быть наиболее эко-
номичным. В связи с этим на выбор способа установки станков влияют
технологические особенности производства. Массовое производство
характеризуется постоянным совершенствованием технологического
процесса, что вызывает частую смену и перестановку станков в цехе.
Особенно часты перестановки оборудования на предприятиях, за-
нятых выпуском новой техники, при смене объектов.
Для основных цехов массового производства типична специа-
лизация оборудования по изделиям и операциям, когда даже универ-
сальные станки работают с заданными режимами и используются
5
Факторы, определяющие выбор способа установки станков,
обеспечивающего их нормальную работоспособность
Таблица 1
J Станки Статические дефор- мации системы Колебания элементов системы Устойчивость при реза- нии
под действием веса перемещающихся узлов под действием сил резания в результате не- равномерных оса- док фундамента под действием возмущений в станке в результате коле- баний основания
1 2 3 4 5 6 7
Токарной группы:
токарные и револьверные средних раз-
меров ... + +
тяжелые токарные отделочные токарные + + + + +
вальцетокарные карусельные + + + + +
Сверлильно-расточной группы:
радналыю-сверлнльные ... координатно-расточные + + + + +
алмазно-расточные ... гор изо нта л ь но-р асточ 11 ые + + + +
Фрезерной группы:
консольно-фрезерные +
бесконсольно-фрезерные . . . + +
продольно-фрезерные зубофрезерные нормальной точности + + + +
зубофрезерные точные Строгальной группы: \ + +
продольно-строгальные поперечно-строгальные и долбежные + + + +
протяжные +
зубодолбежные Шлифовальной группы: + +
круглошлифовальные и внутришлифо-
вальные + +
вальцешлифовальные + + + +
плоскошлифовальные + +
резьбошлифовальные +
зубошлифовальные + +
только на предварительных или только на чистовых операциях.
В этих условиях, очевидно, должны использоваться наименее трудо-
емкие способы крепления станков, например, с помощью болтов,
устанавливаемых в скважины на готовых фундаментах, а там, где
это возможно, следует ставить станки без крепления болтами.
Для станков, встроенных в автоматические линии и связанных
общим транспортом, особенно важны тщательная установка и по-
стоянство выверки станков, что вынуждает жестко закреплять
6
на фундаменте даже те станки, которые могли бы удовлетворительно
работать и без крепления.
В цехах единичного, мелкосерийного и, в ряде случаев, серийного
производства, в ремонтно-механических цехах, в ремонтных и инстру-
ментальных отделениях цехов массового производства универсаль-
ные станки обычно используют на разнообразных операциях в ши-
роком диапазоне режимов. В этом случае при выборе способа уста-
новки приходится ориентироваться на наиболее тяжелые условия
работы станка.
Наиболее распространена установка станков на фундаменты трех
видов (рис. 1): 1) бетонные полы первого этажа * (общая плита цеха);
2) утолщенные бетонные ленты (ленточные фундаменты); 3) специаль-
Рис. 1. Фундаменты под станки:
а — пол (общая плита) цеха; б — ленточный (сечение в плоскости, перпендикулярной оси
ленты); в — обычного типа; г — свайный; д — на резиновых ковриках; е — на пружинах
но проектируемые массивные фундаменты (индивидуальные или груп-
повые) обычного типа (опирающиеся на естественное основание),
свайные и виброизолированные— на резиновых ковриках или пру-
жинах.
Установка станков на фундаментах осуществляется (рис. 2):
а) с креплением анкерными болтами — на клиньях с подливкой
опорной поверхности станины цементным раствором или на регули-
руемых опорных элементах (винтовых или клиновых) без подливки;
б) без крепления болтами с подливкой опорной поверхности станины
цементным раствором; в) без крепления болтами и без подливки на-
жестких металлических регулируемых опорных элементах; г) на
упругих, в частности, на резинометаллических опорах.
Все указанные способы установки станков укрупненно могут быть
разделены на две группы — жесткую и упругую. К жесткой отно-
сятся те виды установки станка на жестких (металлических) опорах
(с креплением или без крепления), когда фундаментом служит
плита или бетонный блок, опирающиеся на естественное основание,
или перекрытие. К упругой относятся все виды установки станка
Полы промышленных зданий, как конструкции, поддерживающие машины,
условно отнесены к фундаментам.
7
на упругих опорах и те виды установки на жестких опорах, при
которых фундаментом служит бетонный блок, опирающийся на упру-
гие опорные элементы — резиновые коврики, пружины и т. п.
При жесткой установке станка станина и фундамент деформиру-
ются вместе. При этом величины упругих перемещений и уровень
колебаний от силовых факторов, действующих в станке, меньше,
чем при упругой установке, но вся система чувствительна к внешним
возмущениям — осадкам и колебаниям основания. Различные спо-
собы жесткой установки обеспечивают разную жесткость соедине-
ния станины с фундаментом. Наибольшая жесткость достигается
при креплении станка анкерными болтами, несколько меньшая при
установке без крепления болтами, но с подливкой опорной поверх-
ности станины цементным раствором, и еще меньшая — при уста-
Рис. 2. Схемы установки станков на фундаментах:
с креплением болтами: а — с подливкой опорной поверхности станины цементным рас-
твором; б — без подливки; без крепления болтами: в — с подливкой; г—на жестких регули-
руемых опорах; д — иа резинометаллических опорах
новке без болтов и без подливки; этот способ установки при-
меняется преимущественно для станков, требующих частой пере-
становки.
При упругой установке станок изолирован от внешней среды.
При этом влияние внешних возмущений на работоспособность
станка меньше, но уровень перемещений и колебаний от возмущений,
действующих в станке, больше. Разные способы упругой установки
обеспечивают различную степень чувствительности станка к колеба-
ниям основания и возмущениям, действующим в станке. Чем ниже
частоты собственных колебаний, определяемые жесткостью опор
и массой системы, тем выше степень виброизоляции. При одних
и тех же частотах собственных колебаний системы виброизоляции
чем больше жесткость опор и масса системы, тем ниже уровень ко-
лебаний, вызываемых работой механизмов станка. В соответствии
с этим наиболее эффективным, но и наиболее дорогим средством виб-
роизоляции, применяемым для особо точных станков, являются
фундаменты на пружинах, а наиболее дешевым, обеспечивающим
удовлетворительную степень виброизоляции для большинства стан-
ков средних размеров, — упругие виброизолирующие опоры.
В машиностроении большинство станков нормальной точности
средних размеров (около 90—95% всех станков) устанавливают на
8
полу цеха *, причем из них около 30% с креплением болтами, 30—
35% без крепления болтами, но с подливкой цементным раствором
и около 30% без крепления болтами и без подливки непосредственно
на жестких или упругих опорах.
Выбор способа установки в ответственных случаях, в частности
для специальных, тяжелых или высокоточных станков, производит
завод-изготовитель с учетом условий на конкретной площадке, где
будет размещено оборудование. Способ установки универсальных
станков при проектировании новых предприятий выбирают техно-
логи строительных организаций, а в действующих цехах — завод-
ские механики. Это связано с тем, что при проектировании универ-
сального станка конструктор не знает, в каких условиях будет экс-
плуатироваться станок — для каких операций он будет использо-
ваться, каковы будут наиболее часто применяемые режимы обработки,
требования к точности деталей, где будет установлен (на первом этаже
или на перекрытии) и т. п. Поэтому заранее оговорить наиболее ра-
циональный для данного универсального станка способ установки
затруднительно.
Из всего комплекса вопросов, связанных с установкой станков
на фундаментах, для технологов — проектантов заводов и механиков
цехов наибольший интерес представляют практические рекоменда-
ции, а для конструкторов-станкостроителей — вопросы рациональ-
ного проектирования станин с учетом их совместной работы с фунда-
ментами, выбора способов и параметров виброизоляции высокоточ-
ных станков ит. п. В соответствии с этим и построено изложение
материала.
* Для сбора сведений о существующей практике установки металлорежущих
станков были обследованы механические, ремонтно-механические и инструменталь-
ные цехи заводов (станкостроительных, а также автомобильного, подшипникового,
энергетического и химического машиностроения) с единичным, мелкосерийным,
крупносерийным и массовым характером производства. Обследовано более 3000 ме-
таллорежущих станков главным образом универсальных и специальных.
ЧАСТЬ I
УСТАНОВКА СТАНКОВ НОРМАЛЬНОЙ ТОЧНОСТИ
Глава I. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
И РЕКОМЕНДАЦИИ
Chipmaker.ru
ВЛИЯНИЕ СПОСОБА УСТАНОВКИ
НА РАБОТОСПОСОБНОСТЬ СТАНКОВ
Влияние установки станков на их работоспособность при дей-
ствии статических нагрузок. Для станков нормальной точности
выбор типа фундамента (общая плита цеха или индивидуальный фун-
дамент) и его размеры, а иногда и способ закрепления станка на плите,
в значительной степени определяются требованиями жесткости.
Рассматривая влияние установки станка на статические деформа-
ции системы, следует разделять общий наклон станка как жесткого
тела и упругие перемещения элементов системы — искривление ста-
нины, наклон стоек относительно станины и т. п. Общий наклон станка
как жесткого тела, характеризующий положение станка в простран-
стве, на точность обработки не влияет. Однако чрезмерное увеличение
наклона в процессе работы нежелательно, так как затрудняет работу
на станке и использование точных уровней при сборке и юстировке
станка.
Так как система сил, действующая на станок от резания, уравно-
вешена, то положение станка в пространстве меняется только под
действием веса узлов или обрабатываемой детали в результате изме-
нения положения центра тяжести системы и перераспределения
нагрузок в опорных элементах станка или по подошве фундамента.
Чем больше вес и путь перемещаемого узла, а также податливость
опор станка и основания фундамента, тем больше общий наклон
станка. В станках с большими передвижными узлами, например,
в тяжелых расточных станках с передвижными стойками, допусти-
мый угол наклона при перемещении стойки принимается равным
0,01/1000 рад (наклон измеряют с помощью точного уровня, уста-
навливаемого на линейке, длиной не менее 1,5 м, опирающейся на
фундамент по концам).
Во избежание чрезмерного наклона фундаментов слабые грунты
укрепляют сваями, уплотняют и т. п. Для тяжелых расточных стан-
ков с перемещающейся стойкой, в которых деталь устанавливают на
плите, под весь станок (включая плиту) делают цельный фундамент.
Иначе наклон станины под действием перемещающейся стойки обус-
ловливает появление значительных погрешностей межосевого рас-
стояния растачиваемых отверстий.
О влиянии податливости опор станка на величину его наклона
можно судить по результатам измерений деформаций круглошлифо-
10
вального станка фирмы Шаудт мод. AR/UR1500 (длина станины
около 4 м), приведенным в табл. 2. Станок, установленный по реко-
мендациям фирмы сначала на 15 жестких башмаков, был переставлен
на семь башмаков, а затем на семь резинометаллических опор. При
этих видах установки измеряли общий наклон станка и изменение
относительного положения бабки и стола при перемещении стола
из одного крайнего положения в другое. Общий наклон условно
характеризовался показаниями уровня, размещенного на шлифоваль-
ной бабке, а относительный наклон бабки и стола — разностью по-
казаний уровней, расположенных на столе и бабке. Изменение на-
клона и относительных перемещений регистрировалось в продольном
и поперечном направлениях. Общий наклон станка при низкой жест-
кости опор резко возрастает, а от количества опор (больше некото-
рого минимума) при правильной установке практически не зависит.
Таблица 2
Углы 0О и 0ОТ„ наклонов станка и шлифовальной бабки
относительно стола при разных способах установки
Установка стайка Угол наклона Показания уровня в 0,01/1000 рад.
в продольном направлении (вдоль оси стола) в поперечном направленни
На 15 башмаках: е0 8,0 3,0
без контроля выверкн станка ^ОТИ 5,5 1,5
На 15 башмаках: 00 3,0 4,5
станок выверен по уровню ®оти 1,0 2,5
На 7 башмаках: 00 5,0 4,0
станок выверен по уровню ®отн 0,5 0,7
На 7 упругих опорах: 00 19,0 8,1
станок выверен по уровню ®ОТИ 0,5 2,5
Влияние параметров установки на деформации элементов несущей
системы зависит от конструкции элементов и способа установки
станка. При установке станков со станинами на ножках даже при
жестком их закреплении сопротивление фундамента смещению
и повороту ножек незначительно влияет на деформации станины
(в пределах 20%). В наибольшей степени способ установки влияет
на деформации длинных сплошных станин, работающих вместе с фун-
даментами. В этом случае жесткость системы станина-фундамент
Определяется жесткостями опорных элементов и фундамента.
' становка сплошных станин на общей плите цеха на достаточное
количество жестких опор даже без закрепления болтами и без под-
ливки уменьшает упругие перемещения станины на 30—40%, а с креп-
лением болтами или с подливкой — в 2—4 раза. При закреплении
11
станка на индивидуальном фундаменте жесткость Станины вслед-
ствие взаимодействия с фундаментом повышается значительно
(до 10 раз).
При существующих соотношениях параметров несущих систем
станков (в том числе и фундаментов) деформации от изгиба станин
совместно с фундаментами под действием веса перемещающихся узлов,
как правило, оказываются незначительными; например, в нормах
точности для продольно-строгальных станков по ГОСТ 35—54 до-
пуск на прямолинейность направляющих станины и на прямолиней-
ность перемещения стола в вертикальной плоскости один и тот же.
Это свидетельствует о том, что прогиб станины под действием веса
перемещающегося стола на порядок меньше величины непрямоли-
нейности, т. е. меньше 0,005 мм.
Деформации кручения станин с фундаментами больше влияют
на точность, чем деформации изгиба; так, в тяжелых расточных
станках с крестовым столом углы закручивания станины с фунда-
ментом в результате поперечного перемещения стола из одного край-
него положения в другое могут достигать 0,01/1000 рад.
Величины углов закручивания станины горизонтально-расточ-
ного станка с диаметром шпинделя 90 мм, возникающие при пере-
мещении стола с деталью, при разных способах установки станка
приведены на рис. 3.
Если станок жестко закреплен на фундаменте, то высота фунда-
мента Яф существенно влияет на деформации станины. Углы закру-
чивания станины, не закрепленной на фундаменте, намного больше,
чем закрепленной, и почти не зависят от размера фундамента. При
установке станка на плите толщиной 40 см углы закручивания ока-
зываются примерно на 20% больше, чем при установке на индивиду-
альном фундаменте той же высоты [6].
Влияние жесткости опорных элементов на деформации системы
в плоскости, перпендикулярной оси станины, может быть весьма
значительным. Так, в станке 2620 при перемещении стола в попереч-
ном направлении из одного крайнего положения в другое угол нак-
лона в результате перемещений в опорных элементах составил около
40% общего угла наклона станка.
Увеличение количества опор сверх некоторого минимума практи-
чески не сказывается на деформациях системы. Например (рис. 4),
при установке координатно-расточного станка на четыре, шесть
и восемь опор упругие перемещения под действием веса стола с де-
талью, перемещающегося в поперечном направлении, почти не изме-
нялись (о влиянии расположения опор при установке точных стан-
ков на три опоры см. ниже). В правильно выставленном шлифоваль-
ном станке (см. табл. 2) относительные перемещения стола и бабки
при установке станка на 15 и на семь башмаков примерно одина-
ковы. То, что при установке станка на упругие опоры относительные
перемещения оказались такими же, как при установке на башмаки,
свидетельствует о том, что в данном случае влияние установки опре-
деляется не деформациями станиныот веса стола, а прямолинейностью
направляющих, обеспечиваемой при выверке станка.
12
В тяжелых станках основными являются весовые нагрузки, по-
этому деформации системы под действием сил резания, как правило,
оказываются существенно меньше, чем от веса узлов. Влияние жест-
кости установки на деформации под действием сил резания наиболее
сильно проявляется в тяжелых станках портального типа. Напри-
мер, при нагружении стойки тяжелого станка горизонтальной силой
40% полной величины горизонтального перемещения направляющих
на высоте 5 м определяется наклоном стойки, т. е. жесткостью за-
щемления ее на фундаменте, и только 60% зависит от деформации
изгиба стойки 154]. В карусельных станках при плохом закрепле-
Рис. 4. Относительные
величины деформаций
станины одностоечного
коордннатно - расточного
станка, возникающие при
перемещении стола с из-
делием в поперечном на-
правлении, при разном
количестве и расположе-
нии опор [51]
Рис. 3. Углы закручивания ста-
нины горизонтально-расточного
станка при разных способах уста-
новки и размерах фундамента:
1 — станок закреплен; 2 — станок не
закреплен (Нф — высота фундамента)
нии стоек на фундаменте около 30% полной величины перемещения
инструмента относительно детали в плоскости портала определя-
лось наклоном стоек [6].
Свойства грунта также влияют на поведение несущих систем
тяжелых станков под действием статических нагрузок. На участках
с грунтами высокой жесткости (модуль упругости Е'о 1200 кгс/см2)
деформации станин станков, установленных на индивидуальных
фундаментах и на плите той же толщины, что и высота фундамента,
примерно одинаковые. На участках с грунтами малой жесткости
выгоднее использовать индивидуальные фундаменты. Это объяс-
няется тем, что на жестких грунтах основное участие в работе при-
нимает часть плиты, расположенная непосредственно под станком,
а на нежестких грунтах меньшая нагрузка воспринимается грунтом
и относительно большая часть плиты вовлекается в работу; при этом
кривизна плиты в зоне расположения станка оказывается больше,
ри установке станка на индивидуальном фундаменте жесткость
Рунта на деформации системы влияет незначительно.
13
При установке станков с длинными станинами на слабых грунтах
осадка фундамента может быть неравномерной, что приводит к искри-
влению станин и нарушению прямолинейности направляющих. Осад-
ка фундамента определяется уплотнением всей сжатой зоны грунта
под фундаментом. Время полного уплотнения и стабилизации осадки
неодинаково для разных грунтов. Величина полной осадки зависит
от нагрузки на грунт и сжимаемости его, а скорость затухания осадки
главным образом от водопроницаемости грунта и ползучести скелета
грунта. Так как в станках с длинными станинами нагрузка на осно-
вание на длине фундамента распределяется неравномерно (на уча-
стках под тяжелыми узлами, например под порталом, значительно
больше, чем в остальной части), то и осадка протекает неравномерно,
что вызывает изменение искривленности станины во времени. Раз-
ность осадок на длине станины, возникающая за некоторое время,
зависит от свойств грунта, жесткости системы станина—фундамент
и характера нагрузки на фундамент. Так как непрямолинейность
станины может быть скорректирована регулировкой опорных эле-
ментов, скорость изменения осадки во времени определяет периодич-
ность выверки станины. Как показали расчеты, при установке про-
дольно-строгального станка 7233, на фундаменте высотой 1 м на хо-
рошо водопроницаемых грунтах (коэффициент фильтрации 1гф =
= 30 см/г) первоначальная выверка станка сохраняется в течение
всего срока службы. При установке на грунтах средней водопрони-
цаемости (&ф = 0,03 см/г) станину станка нужно выверять и выста-
влять 1 раз в шесть месяцев в течение 1,5—2 лет [6].
Необходимость частой периодической выверки вынуждает отка-
зываться от подливки опорной поверхности длинных станин цемент-
ным раствором; при этом станки закрепляют только анкерными бол-
тами. В общем случае высоту фундаментов станков с длинными ста-
нинами следует выбирать так, чтобы при заданной периодичности
выверки искривление станины в результате неравномерной осадки
фундамента не превышало допуска на ее прямолинейность.
Зависимость относительной высоты фундамента (продольно-стро-
гальных, продольно-фрезерных и тяжелых токарных станков) от
свойств грунта (коэффициента фильтрации) приведена на рис. 5.
Кривые получены расчетом при некоторых средних соотношениях
параметров. Принято’, что искривление станины за 1 год не должно
превышать допуска на прямолинейность направляющих станины
и что первая выверка станка перед пуском его в эксплуатацию про-
изводится примерно через 0,1 года.
Полученные результаты достаточно хорошо согласуются с резуль-
татами практики. В реальных условиях высота фундаментов продоль-
но-строгальных и продольно-фрезерных станков колеблется в пре-
делах (0,074-0,15)Аф, а токарных (0,08-5-0,1)£ф.
Для уменьшения неравномерности осадки фундамента в процессе
эксплуатации станка принимают специальные меры, в частности, вы-
держиваютфундамент под нагрузкой (при давлении на грунт, близком
к расчетному) не менее 1 года. Кроме неравномерной осадки фунда-
мента искривление длинных станин, закрепленных на фундаментах,
14
может быть вызвано температурными деформациями системы ста-
нина-фундамент (см. часть II, гл. I).
Влияние установки станков на их работоспособность при дейст-
вии динамических нагрузок. Динамические нагрузки, действующие
в станке, могут быть разделены на периодические и импульсные [6].
К периодическим относятся нагрузки, определяемые вращением эле-
ментов с неуравновешенностью (заготовок, шлифовальных кругов
и т. п.); нагрузки от сил инерции при непрерывном изменении ско-
рости в’ станках с кулисным, кривошипно-шатунным и подобными
механизмами; нагрузки от переменной составляющей силы резания
при фрезеровании, преры-
вистом резании и т. п. К
импульсным относятся крат-
ковременно действующие на-
грузки, резко изменяющие
величину или направление
(нагрузки, возникающие при
реверсах узлов, врезании
инструмента и т. п.). Перио-
дические нагрузки, действую-
щие в станке, вызывают
периодические вынужденные
колебания, а импульсные на-
грузки— импульсные коле-
бания и так называемые сбои
размера, т. е. односторонние
смещения узлов.
Если выбор типа и раз-
меров фундаментов станков
нормальной точности в зна-
чительной степени диктуется
требованиями статической
жесткости, то способ закреп-
ления станка на фундаменте в
динамических нагрузок,
стеме, стабильность
и т. п.
Рис. 5. Зависимость относительной высоты
//<!> . .
-у2- фундаментов тяжелых станков от коэф-
Ьф
фициента йф фильтрации грунта (Вф, Н$,
Вф — ширина, высота и длина фундамента)
Eq — 200 кгс/см2; ро = 0,35:
1 — продольно-строгальные и продольно-фрезер-
ные станки; 2 — тяжелые токарные станки
первую очередь зависит от действия
уровень колебаний в си-
прочность его закрепления
определяющих
выверки станка,
Необходимость рассмотрения поведения несущих систем под
действием динамических нагрузок при разных способах установки
усугубляется еще и тем, что в настоящее время при большой серий-
ности и частой смене объектов производства особенное значение при-
о ретает возможность простой перестановки оборудования и станки
стремятся ставить без крепления.
При соотношениях параметров, типичных для станков, способ
установки станка, как правило, влияет только на нижние собственные
астоты колебаний динамической системы станка и практически
не влияет на верхние. При установке станков средних размеров на
поТ ” цеха с кРеплением болтами или с подливкой опорной
рхности станины нижние собственные частоты системы обычно
15
находятся в пределах 20—80 Гц; при установке без крепления (на
клиньях или жестких опорах) — 10—50 Гц и при установке на упру-
гих опорах — 5—25 Гц; при установке на индивидуальных фунда-
ментах обычного типа нижние собственные частоты системы станина—
фундамент — 10—25 Гц.
В станках нормальной точности при наличии интенсивных источ-
ников возмущений, например, неуравновешенности двигателя или
шлифовального круга *, колебания узлов оказываются интенсив-
„wwvojwa wvw
Рис. 6. Горизонтальные (а) и вертикальные (б) колебания станины станку
1Д62М, работающего на холостом ходу, при различных способах уста-
новки:
/ — на клиньях с подливкой цементным раствором; II — на резинометалличес-
ких опорах
ними — амплитуды колебаний станины достигают десятых долей
миллиметра. При совпадении (при кратности) частоты возмущений
и собственных частот колебаний станка на опорах амплитуда колеба-
ний резко возрастает. В качестве примера на рис. 6 приведены осцил-
лограммы колебаний станины токарного станка 1Д62М, работающего
на холостом ходу, при разных способах его установки. При установке
станка на опоры разной жесткости и изменений собственной частоты
колебаний станка на опорах опасные из условий резонанса частоты
вращения шпинделя изменяются. В исследованном станке основным
* Динамические нагрузки от неуравновешенности шлифовальных кругов см.
часть П гл. I.
16
источником возмущений являлась неуравновешенность электродви-
гателя, вызывающая колебания с частотой 25 Гц. Поэтому при раз-
ных способах установки станка максимальными оказывались те
перемещения станины (горизонтальные или вертикальные), которые
определялись собственными колебаниями станка на частоте, близкой
к 25 Гц (табл. 3). При действии интенсивных источников возмущений
могут резко возрасти не только абсолютные, но и относительные ко-
лебания узлов. Уровень колебаний, вызываемых нагрузками, дей-
ствующими в станке, в значительной степени определяется размеще-
нием источника возмущений. Как правило, уровень колебаний от
неуравновешенности ротора двигателя практически не ограничивает
возможности установки станков нормальной точности.
Таблица 3
Колебания элементов токарного станка 1Д62М от работающего
электродвигателя при разных способах установки
Собственные
частоты ко-
лебаний
стайка на
опорах, Гц
Колебания станины
Относительные
колебания
Установка
Максималь-
ные ампли-
туды, мкм
в плоскости
3
2 =*
язи
На клиньях с подлив-
кой цементным раствором 22
На прокладках «Тико»
толщиной 1" ........ 7
На резинометалличе-
скнх опорах ............ 5
45 25 7,5 1,8 25; 50; 150 0,2
25 25 3,5 11 25; 50 1,5
24 5; 25 16; 8 11 25; 50 1,0
В токарных станках интенсивным источником периодиче-
ских колебаний является неуравновешенность заготовок. Возмущаю-
щие силы, возникающие при вращении неуравновешенных заготовок,
изменяются в широких пределах, определяемых формой детали, спо-
собом получения заготовки, точностью ее установки на станке, не-
уравновешенностью патрона и т. п. Для обработки заготовок с кон-
структивной неуравновешенностью требуются специальные меро-
приятия, обеспечивающие сведение неуравновешенности вращаю-
щейся заготовки до минимума. Максимально возможная неуравно-
вешенность цилиндрических заготовок может быть оценена из усло-
вия вписывания детали с припуском под чистовую обработку в га-
ариты заготовки. При этом максимально возможная статическая
неуравновешенность р при — — 4 (L — длина, d — диаметр заготовки
2 В. В. Каминская
17
в см) может быть оценена по следующим приближенным зависимо-
стям: для отливок из стали р 9d3; для отливок из чугуна р 3,7d3;
для штампованных заготовок р 7d3; для поковок р 0,45d4;
для проката р 0,13а4.
Частоты возмущающих воздействий от неуравновешенности опре-
деляются частотой вращения заготовки, а амплитуды (в кгс) могут
быть вычислены по формуле Р = 1,1 -10-8 р/г2, где р — неуравно-
вешенность в гс-см, п — частота вращения в об/мин.
Наиболее интенсивны возмущения от неуравновешенности при
черновой обработке, которая обычно ведется со скоростями резания
до 150 м/мин. Поэтому при обтачивании заготовок со значительной
неуравновешенностью (при диаметрах 200—250 мм) частоты вращения
оказываются порядка 100—200 об/мин. При растачивании отверстий
сравнительно небольших диаметров в крупных заготовках частоты
вращения значительно больше (до 1200 об/мин). Максимальные воз- ]
мущающие силы при обтачивании неуравновешенных заготовок |
обычно не более 30—50 кгс, редко до 200 кгс.
Возмущающие силы от неуравновешенности заготовок вызывают
низкочастотные колебания системы. При этом ось заготовки смеща-
ется относительно оси вращения, что обусловливает эксцентрич-
ность детали. Однако влияние параметров установки на общую ве-
личину эксцентриситета в результате неуравновешенности заготовки
незначительно. Поэтому, допустимость того или иного вида установки
в данном случае определяется допустимыми из условия обеспечения
требуемой долговечности станка амплитудами колебаний элементов
и условиями неизменяемости параметров установки и долговечности
опор.
При закреплении токарных станков, используемых для обработки
неуравновешенных заготовок, фундаментными болтами создается
предварительное напряжение на опорной поверхности станины. При
этом обеспечивается достаточная прочность соединения станины с фун-
даментом и высокая жесткость установки. Собственные частоты
колебаний станка на опорах оказываются, как правило, выше частот
возмущающих сил и амплитуды колебаний элементов не превышают
допустимых. При установке этих же станков без закрепления болтами
частоты собственных колебаний станков на опорах могут быть близ-j
кими к частотам возмущающих сил. При резонансных режимах ам-1
плитуды колебаний элементов и напряжения в опорных элементах
станка оказываются выше допустимых. Однако вероятность попада-
ния в резонанс при обработке крупных неуравновешенных заготовок
значительно меньше при жесткой установке станков с подливкой
опорной поверхности цементным раствором, чем при установке на
резино-металлические опоры. Именно поэтому станки, предназна-1
ченные для обработки неуравновешенных заготовок, устанавливают!
жестко.
Проведенное обследование практики установки станков показало,
что в настоящее время в машиностроении около 50% токарных стан-
ков средних размеров, в частности, почти все токарные станки, ра-
ботающие с большими нагрузками или в широком диапазоне ре-
жимов, устанавливают с креплением анкерными болтами. Около 40%
станков устанавливают без крепления болтами, на клиньях и под-
ливают. Те из токарных станков, которые не закреплены болтами,
либо используются на неточных операциях, при которых возникаю-
щие при работе станка колебания не отражаются на качестве обра-
ботки, либо работают на заниженных режимах с большим количе-
ством проходов.
При фрезеровании и при токарной обработке прерывистых поверх-
ностей весьма интенсивными являются возмущения, определяемые
периодическим входом и выходом инструмента из металла и перемен-
ностью сечения снимаемой стружки. Последовательность периоди-
чески повторяющихся импульсов может быть разложена в ряд Фурье
и рассмотрена как периодическое возмущение сложного частотного
спектра. Характеристики возмущений, действующих на несущую
систему при прерывистом резании и фрезеровании, разнообразны
и определяются режимами резания, диаметром и числом зубьев фрезы,
конфигурацией обрабатываемых деталей и т. п. Вероятные частоты
возмущений, действующих при фрезеровании, могут изменяться от
3—5 Гц, определяемых частотами вращения фрезы (существенных
при значительном биении режущих кромок), до частот 100—120 Гц
и выше, определяемых произведением частоты вращения фрезы на
число зубьев г (при работе фрез с ножами из твердого сплава, при
обработке цветных сплавов и т. п.). При работе торцовыми фрезами
диаметром 125—400 мМ частоты наиболее интенсивных возмущений
обычно 10—30 Гц. Частоты возмущений при прерывистом резании
на станках токарной группы (при обработке стыкованных или не-
круглых деталей) обычно не превышают 10—15 Гц [6].
_Для протяжных станков частоты наиболее интенсивных возмуще-
ний соответствуют частотам, определяемым входом и выходом зубьев.
Эти частоты при средних режимах находятся в диапазоне 5—25 Гц
и зависят от скорости и протягивания и шага протяжки t ^/ = 122ЕГц ,
где v в м/мин и t в мм).
Амплитуды возмущающих воздействий при фрезеровании также
могут изменяться в широких пределах в зависимости от типа режу-
щего инструмента, характеристик обрабатываемого материала, ре-
жимов резания. Максимальные силы могут превышать средние вне-
сколько раз. На амплитуды динамических нагрузок при фрезеровании
влияет соотношение между диаметром фрезы D и шириной обрабаты-
ваемой поверхности В, а также расположение фрезы относительно
обрабатываемой поверхности. Чем больше отношение , тем меньше
переменная составляющая силы резания. При разложении силы ре-
зания при фрезеровании в ряд Фурье наибольшую величину имеют
постоянная составляющая и амплитуды первой (частота
и второй (частота f2 = Гц) гармоник.
возм?°ВеНЬ относительнь1х клебаний в системе, вызываемых этими
ущениями, от параметров установки зависит незначительно.
2*
19
18
Однако при близости частоты возмущений к частотам собственных
колебаний станка на опорах амплитуды колебаний станины резко
возрастают. Например, для фрезерных станков, установленных не-
достаточно жестко (на клиньях без подливки или на резинометалли-
ческих опорах), частота собственных колебаний станка на опорах
часто оказывается близкой к частоте возмущений, действующих при
работе фрезами большого диаметра с относительно небольшим числом
зубьев и большим сечением стружки. При этом интенсивность на-
грузки достаточно большая и возникающие колебания станины за-
трудняют работу на станке и отрицательно сказываются на долго-
вечности станка. Этим и объясняется, что фрезерные станки, пред-
назначенные для работы твердосплавным инструментом на обдироч-
ных режимах, по возможности устанавливают с креплением фунда-
ментными болтами. В машиностроении около 30% обследованных
горизонтально-вертикально-и универсально-фрезерных станков уста-
навливают с креплением анкерными болтами. Фрезерные станки,
установленные на полу цеха без крепления болтами и без подливки
(около 20%), так же как и токарные, либо используются на грубых
операциях, либо работают на заниженных режимах. По данным стан-
костроительных заводов ЧССР, для станков фрезерной группы, не
закрепленных на фундаменте, предельные режимы резания уста-
навливают на 10—15% ниже, чем для закрепленных.
В поперечно-строгальных и долбежных станках с кулисными,
кривошипно-шатунными и аналогичными механизмами скорость
перемещающегося узла (ползуна) непрерывно изменяется; изменя-
ются ускорения узлов и силы инерции, действующие в системе.
Наибольшей величины силы инерции достигают при обработке
длинных деталей со значительными скоростями резания. При боль-
ших длинах хода и числах двойных ходов ползуна в минуту возни-
кающие силы инерции оказываются значительно больше допусти-
мых по прочности элементов привода. Поэтому в паспортах станков
всегда указывают предельные значения чисел двойных ходов при
данной длине хода. Значения максимальных сил инерции, возникаю-'
щих в некоторых поперечно-строгальных и долбежных станках при
работе с максимально допустимыми числами двойных ходов, приве-
дены в табл. 4.
Максимальная сила инерции, действующая на ползуны поперечно-
строгальных и долбежных станков, при соотношениях параметров,
типичных для станков средних размеров,
Ргаах — 3,1 • 10~6 /X»Gn In2 КГС,
где X = Gn — вес ползуна в кгс; I — длина кулисы в мм; L —
длина хода ползуна в мм; п — число двойных ходов ползуна в минуту.
Для оценки характера изменения силы инерции во времени удобно
представить эту силу как сумму отдельных периодических состав-
вляющих [6]. Частоты и амплитуды составляющих гармоник сил
инерции ползуна поперечно-строгального станка 7В35 и долбежного
станка 7420 при максимально допустимых числах двойных ходов
20
Таблица 4
Максимальные силы инерции Ртах, действующие на ползуны (долбяки) поперечно-строгальных и долбежных станков, при длине хода ползуна L н предельно допустимом максимальном числе двойных ходов п в минуту (паспортные данные станков см. табл. 5)
Модель станка L, мм П, ДВ. ход. мнн ^шах’ кгс Модель станка L, мм п, дв. ход мнн X Я Q
7А37 150 200 400 500 550 700 800 950 1000 98 69 51 34 34 34 24 24 24 439 296 347 206 234 338 218 302 330 7АЗЗ 100 150 200 250 320 186 94 94 61 61 182 74 106 61 89
7А311 75 100 150 200 218 105 105 70 67 34 60 47
7В36 200 300 400 500 600 700 118 « 85 60 42 42 42 460 378 270 184 247 325
7432 150 200 .250 300 320 91 67 44 44 32 123 97 62 86 51
7В35 Основные 100 200 300 400 500 параметр! 151 151 106 78 52 я поперечно 354 736 616 518 338 -строгальн 7420 ых и долб< 25 50 75 100 125 200 :жных ста 168 168 168 168 102 102 нков 40 82 112 222 120 <40 Таблица 5
Тнп станка Модель станка Максимальная длина хода ползуна L, мм Число ДВОЙНЫХ холов ползуна в X Масса станка, кг Масса пол- зуна, кг Расстояние от направляющих ползуна до ос- нования ста- нины, мм
Поперечно- строгальные 7А37 7В36 7В35 7АЗЗ 7А311 1000 700 500 320 200 8,3—98 10,6—118 12,7—151 46,6—186 54,4—218 4500 2400 1900 1100 600 532 283 260 90 49 1395 1265 960 1150 1215
Долбежные 7432 7320 320 200 15,5— 40- 91,4 168 3500 2120 150 100 21
Расчетная жесткость основания Кх при колебаниях в горизонтальной плоскости
вычисляется по формуле (40). Для железобетонных свай коэффициент = 12.
I 7 8
Условную глубину защемления свай в грунте при = 26 и С — 350 тс/м3
примем равной 7d, т. е. 10 = 7-30 = 210 см. При JCR = 6,8-104 см4 и Есв — 2,5 X
X 106 кгс/сма
12-2.5-105-6,8-104-6
2103
— 13,2-104 кгс/см.
Кх =
Расчетная жесткость К.% основания при угловых колебаниях вычисляется
по формуле (41). Определяем величины, входящие в эту формулу. Величина коэффи-
циента жесткости Кх основания по грунту зависит от размеров условного массива
грунта и коэффициентов упругого равномерного сжатия основания.
Размеры условного массива определяются по формулам (42) и (43).
Средневзвешенное нормативное значение угла внутреннего трения
« _ <₽Гг1+*Р2/2 18-6.5 + 24.1,3 _
q,cp-------___ _ _ .
Площадь контура, ограниченного наружными гранями свай (рис. 76, а)
FK = (2,7 + 0,3) (4 + 0,3) = 12,9 ма.
Площадь подошвы условного массива
FM = 12,9 (1 + tg ? = 25,2 м*.
\ К 12,9 4 )
Площадь боковой поверхности условного массива
SM= 4 7,8K25j= 157 м2.
Коэффициенты упругого равномерного сжатия Сг и Сг Ср вычисляются по форму-
лам (45) и (46).
Определяем величины, входящие в эти формулы. Вес грунта в объеме условного
массива при угр = 1,8 тс/м3
Grp = ЛЛвТгр = 25,2- 7,8-1,8 = 353 тс.
Статическое давление, передаваемое на основание условного массива,
12 +90 + 11 + 353 ,о о „
Рст --------------------------оЕ-х--------= 18,3 тс/м3.
25,2
Средневзвешенное значение коэффициента Соср для слоев, пройденных сваями,
при С01 = 800 тс/м3; С02 = 2000 тс/м3; /х = 6,5 м; /2 = 1,3 м и /Св = 7,8 м:
r V Coih 800-6.5+ 2000.1.3 Innn „ , ,
° ср = 2j =-----------------7Д-------= 1000 ТС/М®-
Коэффициент и0 определяем по табл. 34; при Fu — 25,2 м2 х0 = 1,8.
По формуле (45)
Сг = 2000• 1,8 J/ —= Ю 900 тс/м3;
по формуле (46)
С г ср = 1000 • 1,8 j/’— = 5450 тс/м3;
по формуле (44)
Кп = 10 900-25,2 = 2,75-106 тс/м; Кга = 0,35- 5450-157 =• 3-106 тс/м;
Кг = (2,75 + 3) 10е = 5,75-105 тс/м.
200
Вычислим параметры, от которых зависит коэффициент ро:
„2 =^=0 92- х2 (2.75 + 3)10^.7,8.103
св 3 °’2’ *св ~ 6-2,5106-900 “3’4’
При этих значениях т]2в и х2в примем 0О = 0,4 и получим
Кг пр = ₽0Я2= 0,4 5,75 108 = 2,3 105 тс/м.
2 3-105
По формуле (41) получим Ко = 40 —у-----6 1352 = 16,7- I0t0 кгс-см.
Определение частоты собственных колебаний системы. Для определения частоты
собственных колебаний fy используем формулу (35), получим fy = 5,5 Гц.
Проверка правильности выбора параметров виброизоляции. При использовании
свайных фундаментов уровень колебаний от возмущений, действующих в станке,
и углы наклона станка от перемещения возвратно-поступательно перемещающихся
узлов, как правило, меньше допустимых, и соответствующие расчеты могут не про-
водиться. Для проверки, достаточна ли степень виброизоляции, достигаемая при
установке станка на фундамент выбранных размеров, вычислим амплитуды относи-
тельных колебаний инструмента и детали, вызываемые горизонтальными регуляр-
ными и импульсными колебаниями основания.
Максимальные амплитуды колебаний станины, вызываемые регулярными коле-
баниями основания, определим по формуле (58), полагая f = fo. При этом сст. х =
= 2-8= 16 мкм. По формуле (53) амплитуда относительных колебаний сотн =
= 16 0,36 ==0-19мкм-
Для определения амплитуд относительных колебаний, вызываемых импульс-
ными колебаниями основания, воспользуемся формулой (62), полагая и опре-
деляя величину | S (р) | по формуле (60). ^Максимальное значение | S (р) | при to =
= ь>о — Р
. с, . । h л 20 3.14
|S(P)I=-^'T= 62Д“0Д-=1,67 МКМС-
По формуле (62)
Сотн шах = 1.67 (5,5-6,28)-0,36 (4^-') =0,7 мкм.
Проведенный расчет показывает, что амплитуды относительных колебаний, вы-
зываемых колебаниями основания, несколько больше допустимых. Так как превыше-
ние амплитуд колебаний над допустимыми незначительно, возможность использо-
вания свайного фундамента выбранных размеров не исключается. Окончательное
решение должно быть принято после сравнения обоих рассматриваемых вариантов,
б. Фундамент на резиновых ковриках. Размеры фундаментного блока из конструк-
тивных соображений примем такими же, как размеры ростверка свайного фунда-
мента— ГфХВфХЯф = 600 Х500Х 120 см.
Подбор ковриков. В соответствии с приведенным выше определением требуемой
частоты виброизоляции примем с некоторым запасом + =11 Гц. Так как желательно,
чтобы амплитуды колебаний станка при реверсах были минимальны, используем
коврики типа КВ2, у которых горизонтальная жесткость в разных направлениях
различна. Для ковриков типа КВ2-2 выбранное значение частоты + = 11 Гц обеспе-
чивается при удельной нагрузке р = 3,5 кгс/см2 (см. рис 66).
При весе станка с фундаментным блоком G = 90 + 12 = 102 тс требуемая пло-
щадь ковриков
Гкв=^=1Р|2оо=2192.1о4^.
Pfz 3’6
При ширине коврика 35 см необходимая суммарная длина рядов ковриков
LK = 4т2- = 830 см; число ковриков на длине LK пк — = 24. Коврики под бло-
35 Зо
ком целесообразно располагать так, чтобы жесткость системы в плоскости реверса
201
(ZX) была максимальной, а в плоскости ZY минимальной. Это условие удовлетво-
ряется при расположении ковриков двумя рядами по сторонам блока, параллельным
оси У (рис. 76, б) по 12 ковриков в каждом ряду. При этом площадь каждого ряда
fl = 12 35- 35 = 14 700 см2 и длина ряда Lt = 12-35 = 420 см.
Расчетные параметры системы. Масса станка и фундаментного блока М =
= 104 кгс-с2/см. Расстояние от плоскости опор до центра тяжести системы станок—
фундамент h = 67 см. Момент инерции масс станка и фундамента относительно осей,
проходящих через центр тяжести системы станок—фундамент: относительно оси X
Jx = 234- 104 кгс см- с2; относительно оси У 1у = 330- 104 кгс-см- с2.
Расчетную жесткость опор блока при поступательных колебаниях определим по
формулам (47) при /г= 11 Гц; Кг = (2 3,14- II)2- 104 = 49,6 104 кгс/см; при =
= 2,5 и = 2,3 (см. табл. 37)
49 6.104 49 6-104
К = — = 19,9-104 кгс/см; Кх = - = 21,6-104 кгс/см
2,5 2,0
Расчетную жесткость опор блока при угловых колебаниях определим по форму-
лам (48) и (49). Жесткость при колебаниях в плоскости ZY при LK = 420 см Кех —
4202
= 49,6- 104- == 73 108 кгс см. Жесткость при колебаниях в плоскости ZX при
FKB = 2Fi и у/ = 250 см Key = 49,6-104- 2502 = 310- 108 кгс- см.
Определение частот собственных колебаний системы. Определяя частоты соб-
ственных колебаний в плоскости ZY, по формуле (35) при / = Ix; Kq =Kqx, получим
fy = 11,6 Гц; fa» = 5,4 Гц.
Частоты колебаний в плоскости ZX при / = 1у; Ке — Кцу\ fx = 15,7 Гц; fey =
= 7,1 Гц.
Определение перемещений от силовых факторов, действующих в станке. Опреде-
лим амплитуды относительных колебаний инструмента и детали, возникающие
в станке при реверсах, и максимальный угол наклона станка под действием веса
перемещающегося стола. Для определения максимальных амплитуд относительных
колебаний воспользуемся формулой (50), так как в спектре импульса, по форме при-
ближающегося к полуволне синусоиды, высокочастотных составляющих не содер-
жится [6]. Вычислим величины, входящие в эту формулу.
Модуль спектра импульса сил инерции на частоте f± — 7,1 Гц (р1 = 7,1 6,28 =
2Zit
= 43,6 1/с) можно определить по формуле (59), полагая-= 2mv, где т, v— масса
и скорость реверсируемого узла [6]. В АЧнном случае с учетом массы реверсируемой
жидкости можно принять т = 1,8 кгс- с2/«_v = 30 • — = 50 см/с.
__ ,л я 1 гг Л — 1 лев
При <в = 43,6 Юв = - = — = 7- получим cos-^j- ~ 1
. . . 2-1,8-50
“ = 7~743.6 \2 = 4’74 кгс с’
Коэффициент передачи на частоте — 7,1 Гц по формуле (31)
71 = 0,15
/ 7 1 \а
(if) =0-0084-
Для определения коэффициента т) по формуле (51) примем И = Нх~ 143 см.
Тогда
Х 21,6-104 — 104-43,62 ~9,8; 330-104 ,
104-672 + 9'8
202
Максимальная амплитуда относительных колебаний
„ 4,74-1.16-0.0084 1,02
СОТН шах =---104-43 6--- = "W СМ = 0,1 ЫКМ’
Максимальный угол наклона станка от веса перемещающегося стола определим
по формуле (52), принимая G„ = 1400 кгс; ДА = 200 см; G = 102 103 кгс; Lo =
«= 500 см; рф — 50; Лдин = 2 Д):
1400-200-2.0 0.009 0,018
ф ±bU 102-103.1Р-5002 ~ * 10» ’ Ч’п,ах “ '1000 ’
Вычисленные величины аотн гаах и фгаах оказались ниже допустимых. Из этого
следует, что колебания и перемещения от нагрузок, действующих в станке, не тре-
буют коррекции параметров системы виброизоляции.
Проверка правильности выбора способа и параметров виброизоляции. Для про-
верки достаточности степени виброизоляции, достигаемой при установке станка на
рассматриваемый фундамент, вычислим амплитуды относительных колебаний инстру-
мента и детали, вызываемые регулярными и импульсными колебаниями основания.
Амплитуды относительных колебаний, вызываемые регулярными колебаниями
основания, определим по формуле (53); амплитуды колебаний станины — по форму-
лам (54) и (55). При рассмотрении колебаний, вызываемых горизонтальными колеба-
ниями основания, расчет проведем только для верхней частоты связанных горизон-
тальных и угловых колебаний системы в плоскости ZY, так как коэффициенты
передачи колебаний в плоскости ZY выше, чем в плоскости ZX и на частоте 11,6 Гц,
выше, чем на частоте 5,4 Гц, а уровень возмущений одинаков.
Определим величины, входящие в указанные формулы. Коэффициенту определим
по формуле (51), полагая Нх = 0; pt = 2nfy — 2-3,14 11,6 = 73 1/с; 1=1Х —
= 234-10* кгс- см- с2; Кх = 19,9- 104 кгс/см; Н — 143 см.
При этом х = — 0,55; у = 0,17.
Амплитуды колебаний станины
при f = fz астг = 2,5 ]/[1 + ( ] (дпг) = 13>2 мкм’
при f = fxacTX = 2 [1 +(ург)2] (4^)2 0,17=1,8 МКМ"
Амплитуды относительных колебаний,
вызываемые вертикальными колебаниями, основания,
7 11 \2
аот„ г = 13,2-0,07 ( — ) = 0,125 мкм;
вызываемые горизонтальными колебаниями основания
г 11 6 \2
сотнх = 1,8-0,36 (-35-) = 0.097 мкм-
Максимальные амплитуды относительных колебаний в худшем случае могут
быть равны сумме этих величин, т. е. сотн max = 0,125 + 0,097 = 0,22 мкм.
Для определения амплитуд относительных колебаний, вызываемых импульсными
колебаниями основания, воспользуемся формулами (61), (62).
Принимая ориентировочно, что параметры вертикальных и горизонтальных коле-
баний основания одинаковы, и вводя в расчет с некоторым запасом максимальное
значение модуля спектральной плотности на частоте со = соо | S (р) | = 1,67 мкм-с,
получим, следующее. Амплитуды относительных колебаний,
вызываемые вертикальными импульсными колебаниями основания
Г П \2
сОтнг= 1,67(11-6,28)0,07 (-эд 1 =1,08 мкм;
вызываемые горизонтальными импульсными колебаниями основания
аотн х = 1 >67 (11,6 6,28) 0,36 (-44-j 0,17=1,11 мкм.
203
Максимальные амплитуды относительных колебаний, вызываемые импульсными
колебаниями основания,
Ооти шах= 1,08+ 1,11 = 2,19 мкм.
Максимальные амплитуды относительных колебаний, вызываемые колебаниями
основания, оказались выше допустимых. Для снижения уровня колебаний целесооб-
разно несколько уменьшить частоты собственных колебаний виброизолированной
установки, например, путем укладки ковриков в два слоя; при этом частота собствен-
ных колебаний уменьшается в 1^2 раз. После выбора новых параметров опорных
элементов проверочный расчет должен быть повторен. Если оба рассматриваемых
варианта удовлетворяют требованиям, предъявляемым к системе виброизоляции,
окончательный выбор производится исходя из экономических соображений.
ПРИЛОЖЕНИЕ III
НОРМАТИВНЫЕ ДАВЛЕНИЯ НА ГРУНТЫ
Нормативные давления R" на глинистые грунты
Таблица II 1.1
Грунты Коэффициент пористости Епор Значения RH, кгс/см 2 при Грунты Коэффициент пористости епор Значения кгс/см2 при
В-0 В=1 в = о в = 1
Супеси 0,5 0,7 3,0 2,5 3,0 2,0 Глины 0,5 0,6 0,8 1,1 6,0 5,0 3,0 2,5 4,0 3,0 2,0 1,0
Суглинки 0,5 0,7 1,0 3,0 2,5 2,0 2,5 1,8 1,0
Примечание. При промежуточных значениях Епор и В можно определять вели-
чины RH интерполяцией вначале по £пор» а затем по В.
Таблица III.2
Нормативные давления R" на песчаиыс ч>унты
Пески Влажность Значения RH, кгс/см2 для песков
плотных средней плотности
Крупные Средней крупности Независимо от влажности 4,5 3,5 3,5 2,5
Мелкие Маловлажные 3,0 2,0
Влажные и насыщенные водой 2,5 1,5
Маловлажные 2,5 2,0
Пылеватые Влажные 2,0 1,5
Насыщенные водой 1,5 1,0
204
ft-т
Chipmaker.ru
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Астрова Т. И., Овчинникова И. Г. Фундаментные болты из арматуры пери-
одического проката, — «Вестник машиностроения», 1966, № 2, с. 35—39
2. Баркан Д. Д. Динамика оснований и фундаментов. М., Изд. и типолит. Ks 1.
Стройвоенмориздата Л., 1948, 412 с.
Л 3. Безухов К- И. Фундаменты металлорежущих станков. М., Машгиз, 1947,
4. Биргер И. А., Иоселевич Г. Б. Резьбовые соединения. М. «Машиностроение»,
1973, 256 с.
5. Горбунов-Посадов М. И. Балки и плиты на упругом основании. М., Маш-
стройиздат, 1949, 239 с.
6. Детали и механизмы металлорежущих станков. Под ред. Д. Н. Решетова.
М. «Машиностроение», 1972. Т. I, 663 с., Т. II, 520 с.
7. Забылин М. И., Клатцо М. М., Санников А. А. Экспериментальная проверка
основных положений уточненного метода расчета свайных фундаментов. «Известия
вузов. Строительство и архитектура», 1971, № 2, с. 25—32.
8. Инструкция по расчету несущих конструкций промышленных зданий и
сооружений на динамические нагрузки. М. Стройиздат, 1970, 288 с.
9. Инструкция по расчету перекрытий на импульсивные нагрузки. М. Строй-
издат, 1966, 134 с.
10. Каминская В. В. Рекомендации по установке металлорежущих станков.
М. ЭНИМС. 1969; 76 с.
11. Каминская В. В., Левина 3. М., Решетов Д. Н. Станины и корпусные детали
металлорежущих станков. М., Машгиз, 1960, 363 с.
12. Каминская В. В., Французов Ф. А. Влияние способа установки одностоечных
координатно-расточных станков на их жесткость. — «Станки и инструмент», 1960,
№ 5, с. 24—26.
13. Каминская В. В., Ривин Е. И. Виброизоляция прецизионных станков, —
«Станки и инструмент», 1964, № 11, с. 6—12.
14. Клатцо М. М. Параметры колебаний грунта, вызываемых работой кузнечных
молотов. — «Промышленное строительство», 1965, № 5, с. 42.
15. Клатцо М. М. О выборе расчетных значений динамических характеристик
основания фундаментов, рассчитываемых на колебания. Труды ВНИИГС, Вып. 27.
Л., Стройиздат, 1970, с. 40—61.
16. Клатцо М. М., Лускин А. Я. Экспериментальное исследование колебаний,
вызываемых кинематическим возмущением основания массивных фундаментов.
Труды ВНИИГС. Специальные строительные работы, Вып. 29, Т. II, Л., Стройиздат,
1969, с. 60—69.
17. Коваль В. К-> Алексеенко П. П. Соединение оборудования с фундаментом
анкерными болтами, М. ЦБТИ, Минмонтажспецстрой, 1970, 47 с.
18. Колоушек В. Динамика строительных конструкций. М., Стройиздат, 1965,
632 с.
19. Конструкции и наладка автоматических линий и специальных станков,
Брон Л. С., Власов С. Н., Константинов К- Н. и др. М. «Высшая школа», 1969,
256 с.
20. Коренев Б. Г., Черниговская Е. И. Расчет плит на упругом основании. М.,
Госстройиздат, 1962, 355 с.
21. Кудинов В. А. Динамика станков. М., «Машиностроение», 1967, 359 с.
22. Методика испытания токарных станков средних размеров общего назна-
чения на виброустойчивость при резании, М., ЭНИМС, 1961, 44 с.
23. Механика грунтов, основания и фундаменты, Березанцев В. Г., Ксенофон-
тов А. И., Платонов Е. В. и др. М., Трансжелдориздат, 1961, 340 с.
205
24. Пособие по проектированию оснований зданий и сооружений. М., Строй-
издат, 1964, 104 с.
25. Рациональные конструкции фундаментов промышленных зданий. Л., Строй-
издат, 1964, 212 с.
26. Рауш Э. Фундаменты машин. М., Стройиздат, 1965, 420 с.
27. Рекомендации по определению эквивалентных технологических нагрузок
на конструктивные элементы перекрытий производственных зданий. ЦНИИСК
им. В. А. Кучеренко. М., Госстрой СССР, 1969, 58 с.
28. Рекомендации по установке легких и средних металлорежущих станков
без крепления анкерными болтами, М., Госстройиздат, 1966, 7 с.
29. Ривин Е. И. Монтаж металлорежущих станков на упругих вибронзолирую-
щих опорах. М., НТО Машпром, 1964, 24 с.
30. Ривин Е. И. Новые конструкции виброизолирующих опор и ковриков. —
«Вестник машиностроения», 1967, № 2, с. 47—54.
31. Ривин Е. И. Виброизоляторы и системы установки оборудования с автома-
тическим регулированием, Обзор. М. НИИМАШ, 1971, 80 с.
32. Руководство но проектированию виброизоляции машин и оборудования.
М., Стройиздат, 1972, 159 с.
33. Руководство по динамическому расчету свайных фундаментов. Минмонтаж-
спецстрой, ВНИИГС, М., ЦБТИ, 1970, 50 с.
34. Савииов О. А. Современные конструкции фундаментов под машины и их
расчет. Л.—М., Стройиздат, 1964, 346 с.
35. Сахновский К. В. Железобетонные конструкции, М. Госстройиздат, 1960,
840 с.
36. Справочник механика машиностроительного завода. Т. I, М. «Машинострое-
ние», 1971, 623 с.
37. Справочник проектировщика промышленных жилых и общественных зданий
и сооружений. Т. 9. Основания н фундаменты. М., Госстройиздат, 1964, 268 с.
38. Цытович Н. А. Механика грунтов, М., «Высшая школа», 1968, 259 с.
39. Чеботарев В. А. Исследование динамических характеристик и виброизоли-
рующих свойств фундаментных плит для установки прецизионных станков. —
«Станки и инструмент», 1966, № 12, с. 8—11.
40. Чеботарев В. А. Амплитуды колебаний фундаментных плит прецизионных
станков. — «Станки и инструмент», 1970, № 6, с. 13—15.
41. Bandyopadhyay S. N., Taylor S. Vibration of machine tool Foundation. Pro-
ceeding of the 11-th Internat. MTDR, 1970.
42. Carson R. W. Vibration Isolators. Prod. Engng., 34, N 5, 1963, c. 68—78.
43. Crede С. E. Vibration and Shock Isolation. NJ—L, Wiley, 1962, 328 c.
44. Eisele F., Sadowy M. Vergleichende Untersuchungen der Aufstellung von
Schlcifmaschinen in Stockwerksbaute,,. 3 FoKoMa, Mfinchen, 1957.
45. Federn K- Erfahrungswerte, Richt,....u, und Gfitenmasstabe fur die Beurteilung
von Maschinenschwingungen, Konstruktion, 1958, H. 8, c. 289—296.
46. Hoshi T. Parameters of Mounting and Foundation affecting the Structural
Dynamics of Machine Tools, Annals ot the CIRP, 1973, 22, N 1, c. 129—130.
47. Irek B. Foundations and levelling pads in heavy machine tools. Proceedings
of the 6-th Internal. MTDR, 1965.
48. Irtenkauf E. Aufstellungs probleme bei Werkzeugmaschinen von Standpunkt
des Herstellers. Maschinenmarkt, 1958, 64, N 97.
49. Komer 1. Betrachtungen fiber den versteifenden Einflufi der Aufstellung bei
Werkzeugmaschinen. 6 FoKoMa, Munchen, 1964.
50. Machine tool foundation practice, PERA, Report N 126, 1964, 40 c.
51. Polacek M. Vorausbestimmung der optimalen Auslegung des Rahmens
von Werkzeugmaschinen mit Hilfe von Versuchsmodellmaschinen, Maschinenmarkt,
N 7, 1965, c. 37—43.
52. TIusty I. The way of machine tool behavior. Amer. Machinist,'SR, N 547,
march 2, 1964, 8 c.
32 53’ T°blas & A. Schwingungen an Werkzeugmaschinen, Mfinchen, Hauser, 1961,
54. Umbach R. Problems of stiffness and accuracy of large size machine tools.
Proceedings of the 6-th Internat. MTDR, 1965.
Chipmaker.ru
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение............................................................. 3
ЧАСТЬ I
УСТАНОВКА СТАНКОВ НОРМАЛЬНОЙ ТОЧНОСТИ
Глава I. Общие сведения и рекомендации.............................. 10
Влияние способа установки на работоспособность станков ... 10
Рекомендации по установке станков нормальной точности ... 29
Глава II. Выбор способа установки тяжелых станков и станков с длин-
ными станинами из условий жесткости ................................. 35
Общие положения ........................................ 35
Жесткость элементов системы станина—фундамент—основание 40
Выбор типа и размеров фундамента........................ 49
Глава III. Выбор способа установки станков, работающих со значитель-
ными динамическими нагрузками........................................ 54
Общие положения........................................ 54
Определение амплитуд колебаний и сил, действующих по
подошве станины, при установке станков на полу первого
этажа............................................... 65
Оценка устойчивости при резании ......... . . . . 69
Глава IV. Общие вопросы проектирования фундаментов -................ 75
Характеристики грунтов как основания фундаментов . . . 75
Материалы фундаментов.................................. 81
Общие сведения по проектированию и конструкциям фунда-
ментов .............................................. 84
Глава V. Установка станков на фундаментах....................... 91
Конструктивное оформление опорных элементов станин; рас-
положение опор....................................... 91
Установка и регулирование положения станков на фундамен-
тах ................................................. 96
Закрепление станков на фундаментах ..................... 102
часть и
УСТАНОВКА ПРЕЦИЗИОННЫХ СТАНКОВ И СТАНКОВ,
РАБОТАЮЩИХ В АВТОМАТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСАХ
Глава I. Общие сведения и рекомендации по установке прецизионных
станков ............................................................ Ю7
Влияние способа установки на работоспособность станков . . 107
Особенности станков разных типов, определяющие выбор
способа виброизоляции.............................. 128
Рекомендации по установке прецизионных станков.......... 137
Глава II. Определение параметров и выбор способа виброизоляции высоко-
точных станков..................................................... 147
Общие положения ........................................ 147
Методика исследования показателей, определяющих выбор
способа виброизоляции станков....................... 150
Определение параметров виброизоляции; выбор способа уста-
новки, типа и размеров фундамента................... 134
Определение перемещений от силовых факторов, действующих
в станке............................................ 161
Проверка правильности выбора способа и параметров вибро-
изоляции ........................................... 135
207
Глава III. Средства виброизоляции....................... ... 168
Общие сведения.......................................... 168
Опоры для виброизолирующей установки станков . .170
Обычные и свайные фундаменты............................ 173
Фундаменты на резиновых ковриках............ . . 174
Фундаменты иа пружинах..................... • • 177
Глава IV. Установка станков, работающих в автоматических комп-
лексах .............................................................. 182
Особенности установки станков автоматических комплексов 182
Общие сведения по конструкциям фундаментов и установке 184
Приложение I. Пример расчета для выбора типа и размеров фундамента
горизонтально-расточного станка (из условий жесткости) . . 191
Приложение II. Пример расчета виброизоляции под точный плоскошлифо-
вальный станок....................................................... 197
Приложение III. Нормативные давления на грунты....................... 204
Список литературы............................................... • • 205
Chipmaker.ru
Виринея Васильевна Каминская,
Дмитрий Николаевич Решетов
ФУНДАМЕНТЫ И УСТАНОВКА
МЕТАЛЛОРЕЖУЩИХ СТАНКОВ
Редактор издательства И. И. Лесниченко
Технический редактор Н. В. Тимоф'енко Корректор А. П. Озерова
Переплет художника А. Л- Штаркмана
Сдано в набор 19/XI 1974 г.
Подписано к печати 31/III 1975 г. Т-05189 Формат 60X90/16
Бумага типографская №• 3. Усл печ. л. 13,0
Уч.-изд. л. 15,2 Тираж 10 000 экз.
Заказ 1391 Цена 90 коп.
Издательство «Машнностроенно, 107885, Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3.
Ленинградская типография № 6 Союзполнграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10
приведены в табл. 6. Как правило, наиболее существенны амплитуды
двух-трех первых гармоник на частотах до 5—7 Гц. Так как соб-
ственные частоты колебаний станков на опорах значительно выше
(например, при установке на упругие опоры нижняя собственная
частота угловых колебаний на опорах станка 7М36 около 9 Гц),
то действие сил инерции при оценке допустимости выбранного спо-
соба установки можно рассматривать как статическое.
Таблица 6
Амплитуды (числитель) и частоты (знаменатель) составляющих сил инерции ползуна при работе с максимально допустимыми числами двойных ходов
Модель станка S 2 Амплитуды (кгс) и частоты (Гц) изменения силы инерции, соответствующие разным гармоникам
(длина кулнсы, мм) Длина хода L О X - ta с п Ж S S 1 II 1 2 3 4 5
500 52 0,374 186 145 81 40 19
0,86 1,72 2,58 3,44 4,3
400 78 0,30 350 210 94 38 14
7В35 1,29 2,58 3,87 5,16 6,45
(668) 300 106 0,224 490 220 74 22 6,1
1,77 3,54 5,31 7,08 8,85
200 151 0,15 660 198 47 9,5 1,7 J
2,51 5,02 7,53 10,0 15,1
200 102 0,461 117 108 74,5 45,6 26,3
1,7 3,4 5,1 6,8 8,5
125 102 0,289 73,3 42,4 18,4 7,1 2,55
7420 1,7 3,4 5,1 6,8 8,5
(217) 100 168 0,231 158 73 25,3 7,8 2,2
2,8 5,6 8,4 11,2 14,0
75 168 0,173 118 40,8 10,6 2,4 0,53
2,8 5,6 8,4 11,2 14,0
Наиболее надежной является установка поперечно-строгальных
станков с креплением фундаментными болтами. При достаточно хо-
рошем качестве и прочности подливки допустима также установка
без крепления болтами. При плохом качестве подливки напряжения
по подошве станины от сил инерции существенно большие, чем на-
пряжения от веса, обусловливают разрушение подливки и отрыв
станка от пола.
В станках с кривошипно-шатунными, кулисными и аналогичными
механизмами, наиболее интенсивными источниками динамических
возмущений являются импульсные возмущения от ударов в зазорах.
Возникновение ударов в зазорах объясняется спецификой кинематики
станка, в частности тем, что в период разгона ползуна ведущим явля-
22
ется двигатель, а в период торможения ползуна — ползун. Ампли-
туды колебаний станин с частотами собственных колебаний системы,
вызываемые возмущениями от ударов в зазорах, в большинстве
гт/чаев существенно превышают амплитуды низкочастотных колеба-
ний от сил инерции. Примеры записи вертикальных колебаний ста-
нины поперечно-строгального станка 7В35 приведены на рис. 7.
Станок был установлен жестко на бетонном полу цеха, подлит и при-
тянут анкерными болтами. Подливка с течением времени разруши-
лась, затяжка болтов ослабла, и амплитуды колебаний возросли.
Рис. 7. Примеры записи вертикальный колебаний нижней части станины поперечно-
строгального станка 7В35 (т — время холостого хода; тр.х — время рабочего хода;
тр — время резания):
а — станок установлен с крепленном болтами; п — 38 дв. ход/мнн; L — 455 мм; Ртах=
= 113 кгс; т_ х = 0.98 с; т = 0,61 с; б — станок установлен без крепления болтами; п =
= 38 дв. ходГмип: L = 482 мм; Ргаах= 124 кгс; Ррез = 270 кгс; тр х= 0,98 с; Тр = 0,39 с;
т = 0,61 с; в — станок установлен без крепления болтами; п = 27,5 дв. ход/мнн; L = 455 мм;
₽тах = 66 кгс; ррез= 270 кгс; тр.х = 1-37 с: хр = °>34 с- х = О.81 с
При изменении параметров установки меняется не только ампли-
туда, но и частота колебаний.
При жесткой установке на плите или перекрытии поперечно-
строгальных и долбежных станков в одном помещении в точными стан-
ками уровень колебаний пола, возникающих при работе этих станков,
может оказаться достаточно высоким (особенно при низкой жест-
кости несущих конструкций) и потребуется либо активная вибро-
изоляция станков—источников колебаний, либо пассивная вибро-
изоляция точных станков.
В машиностроении большинство (около 66%) поперечно-стро-
гальных и долбежных станков установлено с креплением анкерными
олтами и около 40% — без крепления болтами, но с подливкой
опорной поверхности станины цементным раствором.
шлифовальных, продольно-строгальных и других станках с ре-
рсируемыми узлами, в которых скорость перемещающегося узла
время рабочего хода постоянна, наиболее интенсивные возмуще-
23
ния возникают при реверсах. Эти возмущения можно рассматривать
как некоторый импульс сил инерции, величина которого определяется
массой и скоростью перемещающегося узла, а форма, т. е. закон
изменения во времени, и продолжительность — настройкой системы,
осуществляющей реверс.
В шлифовальных станках средних размеров продолжительность
процесса реверсирования меняется в пределах 0,1—1,5 с, причем,
как правило, время реверса тем больше, чем больше скорость пере-
мещения стола. Для плоско-шлифовального станка ЗБ71М при массе
стола 300 кг силы инерции 100—200 кгс; для станка 372Б при массе
стола 900 кг — порядка 400—600 кгс; при плавном реверсе силы
инерции меньше. Подробнее о возмущениях, действующих в шли-
фовальных станках, и о их влиянии на работоспособность станка при
разной его установке см. часть II гл. I.
В продольно-строгальных станках, где массы реверсируемых
узлов значительно больше, чем в шлифовальных, процесс реверси-
рования обычно оказывается более длительным и возникающие при
реверсировании силы инерции значительно больше. Продольно-
строгальные станки устанавливают на индивидуальных фундаментах,
причем размеры фундамента определяются, как правило, не действу-
ющими в станке динамическими нагрузками, а жесткостью системы
станина—фундамент, назначаемой из условия предотвращения чрез-
мерных деформаций от неравномерного проседания фундамента.
Нарушение точности установки станка может быть вызвано
не только значительными силами, действующими по подошве станины,
но и импульсными возмущениями (действующими в станке при пуске
двигателя, при врезании и выходе инструмента и т. п.), вызываю-
щими односторонние смещения (сбои) в опорных элементах станка [6 ].
При установке станка, например, на клиновые башмаки (без затяжки
фундаментными болтами) во время регулировки положения станка
регулировочный винт в башмаке оказывается натянутым. При импуль-
сных возмущениях силы трения в стыках элементов башмака изме-
няются, и клин смещается относительно корпуса. При этом опорная
поверхность станины перемещается в вертикальной плоскости и пра-
вильность установки нарушается. Подобная картина наблюдается
и при установке станка на клиньях. Известны случаи, когда в пра-
вильно установленном вначале станке при повторной проверке часть
башмаков оказывалась совершенно ненагруженной и они легко вы-
нимались из-под станка.
В станках с жесткими станинами нарушение точности установки
приводит главным образом к наклону станка. Так как такие станки,
даже не выставленные по уровню, работают удовлетворительно,
их можно устанавливать на общей плите цеха без крепления. Так
устанавливают, например, большинство токарных горизонтальных
автоматов и полуавтоматов, вертикальных многошпиндельных полу-
автоматов. То же относится к большинству обследованных неболь-
ших зубофрезерных и шлицефрезерных станков, около 85% которых
установлены непосредственно на пол цеха без анкерных болтов и без
подливки.
24
В станках с нежесткими станинами при нарушении точности уста-
новки направляющие искривляются, что влияет на относительные
перемещения инструмента и заготовки, т. е. на погрешности формы,
расположения поверхностей обрабатываемых деталей и на правиль-
ность контакта в направляющих. Так, относительные перемещения
стола и головки круглошлифовального станка (см. табл. 2) были на-
ибольшими в том случае, когда станок, установленный на 15 башма-
ков, уже потерял первоначальную точность установки (перед про-
ведением измерений выверка
станка не производилась).
Искривление направляю-
щих, возникающее в резуль-
тате нарушения точности
установки, может в десятки
раз превышать величины,
допустимые по нормам точ-
ности (рис. 8).
При установке станков
на клинья или клиновые
башмаки без подливки и зак-
репления станка болтами
точность установки наруша-
ется сразу же после начала
работы на станке. Так как
жесткость станин токарных
станков на кручение, как
правило, меньше, чем на
изгиб в вертикальной плос-
кости извернутость станины
возрастает значительно боль-
Рис. 8. Перекосы суппорта станка 1К62 прн
продольном перемещении:
/ — станок установлен на клиньях; II — станок
установлен на резинометаллнческих опорах; 1 —
ше, чем непрямолинейность.
Станки, установленные на
плоские прокладки, сохрани-
первоначальные; 2 — после кратковременной
работы на черновых режимах; 3 — после 2,5 меся-
цев нормальной эксплуатации; 4 — после 6 меся-
цев нормальной эксплуатации; 5 — после 12
месяцев нормальной эксплуатации
ют первоначальную точность
дольше, чем установленные на клинья. Фиксация регулируемых эле-
ментов опоры, например, с помощью контргаек или при закреплении
станка на фундаменте исключает смещения в опорах. Поэтому точ-
ность установки станков, подлитых и установленных на жесткие фик-
сируемые винтовые опоры (типа ОЖ-1 см. рис. 38, в), сохраняется
длительное время. При установке станков на резинометаллические
опоры искривление направляющих вследствие нарушения точности
установки происходит не сразу, а с течением времени, в результате
ползучести (крипа) резины. Максимальные перекосы суппорта сна-
чала возрастают и выходят из допуска, а затем сабилизируются.
юэтому станки, устанавливаемые на резинометаллические опоры,
в первое время после начала эксплуатации должны периодически
выставляться.
Для станков, работающих со значительными динамическими
агрузками, выбор способа установки определяется не только тре-
25
бованиями обеспечения их нормальной работоспособности, но и воз-
мущениями, передаваемыми от станков, а также динамическими ха-
рактеристиками оснований, от которых зависит уровень колебаний
основания, шум в помещении, работоспособность соседних машин
и т. п. (см. гл. III).
Влияние установки станков на устойчивость при резании. Способ
установки станков влияет на устойчивость при резании в тех станках,
в которых относительные перемещения инструмента и детали в зоне
резания зависят от колебаний станин, плит, стоек и т. п. (т. е. элемен-
тов, поведение которых в значительной степени определяется пара-
метрами установки). К таким относятся токарные станки со стани-
нами на ножках при обработке на них деталей большой длины, ра-
диально-сверлильные и одностоечные продольно-строгальные станки,
станки портального типа и т. п.
В радиально-сверлильном станке, установленном на виброизо-
ляторах, по сравнению со станком, установленным непосредственно
на полу, области неустойчивого резания расширились. Это объяс-
няется тем, что при установке на виброизоляторах увеличиваются
деформации плиты, и амплитуды относительных колебаний инстру-
мента и заготовки при колебаниях «камертонного вида» резко воз-
растают [53].
В карусельных станках одна из форм колебаний, при которой
наблюдается неустойчивое резание, представляет собой колебания
портала, зависящие от жесткости крепления стоек на фундаменте.
Аналогичные явления наблюдаются в продольно-строгальных и про-
дольно-фрезерных станках.
Влияние установки на устойчивость при резании на токарных
станках средних размеров со станинами на ножках исследовалось
в ЭНИМСе. При разных способах установки одного и того же станка—•
на клиньях с подливкой опорной поверхности станины цементным
раствором, на клиньях без подливки, на жестких винтовых опорах,
и на резинометаллических опорах было исследовано около 40 стан-
ков с наибольшим диаметром обрабатываемых деталей 320 и 400 мм.
При точении болванки из стали 45 длиной 0,8 L (L — расстояние
между центрами) и диаметром 0,25 Ои6, зажатой в патроне и поддер-
живаемой задним центром, определялась предельная глубина реза-
ния без вибраций. Точение проводилось резцом с пластиной твердого
сплава Т15К6 при скорости резания 70 м/мин и подаче 0,21 мм/об.
Анализ полученных результатов позволил установить следующее.
Предельная глубина резания, определенная на разных экземплярах
станков, в одних и тех же условиях оказывается различной (табл. 7).
Относительная виброустойчивость станка, установленного на рези-
нометаллических опорах, по сравнению с виброустойчивостыо того же
станка, установленного на клиньях (отношение соответствующих
значений /пР), изменяется меньше. Способ установки не влияет
на устойчивость при обработке на станках с короткими стани-
нами. Например, при испытании станков с расстоянием между
центрами 710 мм предельная глубина резания при установке па
клиньях и на резинометаллических опорах была почти одинаковой.!
26
Таблица 7
Влияние способа установки токарно-винторезных станков 1К62
на виброустойчивость
Расстояние между центрами, мм 1 Вид установки Резаннс у передней бабки Резанне у задней бабки
Среднее значение предельной глубины резания ?Пр, мм Среднее квадратическое отклонение о, % Сравнитель- ная вибро- устойчивость ^пр. опор *пр. клин Среднее значение предельной глубины резания /пр, мм Среднее квадратическое отклонение о, % Сравнитель ная внбро- устойчивость *пр. опор ^пр. клин
Среднее значе- ние Среднее ква- дратическое отклонение, % Среднее значе- ние Среднее ква- дратическое отклонение о, %
710 На клиньях 7,9 17 0,98 3 6,6 34 0,95 13
На резинометал- лических опорах ,7,8 18 6,2 34,5
1000 На клиньях 7,0 14 0,76 21 5,4 23,5 0,84 15
На резинометал- лических опорах 5,2 15 4,5 23
1400 На клиньях 6,0 28 0,82 17 4,1 34,5 0,84 30
На резннометал- лических опорах 4,8 26 3.3 24
В станках с относительно длинными нежесткими станинами при
обработке детали, закрепленной в патроне и поддерживаемой зад-
йим центром, наблюдается заметное влияние способа установки на
виброустойчивость. В станках с Онб = 400 мм с расстоянием между
центрами 1000 мм снижение среднего значения предельной глубины
резания при установке на резинометаллические опоры по сравнению
с установкой на клиньях оценивается величиной 20—25%. Наиболь-
шее влияние установки наблюдалось в тех станках, у которых вибро-
устоичивость достаточно высока * при резании у передней и у задней
а ок, при резании в середине детали зависимость предельной глу-
ины от способа установки существенно меньше.
средней п₽Х СЛУЧЭЯХ’ когла пРеДельная глубина резания оказывалась намного ниже
нялись' пг Г1 ° УДаВ/Л°СЬ Устаповить дефекты сборки, которые по возможности устра-
нием межп ТЯ?ККа болтов’ кРепящих переднюю бабку к станине, в станке с расстоя-
почти в 2 разаНТРаМИ ММ пРивела к повышению предельной глубины резания
27
В станках с расстоянием между центрами 1400 мм вибро)стой-
чивость при установке на резинометаллические опоры по сравнению
с установкой на клинья снизилась на 15—20%, что несколько меньше,
чем в станках с расстоянием между центрами 1000 мм. Это объясня-
ется тем, что для станков с расстоянием между центрами 1400 мм
с длинными, относительно нежесткими станинами установка на кли-
ньях не может рассматриваться как жесткая. Для таких станков тре-
буемся более жесткая установка, т. е. на клиньях с подливкой цемент-
ным раствором или с креплением болтами.
Сравнение виброустойчивости одного и того же станка с £>нб =1
= 400 мм и расстоянием между центрами 1000 мм при разных спосо-
бах установки показывает (табл. 8), что при установке станка на
клиньях с подливкой опорной поверхности станины цементным рас-
твором устойчивость оказалась существенно выше, чем при установке
на клиньях без подливки; при установке станка на жесткие винто-
вые опоры предельная глубина резания оказывается больше, чем
Таблица 8
Предельная глубина резания при обработке
на токарно-винторезном станке 1К62 с расстоянием между центрами 1000 мм
Глубина резания в мм при резаннн
Вид установки у задней бабки в середине детали у передней бабкн
На клиньях с подливкой цементным раствором . На клиньях без подливки На резинометаллических опорах без- подливки На жестких опорах ОЖ-1 7 5,5 4 5,5—6 3 3 2—2,5 3 8 6,5—7 4,5 8
мм и диаметром ПО мм зажата
V = 70 м/мнн; s — 0,21 мм/об.
Примечание. Детачь из стали 45
длиной 800
в патроне н поджата задним центром; режимы резаиия:
при установке на резинометаллические опоры (при точении у передней
бабки в 1,8 раза и при точении у задней бабки в 1,4 раза), и больше,
чем при установке на клиньях без подливки (при точении у переднем
бабки на 15—20% и при точении у задней бабки примерно на 10е I
Так как закономерности, выявленные при испытании значительного^
количества станков, четко проявляются и при испытаниях дан
станка, можно считать, что эти результаты являются общими. Г.ри
исследованиях предельная глубина резания определялась также при
точении детали, закрепленной в конусе шпинделя так, как это пре-
дусмотрено стандартными испытаниями на устойчивость. При обра-
ботке консольной оправки способ установки станка на предельно ю
глубину резания не влияет. Таким образом, виброустойчивость то-
карных станков при недостаточно жесткой установке снижается в тех
случаях, когда деформации станины влияют на относительные пере-
мещения инструмента и детали, т. е. при обработке деталей большой
длины на тяжелых режимах.
28
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО УСТАНОВКЕ СТАНКОВ
НОРМАЛЬНОЙ ТОЧНОСТИ
* (1
ней жесткости (
и с составными ста-
Станки нормальной точности в зависимости от их массы и кон-
струкции могут быть установлены на пол цеха, на устроенные в полу
утолщенные бетонные ленты (ленточные фундаменты) или на специ-
ально проектируемые фундаменты обычного типа. На пол цеха уста-
навливают станки массой до 10—15 т со станинами жесткими и сред-
74-8, I — длина, h—высота сечения станины).
Толщину бетонной плиты (подстилающего слоя пола) определяют
из расчета на прочность и назначают не менее 150 мм. На пол (общую
плиту) цеха или на утолщенные бетонные ленты соответствующей
прочности и жесткости устанавливают и более тяжелые станки (мас-
сой до 30 т). Проектирование и расчет прочности пола производят
в соответствии с нормами проектирования полов (СНиП П-В. 8-71).
На специально проектируемые фундаменты устанавливают: а) стан-
ки с нежесткими, т. е. длинными
нинами, в которых требуемая жесткость станины обеспечивается
за счет фундамента; б) тяжелые станки (массой более 10 т), размеща-
емые в цехах, толщина пола которых, определяемая работоспособ-
ностью большинства установленных в цеху станков, недостаточна
для установки станков данной массы; в) станки, размещаемые в це-
хах, полы которых выполнены с нежестким подстилающим слоем
(без бетонной подготовки).
Могут использоваться индивидуальные и групповые фундаменты.
Размер фундамента в плане определяют по габаритам опорной поверх-
ности станины. Высоту фундамента для станков массой до 30 т наз-
начают по табл. 9. Для станков массой свыше 30 т высоту фундамента
назначают из условия обеспечения необходимой жесткости станины
за счет фундамента (тяжелые токарные, продольно-фрезерные и про-
дольно-строгальные, расточные и т. п. станки), а также из конструк-
тивных соображений. J
Станки средних размеров можно устанавливать на перекрытиях.
При этом должны выполняться условия обеспечения прочности не-
сущих конструкций здания (с учетом динамических нагрузок [8])
I ограничения уровня колебаний (в соответствии с санитарно-тех-
ническими нормами и требованиями технологического процесса).
пнпл2оН0СТЬ Установки станков на фундаменте обеспечивается регу-
nervnun^fM положения станка с помощью подкладок, клиньев или
впикятГ^; МЫХ клиновых или винтовых опор. Станки можно устана-
ментр г ^.3 закРепления на Фундаменте и с закреплением на фунда-
п мощью фундаментных болтов или подливки опорной по-
В СНиП П-Б.7-70 — —
~h < * В * 10- Проведенные исследования показали,
У новкой на плиту более коротких станков.
указано, что на полу могут устанавливаться станки при
что предпочтительнее ограничиться
29
верхности станины цементным раствором. Иногда станки, закреплен J
ные с помощью болтов, кроме того, подливают. Для особо точной
и жесткой установки станков применяют специальные чугунны»
фундаментные плиты, снабженные регулировочными приспособле-1
ниями, жестко заделываемые в фундамент.
Таблица .9
Высота фундаментов под металлорежущие станки
нормальной точности массой до 30 т (СНнП Н-Б.7-70)
Высота фун-
Станки дамента, м
0,3/1
0,4 VI
0,6 V L
0,6—1,0
0,8—1,4
Токарные, горизонтально-протяжные, продольно-строгаль-
ные, продольно-фрезерные..........................
Шлифовальные ......................................
Зуборезные, карусельные, вертикальные полуавтоматы и ав-
томаты, консольно- и бесконсольно-фрезерные, горизонтально-
расточные ...........................................
Вертикально- и радиально-сверлильные *.............
Поперечно-строгальные, долбежные *.................
* Ббльшпе значения принимают для станков больших размеров.^
Примечание. L длина фундамента в м.
На общей бетонной плите цеха с креплением фундаментными бол-И
тами станки устанавливают: а) когда это диктуется требованиями
техники безопасности (станки, предрасположенные к опрокидывав
нию — радиально-сверлильные и высокие вертикально-сверлильныеИ
станки других типов при обработке на них тяжелых деталей, устав
навливаемых с помощью крано~в); б) при необходимости обеспечи я
совместную работу станины и фундаментной плиты (станки с относив
тельно длинными нежесткими станинами — при> 6-е-8); в) п|В
значительных динамических воздействиях от возвратно-поступателыЛ
перемещающихся масс (строгальные станки), от вращающихсЯ
неуравновешенных масс, при работе со скоростными режимами (тоИ
карные, фрезерные станки).
Установка с креплением болтами (на клиньях с подливкой опор1
ной поверхности станины или на регулируемых опорных элементах
без подливки) является наиболее жесткой и может применяться Д11
всех станков нормальной точности, для которых допустима установи!
на полу. При необходимости частой выверки и установки стапк|
на регулируемых опорах, подливают только основание опоры. Дл|
повышения жесткости рекомендуется затяжка болтов со значител»
ными силами.
Для станков, устанавливаемых на полу цеха и требующих пере
становки (за исключением указанных выше), можно применять уста-
новку без крепления болтами. Без крепления болтами с подливко
опорной поверхности станины цементным раствором можно устава
30
ивать большинство легких и средних станков, используемых в ши-
роком диапазоне режимов на операциях нормальной точности. Станки,
работающие со значительными динамическими нагрузками, в част-
ности поперечно-строгальные, можно устанавливать без крепления
болтами при прочности цементного раствора подливки не ниже
150 кгс/см2. Установка без крепления болтами и без подливки на
жестких опорах допускается для станков, работающих на нетяжелых
режимах, с недлинными станинами < 5ч-б), требующих частой
перестановки. Во избежание быстрой потери точности установки
станка необходима фиксация регулируемого элемента опоры, поэтому
установка на клиновых подкладках не рекомендуется. Для удобства
перестановки целесообразно использовать опоры, скрепленные со
станком (ти!\а опор ОЖ, см. рис. 38, в).
На резииометаллических опорах можно устанавливать станки
с жесткими станинами 4ч-5 , работающие на легких режимах
с относительно небольшими динамическими нагрузками, требующие
частой перестановки. При установке на резинометаллические опоры
в течение первого года эксплуатации необходима периодическая вы-
верка станка. Применять резинометаллические опоры рационально
для станков, работающих при интенсивных колебаниях основания,
и при необходимости активной виброизоляции станков, в частности
поперечно-строгальных, устанавливаемых на нежестких перекрытиях.
Амплитуды колебаний станин не должны превышать допустимых.
Общие рекомендации по установке станков разных типов на полу
первого этажа приведены в табл. 10. Станки, устанавливаемые на
специально проектируемые фундаменты, как правило, крепятся
фундаментными болтами. Станки с относительно недлинными стани-
нами, не требующие периодической выверки, можно устанавливать
на клиньях и подливать по всей опорной поверхности станины цемент-
ным раствором (с креплением болтами или, реже, без крепления
болтами). Станки с длинными станинами устанавливают на регули-
руемых (винтовых или клиновых) опорах и притягивают болтами;
основания клиновых башмаков подливают. В таких станках иногда
часть опорной поверхности станины, например, под тяжелым порта-
лом, дополнительно подливают.
У станавливать станки нормальной точности на фундаменты без
крепления болтами или без подливки нецелесообразно. Для повыше-
ния устойчивости при резании стойки портальных станков надо
закреплять болтами.
При установке станков на перекрытиях применяют те же опор-
ные элементы и виды крепления станков, что и при установке на
°?.ПерВ0Г° этажа> Установку с креплением болтами применяют
' JT В Т°М слУчае» когда в помещении предусмотрены специальные
п п1г.( ИСТВа ДЛ^ кРепления болтов (заделаны швеллеры, металлические
плиты и т. п.).
с плпп1 -становке станков на перекрытиях на жесткие опоры или
1ВКОИ опорной поверхности станины цементным раствором
31
Таблица 10
Общие рекомендации по установке станков нормальной точности средних размеров (масса до 10 15 т)
на полу первого этажа (с жестким подстилающим слоем)
Типы станков Вид установки
С креплением анкер- ными болтами Без крепления болтами с подливкой опорной поверхности станины цементным раствором Без крепления болтами н без подливки опорной поверхности станины На упругих (в частности, на резинометаллических) опорах
Токарные, револьвер- ные Станки, не требую- щие перестановки и ис- пользуемые в широком диапазоне режймов (в том числе обдирочных), на работах с ударными нагрузками, для обра- ботки неуравновешен- ных деталей. Станки с длинными станинами, ис- пользуемые на тяже- лых режимах Станки, не требую- щие частой перестанов- ки, или с длинными ста- нинами, используемые на нетяжелых режимах Станки, требующие частой перестановки с относительно недлинны- ми станинами. Для по- вышения жесткости ста- нины на ножках могут устанавливаться на опо- ры вместе с промежу- точной металлической рамой, связывающей ножки Станки, устанавливае- мые на нежестких пере- крытиях или в усло- виях интенсивных коле- баний основания. Могут устанавливаться относи- тельно небольшие станки (Г>иб«£400 мм; расстоя- ние между центрами 1000 мм), требующие частой перестановки, используемые для обра- ботки уравновешенных деталей на нетяжелых режимах
Вертикальио-свер- Станки, устанавли- Станки, устанавли- Станки, устанавли-
лильиые ваемые в мостовых зонах работы кранов ваемые вне зон работы мостовых кранов, не требующие частой пере становки или исполь- ваемые вне зон работы мостовых кранов, тре- бующие частой переста- новки, используемые на —
зуемые на тяжелых ре- нетяжелых режимах
Каминская
Радиальио-сверлиль- Основная часть стан-
ные ков —
Г ор изонтально-расточ-
ные (с крестовым столом)
Основная часть стан-
ков (так как станины
должны периодически
выверяться в качестве
опорных элементов, как
правило, используют
клиновые башмаки)
Небольшие станки,
требующие перестанов-
ки, используемые для
операций относительно
невысокой точности
Консольно- и бескон-
сол ьно-фр ёзер ные
Станки, не требую-
щие перестановки, ис-
пользуемые в широком
диапазоне режимов (в
том числе обдирочных).
Станки, предназначен-
ные для работы с тяже-
лыми режимами
Основная часть стан-
ков, не требующих ча-
стой перестановки; стан-
ки, требующие переста-
новки, используемые
на тяжелых режимах
Станки, требующие
частой перестановки,
используемые на нетя-
желых режимах
Станки, устанавливае-
мые на нежестких пере-
крытиях; могут устанав-
ливаться станки, требу-
ющие частой переста-
новки, если иа ннх не
должна производиться
обработка с тяжелыми
режимами
Продолжение табл. 10
Вид установки На упругих (в частности, на резинометаллических) опорах Станки, устанавливае- мые на нежестких пере- крытиях; могут устанав- ливаться станки, требую- щие частой перестанов- ки, используемые на не- тяжелых режимах Станки, устанавливае- мые на недостаточно же- стких перекрытиях или в непосредственной бли- зости от высокоточных станков 1 1
Без крепления болтами и без подливки опорной поверхности станины Станки, требующие частой перестановки, используемые на опера- циях относительно не- высокой точности или на нетяжелых режимах 1 1 1
Без крепления болтами с подливкой опорной поверхности станины цементным раствором Основная часть стан- ков, не требующих пе- рестановки; станки, тре- бующие перестановки, используемые на тяже- лых режимах Станки, требующие перестановки, исполь- зуемые на нетяжелых режимах или на опера- циях относительно не- высокой точности, уста- навливаемые на жест- ких перекрытиях Станки, используемые на нетяжелых режимах или на операциях отно- сительно невысокой точности Станки, используемые на нетяжелых режимах или на операциях отно- 1 сительно невысокой точ- ности
С креплением анкер- ными болтами Станки, не требую- щие перестановки, ис- пользуемые в широком диапазоне режимов (в том числе на черновых операциях); станки пред- назначенные для работы с тяжелыми режимами Станки, используемые в широком диапазоне режимов (в том числе обдирочных) или для точных работ Основная часть стан- ков Станки, используемые на тяжелых режимах или для точных работ
Типы станков Зубофрезерные ✓ Поперечно-строгаль- ные, долбежные Протяжные Зубострогальные, зу- бодолбежные
34
уровень колебаний, допустимый по санитарно-гигиеническим нор-
мам (табл. П), обеспечивает и нормальную работу станка. В том слу-
чае когда уровень колебаний перекрытия, определяемый работой
станков, оказывается выше допустимого по санитарно-гигиениче-
ским нормам, необходимо устанавливать станки на упругие опоры,
соответствующий подбор которых, как правило, снижает уровень
колебаний перекрытия. Однако при этом уровень колебаний станка
от действия внутренних источников возмущений может возрасти.
Таблица 11
Предельно-допустимые амплитуды гармонических колебаний
иа рабочих местах в производственных помещениях (СН 245—71)
Частота, Гц Перемещение, мм Скорость, мм/с Ускорение, мм/с2
ДоЗ 0,6—0,4 11,2—7,6 220—140
3—5 0,4—0,15 7,6—4,6 140—150
5—8 0,15—0,05 4,6—2,5 150—130
8—15 0,05—0,03 2,5—2,8 130—270
15—30 0,03—0,009 2,8—1,7 270—320
30—50 0,009—0,007 1,7—2,2 320—700
50—75 0,007—0,005 2,2—2,8 700—1120
75—1000 0,005—0,003 2,8—1,9 1120—1200
Вопросы выбора марки бетона, защиты бетона от вредного воз-
действия масел, гидроизоляции фундаментов, выполнения темпера-
турно-усадочных швов, выбора анкеровки, размеров подошвы и глу-
бины заложения фундамента, расчета фундаментов по несущей спо-
собности основания и т. п. решаются в соответствии со строительными
нормами и правилами.
Глава II. ВЫБОР СПОСОБА УСТАНОВКИ ТЯЖЕЛЫХ
СТАНКОВ И СТАНКОВ С ДЛИННЫМИ
СТАНИНАМИ ИЗ УСЛОВИЙ ЖЕСТКОСТИ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
В большинстве случаев для установившихся конструкций стан-
ков, работающих в типовых условиях, выбор способа установки,
в частности, обеспечивающего необходимую жесткость, производится
на основе общего рассмотрения особенностей и условий работы станка
(см. гл. I). Однако в ответственных случаях, для станков с длинными
или составными станинами, для тяжелых станков и т. п. при выборе
типа фундамента (общей плиты цеха или индивидуального), назна-
чении высоты фундамента и выборе способов закрепления станка
необходимо проводить соответствующие расчеты.
Особенности расчета статических упругих перемещений станин
совместно с фундаментами в значительной степени определяются тем,
что общие деформации системы зависят не только от деформаций
станины и фундамента, но и от деформаций грунта. Грунт деформи-
руется не мгновенно, а во времени; свойства грунта меняются в про-
цессе его уплотнения; законы деформации различных типов грунтов
различны; вследствие значительной неоднородности их расчетные
характеристики определяются только с некоторым приближением.
Поэтому упругие перемещения станин могут быть оценены только
приближенно и при рассмотрении совместных деформаций фунда-
мента и грунта используются простейшие гипотезы. В частности,
при рассмотрении деформации фундаментов как балок или плит на
упругом основании используется гипотеза о прямой пропорциональ-
ности между перемещениями и реакцией грунта (гипотеза Винклера);
при оценке зависимости деформаций от времени используется филь-
трационная теория консолидации грунтов и т. п.
При определении деформаций станин, закрепленных на полу,
последний следовало бы рассматривать как плиту переменной жест-
кости (более высокой в зоне расположения станка) на упругом осно-
вании. Деформации станин, не закрепленных на плите, следовало бы
определять, рассматривая станину как балку на упругих опорах,
перемещения которых также зависят от деформаций плиты, лежащей
на упругом основании. Эти расчеты представляют существенные
трудности и в настоящее время не используются.
Для ориентировочной оценки деформаций станин, установленных
на фундаментных плитах, можно воспользоваться приближенным
приемом и вместо деформаций плиты на упругом основании рассма-
тривать деформации балки на упругом основании, имеющей некоторые
приведенные ширину и длину, определяемые из условия равенства
перемещений под опорами станка в плите и балке. При этом незави-
симо от типа фундамента (общая плита цеха или индивидуальный
фундамент) сплошные станины совместно с фундаментами можно рас-
считывать, рассматривая станину на фундаменте и фундамент на грун-
те, как балки на сплошном упругом основании.
При расчете фундаментов как балок на упругом основании по
гипотезе Винклера упругие свойства грунта задаются величиной
коэффициента постели. При определении деформаций от переменных
или кратковременно действующих нагрузок коэффициент постели
следует определять по характеристикам, соответствующим упругим
составляющим деформаций грунта. При определении деформаций
от длительно действующих нагрузок, например, от веса узлов станка,
коэффициент постели следует определять в зависимости от модуля
общей деформации грунта, характеризующего как упругие, так и оста-
точные деформации. При этом расчет по гипотезе Винклера сводится
к расчету по более строгой гипотезе упругого полупространства.
Для оценки характера изменения осадок во времени рекомендуется
использовать расчет по приведенным величинам коэффициентов
постели, зависящим от времени и учитывающим скорость выжимания
воды из пор грунта.
Станина на фундаменте (также, как и фундамент на грунте),
рассматривается как балка на сплошном упругом основании. Для
станин, закрепленных на фундаменте или подлитых, смещения в сты-
36
VP между станиной и фундаментом, как правило, незначительны
и в пеовом приближении могут не учитываться. Для станин, устано-
вленных на отдельных опорах и не закрепленных, расчет произво-
дится по приведенным значениям коэффициентов постели, определя-
емым из условия равенства перемещений сечений балки на сплош-
ном упругом основании и перемещений в опорах станка. То обстоя-
тельство что нагрузка, действующая на несущие системы станков
от сил резания, является уравновешенной и, следовательно, стати-
чески уравновешенной является нагрузка на грунт, позволяет
упростить форму расчета балок на упругом основании по гипотезе
Винклера и учитывать влияние отпора грунта деформациям станины
с помощью коэффициента повышения жесткости [11].
При расчете по гипотезе Винклера балки на упругом основании
в зависимости от показателя жесткости
где L, В — длина и ширина балки; EJ — жесткость балки; k — ко-
эффициент постели, можно разделить на три группы — жесткие
X < 0,4; короткие, 0,6 < X < 2; длинные X >»3.
При реальных соотношениях параметров и способах установки
станков фундаменты и большинство станин можно рассматривать
как короткие балки. В качестве длинных балок следует рассматри-
вать только длинные станины станков, устанавливаемых на инди-
видуальных фундаментах без крепления болтами и без подливки.
При уравновешенной нагрузке кривизна упругой линии балки
(не лежащей на упругом основании) не зависит от расположения
опор. В этом случае расположение и характер жестких опорных за-
креплений определяют только ориентацию системы в пространстве
и могут выбираться произвольно. В балке, лежащей на упругом осно-
вании, находящейся под действием уравновешенной нагрузки, ре-
акция упругого основания также представляет собой уравновешен-
ную нагрузку. Однако, поскольку реакция основания распределена
по всей длине балки, то при одной и той же (произвольной) схеме
жестких опорных закреплений и при действии одной и той же урав-
новешенной нагрузки кривизна балки, лежащей на упругом основании,
будет меньше, чем свободно опертой балки, вследствие отпора грунта.
Деформации балки на упругом основании (рис. 9,а), относящейся
к категории коротких балок *, в первом приближении можно опре-
делить, если рассмотреть деформации той же балки, полагая ее,
например, свободно опертой (рис. 9, б) и учитывая уменьшение про-
ги ов в результате отпора упругого основания некоторым коэффи-
циентом повышения жесткости. При этом вид расчетных формул для
определения деформаций станины под действием сил резания ока-
пается независящим от способа установки станка, а характер
акрепления и размеры фундамента учитываются при определении
жесткихРлпА°10>КенНе ° пРимеРН0 одинаковом характере упругих линий балок на
рах и на упругом основании справедливо только для коротких балок.
37
расчетной жесткости системы станина—фундамент и нагрузки, дей-
ствующей на систему (зависящей от положения оси, относительно
которой деформируется станина).
При расчете станин, установленных на индивидуальных фунда-
ментах или на общей плите цеха с закреплением болтами или с под-
ливкой опорной поверхности станины цементным раствором, прини-
мается, что станина и фундамент деформируются вместе относительно
оси, проходящей через общий центр тяжести сечения станины и фун-
дамента. Расчетная нагрузка определяется приведением силовых
факторов, действующих на станину, к общей оси системы *. Дефор-
мации под действием сил резания определяются как для балки, ле-
жащей на жестких опорах (располагаемых в сечениях, относительно
которых определяются перемещения). Влияние отпора грунта на
деформации системы станина—фундамент учитывается умножением
и мм М
•^77777777772777777Г.
а) 6)
Рис. 9. Балка, лежащая на упругом основании,
нагруженная уравновешенной нагрузкой (а), и рас-
четная схема для определения прогибов балки от-
носительно ее концов с помощью коэффициента
повышения жесткости (б)
жесткости системы станина—фундамент на коэффициент /?0 повыше-
ния жесткости. При отсутствии подливки совместное деформирова-
ние станины и фундамента как цельной балки обеспечивается при
значительных силах затяжки, близких к предельным, допускаемым
из условия отсутствия пластических деформаций бетона.
Упругие перемещения относительно тонкой бетонной плиты
(пола) в большинстве случаев оказываются больше перемещений в
стыке между станиной и фундаментом. Поэтому при расчете станин,
установленных на общей плите цеха без закрепления болтами и без
подливки, в первом приближении жесткость системы станина —
фундамент можно принимать равной сумме жесткостей станины и фун-
дамента. При этом расчетная нагрузка определяется приведением
силовых факторов к оси станины. Упругие перемещения определя-
ются как для балки, лежащей на жестких опорах, расположенных
соответствующим образом, а влияние отпора грунта на деформации
системы станина—фундамент учитывается умножением расчетной
жесткости системы на коэффициент /?0 повышения жесткости. Если
перемещения в стыке станина—фундамент оказываются соизмери-
мыми с перемещениями пола (при установке на податливые опоры
или при значительной толщине плиты), станина рассчитывается как
* При определении положения общего центра тяжести и общего момента инер-
ции системы ширина сечения фундамента уменьшается пропорционально отношению
модуля упругости бетона к модулю упругости чугуна.
38
к пка нежащая на жестких опорах, расположенных соответствую-
пим образом, а влияние на деформации станины жесткости фунда-
мрнта жесткости соединения станины с фундаментом и жесткости
основания учитывается умножением жесткости станины на коэффи-
циент R' повышения жесткости. Так же, как и в предыдущем случае,
расчетная нагрузка определяется приведением силовых факторов
к оси станины.
При расчете длинных станин, не закрепленных на фундаментах,
перемещения станины в первом приближении определяются как
сумма перемещений станины относительно фундамента и перемеще-
ний станины вместе с фундаментом. Перемещения станины относи-
тельно фундамента определяются под действием нагрузки, приведен-
ной к оси станины.Для определения этих перемещений можно исполь-
зовать формулы для расчета бесконечно длинных балок на упругом
основании [20]. Перемещения станины вместе с фундаментом опре-
деляются как перемещения составной балки, лежащей на упругом
основании — грунте. Расчетная жесткость системы станина—фун-
дамент принимается равной сумме жесткостей станины и фундамента,
а расчетная нагрузка определяется приведением силовых факторов
к оси станины. Как и в предыдущих случаях, деформации станины
с фундаментом как балки на упругом основании определяются как
для балки на жестких опорах, а влияние отпора грунта учитывается
коэффициентом Ro повышения жесткости.
При установке станков на фундаменты значительной глубины
перемещения станины вместе с фундаментом оказываются суще-
ственно меньше, чем перемещения станины относительно фундамента.
Если глубина фундамента И Дкр» где Нкр 5 Fоп — пло-
щадь контакта опорного элемента станка с фундаментом, то послед-
ний можно рассматривать как бесконечное упругое полупростран-
ство [47]. В этом случае перемещения станины вместе с фундаментом
не рассматриваются. При реальных соотношениях размеров переме-
щения станин вместе с фундаментами должны определяться главным
образом для станков типа тяжелых токарных, продольно-фрезерных,
продольно-строгальных, расточных и т. п. Все изложенное относи-
лось к расчету станин на изгиб в вертикальной плоскости и на кру-
чение. Для станков, закрепленных на общей плите цеха, упругие
перемещения станин от изгиба в горизонтальной плоскости пренебре-
жимо малы и не рассматриваются.
Для станин, закрепленных на индивидуальных фундаментах,
адцЧеТНаЯ жесткость системы станина—фундамент на изгиб в гори-
таЛьнои плоскости в первом приближении принимается равной
n^nJe жесткостеи станины и фундамента (или определяется по
оощему моменту инерции сечения системы).
пиЛТ?™"™’ закРепленнЬ!х на фундаменте, уменьшение деформа-
впрнир счет сопротивления основания фундамента сдвигу и сопроти-
нии___ ™ оковым граням фундамента, а для незакрепленных ста-
в прппХл ньш^ние Деформаций за счет сил трения о фундамент,
в первом приближении можно не учитывать.
39
Рис. 10. Коэффициенты повышения жест-
кости при изгибе (приближенные значения
/?и = 1 + 0,123л4 и точные, вычисленные для
разных видов нагружения)
Методика расчета балок на упругом основании с помощью коэф,
фициентов повышения жесткости позволяет определять упругие
перемещения станин под действием сил резания, т. е. уравновешен-
ной нагрузки. Нагрузка, действующая на станину от веса узлов
станка, неуравновешена; она уравновешивается по подошве станины
и фундамента нагрузкой, распределенной по некоторому закону.
Характер распределения этой нагрузки зависит от жесткости ста-
нины и податливости основа-
ния. При EJ —> оо или k—> О,
т. е. при Л —» 0 закон распре-
деления близок к линейному.
Если рассмотреть перемеще-
ния балки под действием
некоторой неуравновешенной
нагрузки и уравновешиваю-
щей ее нагрузки, распреде-
ленной по линейному за-
кону, который примерно
соответствует закону распре-
деления реакции упругого
основания при k —» 0, то
можно видеть, что перемеще-
ния такой балки будут боль-
ше перемещений балки на
упругом основании при k =£ О
под действием этой же неурав-
новешенной нагрузки.
Коэффициент повышения жесткости можно рассматривать как
отношение перемещений в балках при k = 0 и k =f= 0. Тогда отно-
сительные перемещения станин от заданной неуравновешенной на-
грузки можно определять, уравновешивая эту нагрузку некоторой
дополнительной нагрузкой, заменяющей реакцию основания, но
распределенной по длине станины по линейному закону. При этом
относительные перемещения станины определяются как для балки
на жестких опорах под действием заданной и дополнительной нагру-
зок, а влияние истинного закона распределения реакции упругого
основания учитывается умножением расчетной жесткости на коэффи*
циент повышения жесткости [11].
1 Точность расчетов на изгиб по приведенной схеме иллюстрируют
кривые, приведенные на рис. 10. Аналогичным образом можно
проводить и расчет на кручение.
ЖЕСТКОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ СИСТЕМЫ
СТАНИНА—ФУНДАМЕНТ—ОСНОВАНИЕ
Жесткость станины и фундамента. Жесткость станин на изгиб
в вертикальной (EJ) и горизонтальной (Е/изг) плоскостях и на кру*
чение (GJKp) определяется по формулам, приведенным в работе [61-
Жесткость фундамента на изгиб в вертикальной (E^J^) и го-
ризонтальной (Еф>/фг) плоскостях определяется по моментам инер-
40
ОПрИНЯ(Л £.,)• Для армированных фундаментов расчет ве-
Хся по приведенной площади, определяемой по площади сечения
бетона и площади сечения арматуры, умноженной на отношение
молутей упругости арматуры и бетона. u
Жесткость фундамента на кручение при сложной форме его по-
перечного сечения
G<bJ<b к « Оф фо (/ф2 + ’
(1)
где р — площадь поперечного сечения фундамента в см ; бф —
модуль упругости 2-го рода материала фундамента в кгс/см .
Для станков, устанавливаемых на общей плите, расчет ведется
по приведенным размерам фундамента — ширине Впр и длине £пр:
Впр ~ В + 13£;
Lnp«3,46
(2)
(3)
Здесь EJ — жесткость станины на изгиб в вертикальной плоско-
сти в кгс-см2; 7?вф — коэффициент повышения жесткости станины
за счет фундамента (при ширине фундамента, равной ВпР), завися-
щий от закрепления станка; В — ширина станины в см; h — толщина
плиты в см; Е’о, р0 — модуль упругости в кгс/см2 и коэффициент
поперечной деформации грунта. Если при определении £пр полу-
чится £пР < L, где L — длина станины, принимается £11р = £.
Жесткость основания станины. При рассмотрении станины как
балки на упругом основании жесткость соединения станины с фун-
даментом характеризуется коэффициентами жесткости основания
станины Лст при изгибе и Кст. к при кручении:
^СТ == ^пр^Ст’ ^СТ. К ^lip'^lCT! (4)
где Ьст — ширина опорной поверхности станины, в см; £пр — при-
веденный коэффициент постели основания станины в кгс/см3; £1ст —
момент инерции площади участка единичной длины опорной поверх-
ности станины в см3; если станина опирается двумя стенками при
ширине опорной поверхности под каждой стенкой Ь, и расстоянии
от оси поворота сечений станины до середины опорных поверхно-
стей rlt то
*cT=S*f; Лст=ЕМ- (5)
Приведенный коэффициент постели основания станины опре-
деляется из условия равенства перемещений сечений балки на
сплошном упругом основании и перемещений в опорах станка.
Для станков, не подлитых цементным раствором,
(6)
поверх-
k — i
ПР г *09
1 О
ногти жесткость опоры в кгс/см; Fo — площадь опорной
нины в см ; п — количество опор на площади Fo.
41
Для станков, подлитых цементным раствором, перемещения
в стыке между станиной и фундаментом пренебрежимо малы и це
рассматриваются.
При значительной жесткости станины, если рассматривать ее
как абсолютно жесткое тело, расчетную жесткость соединения ста-
нины с фундаментом можно определить по формулам — жесткость
п
при поступательных перемещениях KZCT=^ajvi, при наклонах
п
относительно горизонтальной оси Квст = Jj/oiX'2; здесь xz — рас-
стояние в плоскости подошвы станины от t-й опоры до оси поворота
в см.
Жесткость основания фундамента. При рассмотрении фундамента
как балки на упругом основании по гипотезе Винклера жесткость
основания фундамента (грунта) характеризуется коэффициентами
жесткости Кф при изгибе и Кфк при кручении:
КФ = £ВФ; Кфк = Лкр-1|, (7)
где Вф — ширина опорной поверхности фундамента в см; k, kKp —
соответствующие коэффициенты постели в кгс/см3, характеризую-
щие деформируемость грунта.
Гипотеза Винклера предполагает, что при давлении, передаю-
щемся на поверхность грунта по какой-либо малой площадке, грунт
будет оседать только под этой площадкой. В действительности грунт
оседает не только под фундаментом, но и вблизи него. Поэтому
более правильно рассматривать грунт как линейно деформируемое
полупространство.
При нагрузках, типичных для фундаментов станков, результаты
расчета перемещений по гипотезе Винклера и по гипотезе линейно-
деформируемого полупространства различаются мало, если коэф-
фициенты постели при рассмотрении перемещений балок на упругом
основании определять по формулам, предложенным М. И. Горбу-
новым-Посадовым [5]:
£гр
(8)
I _ Л Лгр ! Зл ^гр
~2Ш4а Вф(1_и2); ^р-^-^у,
где а = ^4- (Вф — длина фундамента в см); р0 — коэффициент
поперечной деформации грунта; Егр — характеристика упругости
грунта в кгс/см2.
При определении перемещений от переменных или кратковре-
менно действующих нагрузок, например, от сил резания или веса
перемещающихся узлов, коэффициенты постели следует определять
по характеристикам, соответствующим упругим составляющим де-
формаций грунта. В этом случае в формулы для k и /гкр, подстав-
ляют модуль упругости грунта Егр = Е'о.
При оценке неравномерности осадок фундамента под действием
длительно действующих нагрузок, например, от веса тяжелых
42
„апппвижнЫХ узлов станка, коэффициент постели следует определять
по модулю общей деформации грунта Ео, характеризующему как
vnnvrne так и остаточные деформации (см. табл. 16). В этом случае
кпэЛЛшшент постели зависит от степени уплотнения грунта, меняю-
щейся в процессе стабилизации осадки, поэтому его следует прини-
мать переменным во времени. Оценивая затухание осадки прибли-
женно на основе теории гидродинамических напряжений можно
использовать следующую формулу для определения коэффициента
постели при изгибе в зависимости от времени t в годах 16].
, _ я __________* Ео____ (9)
^-2таВф(1_и2)(1_е^)-
опрг. А/______&А>£о(1 — 2Во)(--- у = 0,001 кг/см3—
Здесь N — ,л24а .(1_и2)(1_Ио)Тв
средняя плотность воды; — коэффициент фильтрации грунта
в см/год; |0 — коэффициент,
принимаемый равным 1,52 при
фильтрации воды вверх и 0,38 —
при двухсторонней фильтрации
не только вверх, но и вниз,
в фильтрующие нижние слои
грунта [38].
Жесткость опорных элемен-
тов станины. Жесткость кли-
новых опорных элементов (баш-
маков, клиньев)
/о-4-=у, ' • (10)
К° 2j k°l +
Рис. II. Коэффициенты контактной
податливости в стыках опорных эле-
ментов станка:
I — между металлической подкладкой и
бетоном; 2 — между клином и бетоном
J — между башмаком и бетоном 4 —
между башмаком и паркетным полом- 5 —
между металлической подкладкой и опор-
,швеллером; 6 — между опорной по-
верхностью станины и бетоном при под-
ливке цементным раствором; 7 - между
клипом и корпусом башмака ' У
см/кгс; koi = ~ — податли-
Здесь ko — податливость опоры
вость i-ro стыка опоры в см/кгс
в
кпи„„ г.........- (между станиной и поверхностью
(ЬивиР’нтМе,ЖДУ КЛИН0мии опорной частью башмака и т. п.); — коэф-
них папп конт^ктной податливости i-ro стыка в сма/кгс. При сред-
можнп нпНИЯХ Д° кгс/см2) и обычном качестве изготовления
"°хд° '“™ать ^(0.5 + 1).КГ* сма/кгс (рис. 11); при высо-
х и качестве изготовления (шлифование, шабрение)
43
k = (0,14-0,2)10-4 см8/кгс; Ft — площадь контакта вт-мстыкев см8-
/гоф — податливость соединения опорного элемента с фундаментом
в см/кгс.
Для башмаков, установленных на фундаменте и не подлитых
величина ko(f определяется главным образом, контактными дефор-
мациями в стыке между башмаком и бетоном. В этом случае
= 4?ц-, где k п — коэффициент контактной податливости, прини-
маемый равным (104-30) 10-4 см8/кгс (меньшие значения для мень-
Рис. 12. Зависимость коэф-
фициента kp контактной по-
датливости в резьбе от номи-
нального давления о
ших площадей, большие для больших);
Fon — площадь опорной поверхности баш-
мака в см3.
Для башмаков, установленных на
фундаменте и подлитых, величина
определяется главным образом деформа-
циями бетонного массива фундамента.
(1 — p,i)
В этом случае £оф = £>сот]ф. Здесь
Еф, Вф — модуль упругости в кгс/см2 и
коэффициент Пуассона материала фунда-
мента (соответственно); b — меньший, а
а — больший из размеров опорной по-
верхности башмака в см; со — коэффи-
„ а
циент, зависящий от отношения -у разме-
ров опорной поверхности башмака:
<о 0,9 для = 1; со >=& 1,25 для-^- =2; т]ф — коэффициент,
зависящий от расстояния г от края фундамента до башмака [47]:
Пф = 1 при r^3,5/Fon; т]ф = 1,5 при г 2]/Т^; m = 2 при
г -0,7 ZFon.
Жесткость винтовых опорных элементов
1
У, kol + kOp -р kOB + &оф I
ftp I
где kop — —-----податливость резьбового соединения; /гр — коэф-
фициент контактной податливости в резьбе (в см3/кгс), зависящий
Р
от номинального давления о = (рис. 12); Fp — площадь одного
витка резьбы в см2; z — число номинально работающих витков;
^ов ~ eF — податливость опорного винта; Е — модуль упру-
гости материала винта в кгс/см2; F — площадь сечения винта в см2;
/р — расчетная длина винта в см, /р lo + 0,5ZCB; /о — свободная
нагруженная длина винта; ZCB — длина свинчивания.
Жесткость затянутых опорных элементов
/о = /1 + /2>
44
где й _ жесткость опорного элемента; — жесткость фундаментного болта с учетом
СГ° ЖоткостмЧ определя'етсгггак же, как /о в предыдущем случае. Жесткость фунда-
ментного болта (с элементами опоры) при глухом закреплении в фундаменте
1
у ^opi + ^об
Здесь k i — податливость в j-том резьбовом соединении, определяемая так же, как
^пр
в'предыдущем случае; ko6 — податливость фундаментного болта; 7об = -gjr, где Ге-
площадь сечення болта в см2, /Пр — приведенная расчетная длина болта в см; /пр
/о _|_ о,5/св -ф /ф, /о — свободная нагруженная длина болта; /св— длина свинчи-
вания; ь -__________приращение длины, учитывающее деформации в заделке болта;
fa — длина заделанной части и диаметр фундаментного болта соответственно в см;
у коэффициент, характеризующий сцепление болта с бетоном и ориен-
тировочно принимаемый для гладких болтов: £ = 9,6 при марке бетона 100; £ = 8,1
при марке бетона 200; для болтов из арматурной стали (при диаметрах болтов от 25
до 50 мм) £ = 3,7* при марке бетона 200. При 15 величина /ф «=«
“6
Для разъемных затянутых соединений, в частности, при заделке фундаментных
болтов в трубах, прн определении жесткости опорного элемента под величиной /х
следует понимать податливость соединения опорного элемента с фундаментом, учиты-
вающую податливость трубы и предварительно нагружаемого затяжкой болта бетон-
ного массива. В этом случае
^тр^бет
°* = *тР + *бет ’
Етр
где ятр = ---податливость трубы; — длина трубы в см; FTP — площадь се-
чения трубы в см2; fegeT— податливость бетонного массива, обжимаемого при затяжке
болта.
Используя зависимости, применяемые для определения податливости фланцев,
стянутых болтом [4], найдем
__ 0,637 "Ф -ф D2 dTp)2 (D2 -ф djp) (Dj -ф *7тр)
E dTp (L -ф Dj D2 -ф dTp)2 (D2 — dTp) (Dj — dTp) ’
где rfTp наружный диаметр трубы в см; —диаметр анкерной плиты в см;
— к Еоп. Жесткость болта / 2 можно определять по той же формуле, что и в преды-
дущем случае, если принять Znp «э 1О ф- 0,5/св. Податливость болта существенно
ольше податливости опорного элемента; увеличивая собственную жесткость болта,
ожно обеспечить общее повышение жесткости соединения не более чем на 10%.
Жесткость резинометаллических опор, которую необходимо знать
для определения статических деформаций системы при установке
«а резинометаллические опоры, зависит от твердости резины
°т <Р°РМЫ УпРУгого элемента. Выбирая по каталогам резиноме-
обАг11ЧеСКИХ 0П0Р нагрузку Р на опору от веса станка, при которой
печивается заданная частота fz собственных колебаний станка
по де^юрмации фундаМентах ТлтаТг™ °СН°Ве экспеРиментальных даниых
45
Таблица 12
Расчетные формулы для определения коэффициентов R повышения жесткости сплошных станин в результате
взаимодействия с фундаментом и отпора грунта деформациям системы
Вид установки Коэффициент 1 повышения жесткости Внд деформаций
Кручение Изгиб в вертикальной плоскости Изгиб в гори- зонтальной плоскости
С креплением болтами или с подливкой опорной поверх- ности станины цементным рас- твором от фунда- мента П . , Сф^фк °кф — 1 + + UJKP ( G (гф — гст)2 * ^-1+^’+ Гст (?ст — Zc)2 + Гф? (гс — гф)2 Rгф = 1 + Еф1фг £/изг
С^кр ^CTpCT | ^фрф L Гст ?Гф J
EJ
от отпора грунта ^ко 1 + ®к^ксф RB0 = 1 +0,123Л4ф Rro = 1
полный Rk = ЯкфЯко /?в = = /?вф/?во $г* = ^гф
Без крепле- ния болтами и без п ,- 1 на общей плите цеха (или на индивидуаль- ном фундамен- те при неболь- шой длине ста- нины) При невы- сокой жестко- сти плиты (без учета переме- щений в сты- ке) от фунда- мента Як*-> + ^= и,/кр )?вф = Еф1фу + EJ —
от отпора грунта RrO = 1 “Ь SK (^ксф) Рво = 1+0,123 (Q4 —
полный ^К — ^кф^ко ₽в — ^вф^во Rr= 1
При высо- кой жесткости плнты (с уче- том перемеще- ний в стыке) полный ^=1 + , 1 + ®кЧк R'b = 1 + 1 + 0,123)4, ₽;=1
1 □ L ' ^фк \ ^-ск, 2 , С^кр 1 + ^Ф' 4 EJ
sKX2K Сф^ фк 0,123Х4 ' Еф1фу
* Для станков, закрепленных на плите, /?г = со; ₽ф = 1.
Примечание.
, _ £ф //х;
с- 2 У 4EJ ’
, £Ф п7~ ХФ .
Ф“ 2 У 4£Ф'ФУ ’
Ч п4/ КФ
2 К 4ЕУЛвф
+ф ~
£ф -1/ *ф . , , 1/Хст. к . , , 1/ Кфк . . , ~\f Кфк
Сф“ 2 У 4(EJ + E^ *СК-Ч> У Чк-£Ф У G^' Мк “ £Ф |/ GJ^ ’
— г 1/~ ХФК
СфК ф У g'kp + <W
^ctzct “Ь ?ф2ф£
Гст + ^ф
PGFCT ^Сф^ф £ф
Рет = 1+12х Ej > Р*Ф=1+ *----
iz%CTtJH3r 1‘'кфеф‘/фз £
£ф — длина фундамента в см: EJ t EJK3r, GJK^ — жесткость станины на изгиб в вертикальной н горизонтальной плоскостях и иа кручение
в кгс/см2; ^ф^фг^ф^фк — то же фундамента; Ест, Еф — площадь поперечного сечения станины и фундамента в см2; Кст и КСт> к —
коэффициенты жесткости основания станины; Кф и Кфк — коэффициенты жесткости основания фундамента; I — расстояние между фунда-
ментными болтами, крепящими станину, в см: хст, Хф — коэффициенты распределения сдвига для сеченнй станины и фундамента при изгибе
их в горизонтальной плоскости [6]; Е, G — модули упругости материала станины; £ф, Сф — то же фундамента в кгс/см2; Зф, zCT — расстояния
от направляющих станины до осей, проходящих через центры тяжести сечений фундамента и станины, соответственно, в см; коэффициент
$к == 0.02-4-0,08; меньшие значения для случая нагружения станины одним сосредоточенным крутящим моментом в средней части и уравно-
вешивающим его моментом, равномерно распределенным по длине; большие — при нагружении станины двумя взанмноуравновешенными
крутящими моментами.
на опорах, определим жесткость опоры при статическом деформи-
ровании:
-
k/irniS ’
где g = 981 см/с2 — ускорение свободного падения; /гДИ1| — дина-
мический коэффициент жесткости [29]; &дии для резины тем больше,
чем больше ее твердость; для резин, применяемых в опорах ОВ
и ковриках, можно принимать /гдин 1,5-т-2,5.
Расчетная жесткость системы станина—фундамент. При расчетах
увеличение жесткости станины в результате взаимодействия с фун-
даментом и отпора грунта деформациям станины удобно учитывать
некоторым коэффициентом повышения жесткости станины. При
этом жесткость системы станина — фундамент на изгиб в верти-
кальной плоскости Е/Сф = RBEJ, на изгиб в горизонтальной плос-
кости EJизГ.Сф = RrEJH3r и на кручение 0/сф = RKGJKp.
Для станин, закрепленных на фундаменте, а также для станин,
установленных на плите без закрепления, но на жестких опорах,
т. е. в случаях, когда перемещения в стыке станины и фундамента
можно не учитывать, влияние жесткости фундамента и отпора грунта
может быть учтено раздельно; при этом RB = Rui,Rm; RK = R^Rko-
Для станков, устанавливаемых без закрепления на жесткой
плите (фундаменте), или при невысокой жесткости опор станка пере-
мещения в стыке станины и фундамента существенно влияют на
общую величину перемещений станины; в этом случае влияние жест-
кости всех элементов системы учитывается совместно с помощью
коэффициентов RB = RB и RK = RB. Расчетные формулы для опре-
деления коэффициентов повышения жесткости приведены в табл. 12.
Жесткость защемления стоек на фундаменте. В одностоечных и портальных
станках на деформации системы под действием сил резания влияет жесткость защем-
ления стоек на фундаменте. Оценить жесткость защемления стоек путем расчета
сложно, так как часто стойки закрепляются по двум стыкам — с фундаментом и со
станиной или с основанием. При этом жесткость защемления стоек определяется
жесткостью опорных элементов, местной жесткостью фланцев стойки и станины и
контактными деформациями в стыках, которые находятся под действием сложной
пространственной нагрузки. Для приближенных расчетов предлагается использо-
вать формулы, в которых учитываются только основные составляющие, определяю-
щие жесткость соединения; жесткость стыков в направлении, касательном к их
плоскости, не учитывается. Если приведенная жесткость защемления стойки
_ Л4
*0ф. пр — “g- »
• где М — момент, изгибающий стойку; 0 — угол наклона стойки, то в общем случае
1 I ке 2 4* к6 з
к6ф. пр =
*6 2 \ |
______________________*0 СТ / J
*0 2 + (*0 1 + *0 з) (1 2
\ *0 ст )
Здесь K0j — угловая жесткость горизонтального стыка стойки и станины в кгс - см;
при вертикальном расположении стыка величина Kgj принимается бесконечно боль-
шой; кда — угловая жесткость вертикального стыка стойки и станины в кгс-см; при
48
горизонтальном расположении стыка величина к02 принимается бесконечно большой;
к _ угловая жесткость соединения стойки с фундаментом в кгс см; при горизон-
тальном стыке стойки со станиной, когда стойка на фундамент непосредственно не
опирается, под понимается жесткость соединения с фундаментом участка станины
под стойкой (так, как будто эта часть станины является частью стойки); «ост — угло-
вая жесткость станины в месте ее соединения со стойкой; в карусельных станках де-
формации основания могут не рассматриваться, в этом случае величина к0Ст прини-
мается бесконечно большой.
Угловая жесткость стыков стоики со станиной (к01 и кд2) определяется в зависи-
мости от момента инерции J площади стыка относительно соответствующей оси и
коэффициента k контактной податливости в стыке К0 = —. Жесткость соединения
стойки с фундаментом определяется так же, как жесткость основания станины, рас-
сматриваемой как абсолютно жесткое тело Кд g = Угловая жесткость станины
в месте ее соединения со стойкой определяется из рассмотрения деформаций станины
как бесконечно длинной балки, лежащей на упругом основании. В том случае, если
- ^ст .
нагрузка на стойку вызывает изгиб станины: для одностоечных станков кв ст = ,
для двухстоечных станков к0 ст = Если нагрузка на стойку вызывает кручение
станины, то кд ст = 2G/KP j/" qJ^k. , где m •
В простейшем случае, для карусельных станков при изгибе стоек в плоскости
меньшей жесткости, если учитывать только деформации в вертикальном стыке стойки
с основанием и деформации в месте соединения стойки с фундаментом кофпр «=*
к02 + кеа- При изгибе стоек в плоскости большей жесткости кд фпр «03.
ВЫБОР ТИПА И РАЗМЕРОВ ФУНДАМЕНТА
Наиболее простой и дешевой является установка станков не-
посредственно на пол цеха. При этом пол выполняют с жестким
подстилающим слоем. Толщина подстилающего слоя обычно выби-
рается из расчета на прочность в соответствии с рекомендациями
СНиП П-В. 8-71. По выбранной толщине плиты и способу закрепления
станины определяют приведенные размеры фундамента, эквивалент-
ного по деформациям плите, и, рассматривая станину и фундамент
как балки на упругом основании, производят проверочный расчет
на жесткость. Аналогично определяют высоту индивидуальных
фундаментов. Ориентировочно высота фундамента принимается в со-
ответствии с рекомендациями табл. 9, а затем по заданным размерам
фундамента проводят проверочный расчет. При расчете вычисляются
перемещения станины или относительные перемещения инструмента
и детали под действием сил резания, веса перемещающихся узлов
и в результате осадок фундамента. Положение узлов станка прини-
мается таким, при котором деформации системы максимальны. В том
случае, если вычисленные перемещения окажутся существенно
больше допустимых, проводится повторный расчет при большей
высоте фундамента (или толщине плиты).
Горизонтально-расточные станки. Для расточных станков с кре-
стовым столом при расчете определяют: а) прогиб и угол закручи-
вания станины под действием веса стола с деталью; б) изменение
прогиба станины за период между выверками в результате осадки
фундамента под действием веса стойки.
4 В. В. Камниская 49
При определении прогиба станины принимают, что салазки рас-
положены по середине длины станины. Вес салазок, стола и детали
уравновешивается нагрузкой, равномерно распределенной по длине
фундамента (рис. 13, а). Рассматривая вес перемещающихся узлов
Gn = GcaJI + GCT + Gn, как сосредоточенную силу, найдем прогиб
под силой относительно концов станины, полагая жесткие опоры
по концам станины:
СгЛф Г . 4 Ьф — L , 1 ( Ьф — L \41
128£Лф L 3 £ф k 3 \ £ф У J ’
(12)
где L и Ьф — длина станины и фундамента соответственно.
При кручении станины под действием веса стола с деталью,
перемещающегося в поперечном направлении на расстояние /ь
Рис. 13. Расчетные схемы для определения высоты фундаментов горизонтально-
расточных станков из условия ограничения деформаций под действием веса переме-
. . . М бп
вдающихся узлов (а) и в результате осадки фундамента (б), т = ; р = -=-2-
Ьф Дф
крутящий момент М —Gnh следует уравновесить крутящим момен-1
том, равномерно распределенным по длине подошвы. При этом угол
закручивания сечения под нагрузкой относительно концов станины
ML L \
867^ (13>
Здесь EJСф, GJciit — расчетные жесткости системы станина —
фундамент на изгиб в вертикальной плоскости и на кручение соот-
ветственно. При определении коэффициентов повышения жесткости
(см. табл. 12) необходимо использовать значения коэффициентов
постели k и kKp, вычисленные по величине модуля упругости Е'о
основания фундамента. При оценке допустимости вычисленных вели-
чин упругих перемещений (J или <р) можно исходить из того, что
они должны быть существенно (в 5—10 раз) меньше, чем допуск
на прямолинейность перемещения данного узла.
В станках с тяжелыми неподвижными узлами, установленных на
грунтах средней водонепроницаемости (супесях, частично суглин-
ках), на прогибы станин влияют неравномерные осадки фундаментов.
При определении искривления станины в результате оседания
фундамента нагрузка, равномерно распределенная по длине (напри-
50
мер от веса станины), не учитывается и рассматривается действие
только той части нагрузки, которая существенно превышает уровень
равномерно-распределенной. В расточных станках рассмотрим ис-
кривление станины под действием веса стойки (рис. 13, б). Уравно-
весим вес стойки G нагрузкой со стороны основания, распределен-
ной по длине фундамента по линейному закону. Тогда прогиб станины
за время t в годах на длине L' хода стола можно определить, пола-
гая по концам участка L' жесткие опоры;
_ G(L-2/F(5L + 2f) ,, 4)
1‘~ SULR^tjR^EJ к ’
Здесь G — вес стойки; / — длина основания стойки; EJ — жест-
кость станины на изгиб в вертикальной плоскости; 7?иф — коэффи-
циент повышения жесткости станины от взаимодействия с фунда-
ментом (см. табл. 12); RDO (/)=! + 0,123Х) — коэффициент повы-
шения жесткости станины вследствие отпора грунта деформациям
/.ф f kfBfy
системы, изменяющийся со временем; /./ = — у ----------пока-
затель жесткости, изменяющийся со временем; t — время, исчис-
ляемое с момента монтажа станка.
Изменение прогиба станины с момента пуска станка в эксплуата-
цию до повторной выверки
А = Ло+г—Ао»
где t0 — время с момента монтажа до момента выверки станка перед
пуском его в эксплуатацию; Т — заданное время до повторной вы-
верки станка; ftB и ft°+T — прогибы станины за время t = t0 и t =
= t0 + Т соответственно.
Сравнивая вычисленную величину Д с допуском на прямоли-
нейность направляющих станины (или на прямолинейность пере-
мещения стола по направляющим), можно подобрать достаточную
высоту фундамента и соответственно определить и оговорить в ру-
ководстве к станку периодичность выверки.
Тяжелые токарные станки. Для тяжелых токарных станков при
расчете определяют: а) относительное перемещение инструмента и
детали в результате деформаций системы станина—фундамент под
действием сил резания; б) прогиб станины под действием веса суп-
порта; в) изменение во времени прогиба станины под действием веса
передней бабки.
Относительное перемещение fv инструмента и детали по нормали
к обрабатываемой поверхности вычисляется для случая обработки
длинного вала при расположении резца по середине длины детали
(рис. 14, а)
f _ Гр d 1 г> /и _|_ it Д + Pytfx /]с-ч
А - v + + ^)] —46Дф + 48ёЬ^- (15)
Здесь Р2, ру — составляющие силы резания в кгс; /д, d — расчет-
ные длина и диаметр обрабатываемой детали в см; длину детали
4*
51
можно принимать равной примерно
2/3 максимальной,
а диаметр
d = 2/3 Я Г, — высота центров в см; Н2 — расстояние от плос-
кости направляющих до оси,
проходящей
сечений системы станина—фундамент, в см.
через центры
тяжести
При расчете
что станина и
станков, закрепленных на фундаменте,
фундамент деформируются совместно
принимается
относительно
Рис. 14. Расчетные схемы для определения высоты фундаментов тяжелых токарных
станков из условия ограничения деформаций под действием сил резания (а) и в ре-
зультате осадок фундамента (б); Мкр = Ру + Н2) + Pzd!2-, М = Pxd/2
оси, проходящей через общий
фундамента. При этом
центр тяжести сечений станины и
рст2ст f ф2ф£
где | = -g-; Еф, Е — модули упругости материала фундаментам
станины; FCT, Еф — площадь сечения станины и фундамента; zCT,
2ф — расстояния от плоскости направляющих до центров тяжести
сечений станины и фундамента; при расчете станков, не закрепленных
52
на фундаменте К = ^Лзг.сф. 0/сф — расчетная жесткость
системы станина—фундамент на изгиб в горизонтальной плоскости
и на кручение.
При оценке допустимости вычисленных величин относительных
перемещений можно исходить из того, что они должны быть суще-
ственно (в 5—Ю раз) меньше допуска на отклонение формы в про-
дольном сечении детали соответствующих размеров.
Прогибы станины под действием веса суппорта и изменение про-
гиба под действием веса передней бабки вычисляются по зависимо-
стям, аналогичным приведенным выше для расточных станков.
Рис. 15. Расчетные схемы для определения высоты фундаментов станков портального
типа из условия ограничения деформаций под действием веса Ос стола
с деталью (а) и в результате осадки фундамента (б); q =
В этом случае в формулы вместо веса стола с деталью подставляют
вес суппорта, а вместо веса стойки—вес передней бабки (рис. 14, б).
Продольно-строгальные и продольно-фрезерные станки (станки
портального типа). Для станков портального типа с неподвижным
порталом и перемещающимся столом определяют: а) прогиб станины
с фундаментом под действием веса стола; б) изменение прогиба ста-
нины в результате осадки фундамента под действием веса портала.
При определении прогиба от веса стола принимается, что стол
находится в среднем положении и что нагрузка равномерно распре-
делена по его длине (рис. 15, а). При этом прогиб в среднем сечении
относительно концов станины
f Ос^-3 / J
1 ~ 2048£/сф‘ 1
иПрогиб станины за время t в результате осадки фундамента под
действием веса портала (рис. 15, б)
г _ бп£3_________ /, у.
" 128£В0(/)£вф£У
Здесь Gc, Gn — вес стола и портала соответственно. Допустимость
вычисленных величин перемещений оценивается на основе сообра-
жений, аналогичных изложенным выше. Приведенные расчетные
формулы могут использоваться при определении упругих переме-
щении станин станков других типов при соответствующих расчетных
53
Глава III. ВЫБОР СПОСОБА УСТАНОВКИ СТАНКОВ,
РАБОТАЮЩИХ СО ЗНАЧИТЕЛЬНЫМИ
ДИНАМИЧЕСКИМИ НАГРУЗКАМИ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Динамические нагрузки, действующие в станке, передаются
через опоры станка фундаменту, основанию или (при установке
станков на перекрытиях) несущим конструкциям здания. В резуль-
тате возникают колебания не только элементов собственно станка,
но и фундаментов и строительных конструкций. Колебания дан-
ного станка и колебания, передаваемые от него, должны быть огра-
ничены такими пределами, при которых влияние этих колебаний на
технологический процесс (в рассматриваемом и в соседних станках),
на срок службы станков, на здоровье обслуживающего персонала
исключено. Нагрузки в элементах не должны превышать допустимых
по прочности.
В общем случае станок вместе с поддерживающими его конструк-
циями следует рассматривать как единую динамическую систему.
Связанность колебаний фундамента и основания подтверждается,
например, тем, что возведение фундамента, опирающегося на есте-
ственное основание, изменяет уровень колебаний, наблюдавшихся
на свободной поверхности грунта до возведения фундамента [16].
Более сильная связанность колебаний станка и поддерживающих
конструкций наблюдается при установке станков на перекрытиях,
так как обычно параметры динамической системы станка таковы,
что характеристики системы станок-—перекрытие меняются. При
этом неправильный выбор способа установки станка может привести
к нежелательным явлениям.
Анализ правильности выбранного способа установки при извест-
ных параметрах системы (станка и несущих конструкций) и возму-
щений можно проводить общими методами, используемыми при
динамических расчетах сложных систем.
При решении задач, связанных с установкой станков, обычно
используют ряд упрощений, которые позволяют получить надежные
результаты достаточно простым путем.
При расчете колебаний станков, устанавливаемых на фундаменты,
опирающиеся на естественное основание, основание следовало бы
рассматривать как нелинейную систему с распределенными парамет-
рами в виде неупругого, неоднородного, анизотропного полу-
пространства. Такие расчеты в форме, пригодной для использования,
практически отсутствуют. Для технических расчетов выбирается
модель с сосредоточенными параметрами. Фундамент рассма-
тривается как жесткое тело, опирающееся на невесомые пружины;
затухание колебаний, которое физически определяется диссипацией
энергии в основании и излучением в окружающую среду,
учитывается с помощью одной физической константы. Расчетные
характеристики определяются приближенно на основе анализа
экспериментальных данных с учетом нелинейности реальной системы-
При расчете на силовое и кинематическое возмущение в расчет вво-
54
лятся различные значения коэффициентов жесткости основания [15].
Д При установке на фундаменты, опирающиеся на естественное
основание, станков, работающих со значительными динамическими
нагрузками, уровень колебаний в станке, вызываемый действием
этих нагрузок, как правило, ниже допустимого. Интенсивность
колебаний, передаваемых фундаментом станка в грунт, также неве-
жа Поэтому рассматривают колебания только точных станков
под действием внешних кинематических возмущений — колебаний
основания от других источников *.
При анализе колебаний станков, устанавливаемых на пол цеха,
задача по сравнению с предыдущей осложняется тем, что нижние
собственные частоты колебаний станка и системы плита—грунт
достаточно близки.
На основе исследований колебаний бетонных плит, лежащих на
грунте, при уровне возмущений, аналогичном уровню возмущений
в цехах машиностроительных предприятий, были разработаны реко-
мендации по приближенному расчету и определению параметров
динамической системы плита—грунт [40]. Как и в предыдущем
случае, основание полагается упругим, его свойства характеризуются
динамическим коэффициентом постели, а рассеяние энергии учиты-
. . 6
вается с помощью коэффициента неупругого сопротивления е = —
(6 — логарифмический декремент колебаний) или модуля затуха-
ния Ф [34]. Расчетные значения параметров динамической системы
плита—грунт — коэффициента постели и коэффициента неупругого
сопротивления — зависят от упругих характеристик и массы грунта,
от частоты колебаний и уровня возмущений.
Для плиты толщиной 20 см, лежащей на грунте, характеризуе-
мом модулем упругости около 900 кгс/см2, имеют место изгибные
колебания. Плиты-стенды толщиной 40 и 60 см при размерах 5 м X
X 5 м колеблются практически как жесткое тело (рис. 16 и 17).
Данные, приведенные на рис. 16, получены при возбуждении
колебаний плиты центробежным вибратором, поэтому при одной
и той же неуравновешенности вибратора амплитуда возмущающей
силы на частоте 20 Гц была 25 кгс, а на частоте 40 Гц — 100 кгс.
В реальных условиях высокочастотные возмущения обычно менее
интенсивны и соответственно уровень высокочастотных колебаний
пола значительно ниже.
Разработанные расчеты колебаний плит дают удовлетворитель-
ные результаты. Однако при реальных соотношениях параметров,
в частности, из-за большого демпфирования, динамическая жест-
кость -истемы плита—грунт достаточно высока (на частотах до 30 Гц
е 0,5; на более высоких частотах е значительно выше); поэтому
в первом приближении колебания станка и плиты можно рассма-
тривать независимо. При этом необходимо исследовать колебания
лементов станка, вызываемые возмущениями, действующими
Размеры фундаментов
жесткости.
продольно-строгальных станков выбирают из условий
55
в станке, и кинематическими возмущениями — колебаниями плиты
от других источников, а также колебания, передаваемые от данного
станка (допустимость их для нормальной работы соседнего обору-
дования). Кинематические возмущения рассматриваются только
для точных станков.
Уровень колебаний в станке и напряжения, возникающие в опор-
ных элементах под действием возмущений, действующих в станке,
ограничиваются из соображений обеспечения нормальной работо-
способности станка. Уровень колебаний плиты, вызываемых рабо-
Рис. 16. Амплитуды колеба-
ний плит, возбуждаемых
центробежным вибратором
[40]:
г — расстояние от источника
возмущений до места измере-
ния; размеры плит: / — 12 X
X 12 м; h = 20 см; 2 — 5X5 м.
h — 40 см; 3 — 5X5 м; h —
= 60 см:
а — при частоте 20 Гц; возму-
щающая сила Р = 25 кге; б —
при частоте 40 Гц; Р — 100 кге
Рис. 17. Колебания плит, вызываемые импульс-
ным возмущением [40]:
г — расстояние от источника возмущения до места
записи колебаний; 1 — огибающая максимальных
смещений:
а — плита толщиной 20 см; б — плита толщиной
60 см
той станков с динамическими нагрузками, зависит от параметров
возмущений, передаваемых от станка, и от динамических характе-
ристик системы плита—грунт. Общее представление о затухании
колебаний плит с увеличением расстояния от источника возмущений
дают рис. 16 и 17. При одной и той же интенсивности возмущений
уровень колебаний существенно зависит от жесткости плиты — ампли-
туды колебаний стенда толщиной 40 см примерно в 2 раза меньше,
чем плиты, толщиной 20 см; чем выше частота возмущений, тем
затухание в системе больше.
При жесткой установке станков на плите колебания от работаю-
щих с интенсивными режимами поперечно-строгальных и долбежных
станков на расстоянии 5—6 м от станка не превышают 2—3 мкм.
Колебания плиты от станков других типов не фиксировались ун<е
на расстоянии 1—2 м.
56
Если при работе станка, установленного на плите, уровень коле-
баний около станка превышает допустимый для соседнего оборудо-
вания, используют активную виброизоляцию станка путем установки
его на' виброизолирующие опоры. Однако при установке на вибро-
изолирующие опоры колебания от низкочастотных составляющих
возмущений, действующих в станке, не ослабляются. Ур вень
колебаний плиты снижается только в том случае, если в станке
действуют интенсивные возмущения с частотами выше 30 Гц.
При анализе колебаний в случае установки станков на перекры-
тиях, когда это возможно, стараются упростить задачу. Например,
при установке станков на жестких опорах динамические характе-
ристики перекрытия определяют с учетом массы машин, располо-
женных на перекрытии, не учитывая жесткости соединения. При
определении напряжений в элементах и уровня колебаний перекры-
тия нагрузки от станков полагаются приложенными непосредственно
к строительным конструкциям и т. п. [8]. Приемлемость всех этих
допущений определяется соотношением параметров станка и пере-
крытия.
Перекрытия многоэтажных промышленных зданий, в которых
располагаются станки, как правило, выполняют из железобетона.
При этом предпочтение отдается монолитному железобетону, а в слу-
чае сборного железобетона принимают специальные меры по надеж-
ному замоноличиванию швов и стыков.
Для наиболее распространенных конструкций перекрытий ча-
стота колебаний основной гармоники находится в пределах 10—
30 Гц. Частоты колебаний в спектре располагаются следующим
образом: для однопролетных балок частоты гармоник относятся
как квадраты чисел натурального ряда; для многопролетных балок
(с равными пролетами) частоты группируются по зонам сгущения,
причем в каждой зоне столько частот, сколько пролетов в балке.
В пределах зоны сгущения частоты расположены весьма густо.
Расстояние между соответствующими частотами в соседних зонах
примерно такое же, как и расстояние между частотами гармоник
в однопролетной балке. Плиты имеют более густой спектр, чем балки.
Поскольку перекрытие — сложная конструкция, его спектр отли-
чается от спектра главных балок или плит, но существенным обра-
зом зависит от частот собственных колебаний элементов. Таким об-
разом, для перекрытий характерен весьма густой спектр, причем
диапазон собственных частот примерно тот же, что и диапазон частот
собственных колебаний станков на своих опорах. Поэтому при уста-
новке станков на перекрытиях следовало бы рассматривать их
колебания совместно; при этом от параметров установки станка
будет зависеть не только уровень колебаний самого станка, но и
уровень колебаний перекрытия и уровень колебаний других машин,
расположенных в этом помещении.
Определение амплитуд колебаний такой сложной системы путем
расчета рационально только в том случае, когда надежно опреде-
лены параметры динамической системы и возмущений. Обычно для
строительных конструкций исходные данные (жесткости элементов
57
и стыков, массы, конструктивные схемы и т. п.) задаются со
сравнительно небольшой точностью, и возможная погрешность
расчета вблизи резонанса может во много раз превысить обычные
для инженерных расчетов пределы, особенно при малых значениях
коэффициента неупругого сопротивления (для железобетонных пере-
крытий при силе инерции до 100 кгс принимается е = 0,05, а при
силе более 100 кгс е =0,1). Поэтому при расчете обычно учитывают
возможную погрешность и частоты, полученные для элементов
перекрытия, умножают на коэффициент от 1 ± 0,15 до 1 ± 0,35
(разный для разных элементов [8]). Таким образом определяют
частотные зоны и считают, что фактическая частота может оказаться
в любой точке частотной зоны.
Динамические нагрузки, действующие в станке, условно можно
разделить на две группы: 1) номинальные, т. е. нагрузки, параметры
которых могут быть вычислены в зависимости от параметров станка,
детали и режимов обработки: от сил инерции в поперечно-строгаль-
ных и долбежных станках, от вращения неуравновешенных деталей
в токарных станках и т. п.; 2) нагрузки, параметры которых априорно
определить практически невозможно: от ударов в зазорах элементов
привода, при врезаниях и выходах зубьев, высокочастотные состав-
ляющие импульсов сил инерции в станках с гидроприводом и т. п.
Если учитывать только номинальные нагрузки, то станки по
классификации, используемой при расчете несущих конструкций
зданий на динамические нагрузки [8], в большинстве должны быть
отнесены к машинам I и II категорий динамичности (I категория —
малая динамичность, амплитуды силы инерции до 10 кгс; II — кате-
гория — средняя динамичность; амплитуды силы до 100 кгс), а по
характерной продолжительности динамической нагрузки к I группе,
т. е. к низкочастотным машинам (преобладающие гармоники до
400 кол/мин), в отдельных случаях ко II группе — к среднечастотным
(преобладающие гармоники от 400 до 2000 кол/мин).
Номинальные нагрузки по характеру воздействия близки к ста-
тическим и, как правило, меньше предельно допускаемых перекры-
тиями. Частотный состав неопределенных возмущений, обычно до-
вольно широкий, расположен в том же диапазоне (выше 30—40 Гц),
что и частоты собственных колебаний элементов несущей системы
станка и перекрытия. Очевидно, что если уровень этих возмущений
в станке окажется достаточно высоким, избежать нежелательных
резонансных явлений не удастся.
Для того чтобы проиллюстрировать влияние параметров уста-
новки станка на уровень колебаний станка и перекрытия, приведем
простейший пример. Рассмотрим вертикальные колебания станка,
по размерам аналогичного станку 1К62, при жесткой установке и
установке на резинометаллических опорах на перекрытии с соб-
ственной частотой колебаний 15 Гц. Станок и перекрытие будем
рассматривать как системы с одной степенью свободы. Расчетная
схема, расчетные параметры и результаты расчета приведены
в табл. 13.
58
Амплитуды колебаний и силы в опорах станка, вызываемые действующей в станке
возмущающей силой /’sin a>t, при разных способах установки станка
59
В результате связанности колебаний станка и перекрытия соб-
ственные частоты системы станок — перекрытие существенно отли-
чаются от тех, которые были у отдельных элементов, — при жесткой
установке станка вместо 15 Гц для перекрытия и 55 Гц для станка—
9,5 и 89 Гц соответственно; при упругой — вместо 15 Гц для станка
и перекрытия 8,5 и 27 Гц. При частоте возмущающей силы, совпа-
дающей с собственной частотой колебаний системы, амплитуда коле-
баний и силы в опорах существенно превышают те, которые имеют
место на частотах, удаленных от резонансных. На нижней собствен-
ной частоте (8,5 и 9,5 Гц) разница между жесткой и упругой уста-
новкой незначительна. Резонансные явления на низких частотах
определяются низкочастотными «номинальными» нагрузками и из-
бежать совпадения частот можно, изменив частоту возмущающей
силы, например, путем изменения частоты вращения шпинделя.
На верхних частотах изменить частоту или интенсивность воз-
мущений в работающем станке не удается. В этом случае установка
на виброизолирующие опоры обеспечивает уменьшение амплитуд
колебаний и нагрузок в опорах. Так как высокочастотные возмуще-
ния определяют и уровень колебаний элементов несущей системы
станка, в хорошо отработанном и отлаженном станке они должны
быть сведены к минимуму.
Результаты измерения * колебаний перекрытия и станин станков,
установленных на перекрытии, при разных способах установки
приведены в табл. 14. Амплитуды колебаний станины, вызываемые
вибрационными фонами завода и цеха, при виброизолирующей
установке меньше, чем при жесткой. При импульсных колебаниях
при всех способах установки амплитуды одинаковы. Так как рабо-
тающий станок является дополнительным источником возмущений,
то при работе жестко установленного станка амплитуды колебаний
перекрытия оказываются выше, чем при работе станка, установлен-
ного на резиновые опоры или коврики. Уровень возмущений, дей-
ствующих при работе круглошлифовальных станков, сранительно
невелик, поэтому амплитуды колебаний станины виброизолиро-
ванного станка, хотя и большие, чем амплитуды колебаний перекры-
тия, оказываются все же меньше, чем амплитуды колебаний станины
станка, жестко связанного с перекрытием. Уровни колебаний при
жесткой и виброизолированной установках станка различаются
незначительно, т. е. установка станка на резиновые опоры и коврики
в данном случае эффективную виброизоляцию не обеспечивает.
Обычно при установке станков на перекрытиях расчет на коле-
бания не производят, а проверяют прочность под действием веса
станков и номинальных динамических нагрузок в соответствии
с инструкцией по расчету несущих конструкций промышленных
зданий и сооружений на динамические нагрузки [81. При строи-
тельстве современных производственных зданий широко исполь-
зуются типовые конструктивные элементы, рассчитанные в пред-
* Измерения проводились кафедрой строительных конструкций Харьковского
института инженеров коммунального строительства.
60
Максимальные амплитуды колебаний станин (числитель) круглошлифовальных станков ЗА151П
и перекрытий (знаменатель), вызываемых действием различных источников возмущений
при разных способах установки станков *
i S о 3 М X * ° X 2,5 1.7 3,0 2,3 3,0 3,6
вя при станка О <0 fx- Гц СМ см СЧ СЧ СМ см
Колебан работе ф s = °2' мкм 3,2 2,5 3,5 3,0 4,0 4.1
fx- Гц СМ сч 22 см OI
От падения о я ° « S S о X аг мкм 12 12 11,5 12 11,5 12
эез перекрытие я р. 17—19 17—19 17—19
СО х Я? о -° п X ах, мкм 1,3 3,0 1,6 3,0 О |о со |со
Ф 'с? К £ ф 3 X о Горн таль fX- Гц 22 сч СЧ сч см
О •е Ф X н ю i 3 f- Я аг- мкм 2,2 2,6 2,2 2,6 2,6 2.6
ф я >к я X О. X <4 О о. -о ф ч CQ X >г- Гц сч см СЧ см CN см
юзмуще! (при и »ны завода i !30Н • зные ИМИ 1,0 3,4 1,5 3,4 чК см |со
[НЯ ОТ Е Topi тал! fx- Гц 3,2 3,2 3,2
Колебан •е ф X 3 х 3 F- X ах- мкм 1,0 2,0 L8 2,0 2,0 2,0
о О. л ф и га X СО СО СО
ГОТЫ собственных колебаний л X а орах, и 21
эеь я на оп Г «Л4 со LQ оо
Способ установки станка На резиновых виброопорах . . . На резиновых ковриках .... па жсс1кил опо- рах
* Параметры перекрытия: жесткость на изгиб ребристой панели (П*1) с монолитной плитой толщиной 6 см — 3,75» 10lt кгс-см:
жесткость ригеля (Р-1) 13,5- Ю10 кгс«см8.
61
положении равномерного распределения нагрузок. При исполь-
зовании типовых элементов для перекрытий, на которых будут
устанавливаться станки, технологические нагрузки от станков могут
заменяться эквивалентными по воздействию равномерно распреде-
ленными. При этом в случае необходимости учитывается возможность
перестановки оборудования [27].
Если уровень колебаний перекрытия при жесткой установке
станков окажется выше допустимого, используют установку на
упругие опоры, причем параметры опор подбирают так, чтобы коле-
бания станка и перекрытия не превышали допустимых.
Способ установки станка на перекрытии может определяться не
только уровнем колебаний, но и уровнем шума в помещении. Уро-
вень звукового давления и спектральный состав шума в производ-
ственных помещениях при разных способах установки станков при-
ведены на рис. 18. Если шум в помещении определяется, главным
образом, работой станков, то способ установки станков не влияет
на уровень звукового давления. В том случае, когда шум в помеще-
нии определяется колебаниями несущих конструкций здания, воз-
буждаемых станками, размещенными в соседних помещениях, уста-
новка этих станков на податливые опоры позволяет уменьшить уро-
вень колебаний перекрытий и существенно снизить шум.
Допустимый уровень колебаний перекрытий определяется из
условия нормальной работы людей и регламентируется санитарно-
гигиеническими нормами (СН 245-71). Для точных станков допусти-
мый уровень колебаний определяется в зависимости от точности
обработки; о правильности выбора параметров установки су-
дят по амплитудам относительных колебаний инструмента и
детали.
В станках нормальной точности относительные колебания ин-
струмента и детали на точность обработки не влияют, и о допусти-
мости того или иного вида установки следовало бы судить по изме-
нениям уровня колебаний в сопряжениях элементов, исходя из
влияния колебаний на долговечность станка. Теоретически иссле-
довать влияние колебаний на длительность сохранения машиной
работоспособности не представляется возможным. Поэтому, исполь-
зуя эмпирические данные, ограничивают амплитуды абсолютных
колебаний узлов, в частности, станин. Для металлорежущих стан-
ков таких данных нет. Однако для других типов машин обычно рег-
ламентируют максимально допустимые амплитуды скорости коле-
баний.
Зависимости, иллюстрирующие уровень допустимых амплитуд
колебаний машин разных типов при ограничении амплитуд скорости
колебаний и амплитуд ускорения величиной а = 0,1 g, приведены
на рис. 19. Для сравнения точками показаны максимальные ампли-
туды колебаний станин, зарегистрированные при работе металло-
режущих станков (поперечно-строгальных и шлифовальных при
реверсе узлов). Как видно, уровень колебаний станин станков,
работающих более или менее удовлетворительно, примерно такой же,
как для других машин. Исходя из этого ~при определении
62
Рис. 18. Спектр шума от работающих станков при разных способах установки [сплош-
ные линии при жесткой установке (уровень звука L* д); штриховые — при уста-
новке на резинометаллических опорах (уровень звука £₽ д)];
”2 Рабочсм ”есте У станка 1К62, установленного на первом этаже (п = 630 об/мин);
dtA ® ДБ. = 86 ДБ; б в помещении на втором этаже во время работы десяти то-
карных станков 1К62 (п = 630 об/мин) и 1616 («=510 об/мин); L*A = 89,5 дБ;
dtA • ДБ, в в помещении на первом этаже во время работы десяти токарных станков.
Установленных на втором этаже; д = 65,5 дБ; = 55,5 дБ
Chipmaker.ru
допустимых амплитуд колебаний элементов станков можно ориентире-
ваться на данные, приведенные на рис. 19.
Допустимые амплитуды колебаний на разных частотах ограничи-
вают уровень колебаний, возникающих при действии гармонических
Рис. 19. Допустимые амплитуды колебаний:
1,2 — передаточных механизмов, жестко связанных с машиной (/ — предельные) [45];
3 —электродвигателей, турбин, насосов (42 ]; 4 — прецизионных станков [42]. Условные
обозначения максимальных амплитуд колебаний станин станков шлифовальных, установлен-
ных жестко (•) и на резинометаллических опорах (Д); поперечно-строгальных, установлен-
ных жестко (X) и иа резинометаллических опорах (О)
возмущений. Однако в первом приближении они могут использо-
ваться и для оценки допустимости уровня амплитуд при достаточно
часто повторяющихся импульсных возмущениях. При действии
коротких импульсов и возмущений при быстром приложении на-
грузки (например, при врезании инструмента, при резких реверсах)
64
уровень допустимых амплитуд определяется на частотах, соот-
ветствующих частотам собственных колебаний станка на опорах;
при действии длительных импульсов — на частоте, определяемой
условной частотой импульса □ = , где т — длительность им-
пульса в с. В том случае, если в станке действуют периодические
возмущения нескольких частот или при одновременном действии
длительного импульса и импульса, вызывающего колебания с ча-
стотой, близкой к частоте собственных колебаний системы, если
частоты этих возмущений отличаются меньше, чем в 2 раза, прибли-
женно можно исходить из простейшего предположения, что допу-
стимому значению должна быть равна сумма амплитуд скоростей
колебаний всех частот, т. е. идоп = 2л (aji + a2f 2 + . . .). Тогда
допустимая амплитуда колебательного перемещения на частоте
^ДОП
где az — амплитуда колебаний на частоте i =2, 3......
Если отношение частот различных колебаний больше 2, то ам-
плитуды колебаний сравниваются с допустимыми раздельно для
каждой из частот. Для станков наиболее характерным является
уровень колебаний в плоскости направляющих станины (или, в от-
дельных случаях, в плоскости оси шпинделя).
ОПРЕДЕЛЕНИЕ АМПЛИТУД КОЛЕБАНИЙ И СИЛ,
ДЕЙСТВУЮЩИХ ПО ПОДОШВЕ СТАНИНЫ,
ПРИ УСТАНОВКЕ СТАНКОВ НА ПОЛУ
ПЕРВОГО ЭТАЖА
При интенсивных динамических возмущениях в станках нормаль-
ной точности допустимость выбранного способа установки опреде-
ляется уровнем колебаний, возникающих в системе под действием
этих возмущений, и условиями неизменности параметров установки
или прочности и долговечности опорных элементов. Как правило,
способы крепления станков на полу выбирают с учетом особенностей
работы станка на основе имеющегося опыта и простых расчетов.
Общим условием, обеспечивающим нормальную работу станка,
является отсутствие резонансных явлений, т. е. совпадения частот
возмущений с частотами собственных колебаний станка на опорах *.
При резонансах как уровень колебаний, так и силы, действующие
в опорных элементах станка, оказываются значительными и в боль-
шинстве случаев превышают допустимые. При несовпадении частоты
возмущений с собственными частотами колебаний станка на опорах
можно исходить из того, что если частота возмущения ниже частоты
собственных колебаний (обычно при жесткой установке), возмущаю-
’ Колебания под действием импульсных возмущений рассмотрены примени-
тельно к шлифовальным станкам в гл. I части II.
О В. В. Кам1!ис.,ан 65
щая сила уравновешивается реакцией основания, и допустимость
выбранного способа установки определяется прочностью крепления.
Если частота возмущения выше частоты собственных колебаний
станка на опорах (обычно при нежесткой установке), возмущающая
сила уравновешивается силами инерции колеблющегося станка,
и допустимость выбранного способа установки определяется уровнем
колебаний.
Для расчетного определения амплитуд колебаний и сил, дей-
ствующих по подошве станины, используют приближенные расчет-
ные зависимости. Станок на опорах рассматривают как одномассовую
систему; вертикальные колебания и связанные поступательные го-
ризонтальные и угловые колебания в вертикальных плоскостях
рассматривают независимо [61.
Собственные частоты колебаний станка на опорах определяют
по формулам:
для вертикальных колебаний
для горизонтальных и угловых колебаний
2 1 ( Ке ст । Kycth2 Ку ст \ _
Ро-“ ~ ~ {-ЦТ + -7^- + "Х7 / +
/1 / Кест , «у CTft2 Куст_ V Ку ст Кест
4 \ /ст /ст Л/ст / 44ст/ст
Здесь KzcT—'Eikzb KycT — 'Sjkyi — жесткость опор станка при
вертикальных и горизонтальных колебаниях в кгс/см; Ле ст =
= У — жесткость опор станка при
угловых колебаниях в кге - см; kzi, kyi —
жесткости z-й опоры в вертикальном
и горизонтальном направлениях (&г1=
= /0 см. стр. 43); Л4СТ и /ст — масса
кгс-с2/см и момент инерции (кге-см-с2)
станка относительно центра тяжести
(точки О, см. рис. 20); h — расстояние
от подошвы станка до центра тяжести
в см. Масса станка Мст — -^, где
GCT — вес станка в кге; g = 981 см/с2 —
ускорение свободного падения.
Рис. 20. Расчетная схема для определения амп-
литуд колебаний и сил, действующих по подошве
станины
66
При определении положения центра тяжести и момента инерции /ст
в первом приближении могут рассматриваться упрощенные кон-
структивные формы узлов станка. В частности, можно принимать,
что отдельные узлы представляют собой правильные параллелепи-
педы. При этом геометрические размеры каждого параллелепипеда
принимают равными габаритным размерам соответствующего узла
(//,-; Bp, L{), а вес — равным весу узла Gt, равномерно распределе-
ленному в объеме Vl =
При колебаниях под действием вертикальной периодической воз-
мущающей силы F = F2sin a>t амплитуды вертикальных
ний определяют по формулам:
при частоте возмущающей силы со — рг:
F2 л
п2= —^-т-,
MCTP2Z б
где б — логарифмический декремент колебаний в опорах;
1 ~ 1 1 О I
\ я)
Вертикальная сила, действующая по подошве станка,
7?г К 2 c-flz-
При колебаниях под действием горизонтальной периодической
возмущающей силы F = Fy sin cof амплитуды горизонтальных коле-
баний на расстоянии Ну от подошвы станка определяют по фор-
мулам:
F у л
при со = ре, у ау= 2 -g- ле. у, (20)
/истРе, у
, Fy 1
при со#=ре, у ау— 2 Ле. у
тстРе, у /1 —к— \
\ pU
Здесь
/ н \ / Ну \
-1+хе.И(-^-1+хе. у
Ле, у /„ 2 ;
AlCTft2 1 е- у
(21)
(22)
хе.{/— —----------5----коэффициент распределения амплитуд на
Ку ст л/стРе, у
резонансных частотах системы ре и ру.
При со = ру в формулы следует подставлять рв,у = ру, а при
ы ~ Ре Ре, у = Ре-
1 оризонтальная сила R, действующая по подошве станины Ry =
~ Ку сгау. В этом случае в выражении для т|е, у принимается Ну — 0.
5*
67
Максимальные вертикальные напряжения по подошве станины
(или силы в опорах), возникающие при колебаниях под действием
горизонтальной возмущающей силы, вычисляются по величине
момента М на частоте рв или близкой к ней по формуле М = /<е ст0,
где 0 — амплитуда угловых колебаний станка на опорах.
При <о = рв 0 = —
MerPeh 6
Здесь
-у — 1 + Хе
Ъе = —[------------
1<л 1 „2
Л1стй3 г е
(23)
(24)
(25)
Ниже даны примеры расчетного определения нагрузок по подошве станка и ам-
плитуд колебаний для токарного станка при обработке неуравновешенных деталей и
для поперечно-строгального станка.
Для токарного станка 1К62 при установке на клиньях с подливкой опорной по-
верхности станины цементным раствором рассмотрим случай обработки детали со ста-
тической неуравновешенностью. При статической неуравновешенности рассматри- I
ваются колебания только в плоскости гу.
Расчетные параметры: вес станка 2300 кгс, /Ист = 2,34 кгс-с2/см; /ст —
= 10 700 кгс-см-с2; h = 73,9 см; Н — 106 см (рис. 20); KzCT = 28,3- 104 кгс/см,
Ку ст = 14,1-Ю4 кгс/см, Кест— 280-10® кгс-см; параметры стыка станина —фунда-
мент: площадь FCT = 1910 см2; момент инерции J — 30,3-104 см4;момент сопротивле-
ния W = 7850 см3.
Собственные частоты колебаний стайка на опорах fz = 55,3 Гц (рг = 348 1/с);
/е = 20 Гц (ре = 125,6 1/с); fy = 45 Гц (ру = 285 1/с).
Наиболее опасными являются резонансные режимы. В данном случае возможна
обработка крупных неуравновешенных деталей с частотами вращения, соответствую-
щими низшей частоте собственных колебаний системы — частоте угловых колебаний
/е = 20 Гц.
Рассмотрим случай обработки поковки диаметром 200 мм при частоте вращения
п = 1200 об/мин; амплитуда возмущающей силы от конструктивной неуравновешен-
ности Fy= 120 кгс. Проводя соответствующие вычисления, получим Xg = 1,35;
£е = 0,67; при Ну = Н т)е = 1.19; при Ну = 0 т)е = 0,23; амплитуда горизонталь-
ных колебаний ау = 320 мкм; горизонтальная сила по подошве Ry — 890 кгс и мо-
мент М = 6,8 104 кгс- см. Нормальные напряжения по опорной поверхности станины
от веса станка о = 1,2 кгс/см2; дополнительные напряжения, изменяющиеся с часто-
М
той 20 Гц, адоп= — = ± 8,7 кгс/см2.
При установке станков на клиньях с подливкой опорной поверхности станины
цементным раствором можно считать, что наилучшим для надежной установки яв-
ляется такой случай, когда напряжения растяжения от динамической нагрузки не
превышают напряжений сжатия от веса, и суммарные напряжения не меняют знак.
Допустимое напряжение на растяжение для бетонной подливки в первом приближе-
нии можно принять равным расчетному сопротивлению бетона при растяжении. Для
бетона марки 200 сопротивление растяжению при одновременном действии неподвиж-
ных и динамических нагрузок Rp — 5,1 кгс/см2 (см. табл. 20). Таким образом, при
резонансном режиме напряжения оказываются выше допустимых, что может привести
к разрушению подливки.
68
, и станок может начать «прыгать» по
При установке без крепления болтами и без подливки для обеспечения стабиль-
гги установки сила трения по подошве станка должна быть существенно больше
горизонтальной сдвигающей силы по подошве.
1 Р Для проверки отсутствия смещения станка при его работе используют зависи-
мость — (Gct — Rz). где GCT —вес станка; р — коэффициент трения; а —
коэффициент запаса; для машин с поступательно перемещающимися массами прини-
мала = 2, для машин с вращающимися массами а = 4. Обычно в стайках соотноше-
ние параметров таково, что смещения по подошве даже незакрепленного станка быть
не должно (коэффициент трения стали по бетону 0,45—0,6; стали по стали 0,2—0,25).
Однако, поскольку в станке кроме основного всегда есть и другие источники возму-
щений, в результате неизбежного «дрожания» станка фактический коэффициент тре-
ния оказывается меньше. В данном случае горизонтальная сила, действующая по
I Ry 890
подошве, значительна I-g— — *230(Г
полу. Амплитуды колебаний 320 мкм на частоте 20 Гц также превышают допустимые.
Таким образом, из приведенного примера видно, что для рассматриваемого случая
установка станка без крепления болтами непригодна. Очевидно, что обработка дета-
лей со значительной неуравновешенностью на станках, установленных без крепления
анкерными болтами, допустима только на пониженных режимах, когда производи-
тельность обработки на отдельных операциях не имеет решающего значения.
Проведем расчет поперечно-строгального станка 7В35 при установке его на
клиньях с подливкой опорной поверхности станины цементным раствором и при уста-
новке на резинометаллических опорах. Рассмотрим случай работы с максимальной
нагрузкой: L — 200 мм; п = 150 дв. ход/мин; Р — 736 кгс (см. табл. 4, 5). Расчетные
параметры: вес станка 1900 кгс; Н — 100 см; параметры опорной поверхности пло-
щадь ГСт = 2250 см2; момент инерции J = 3,4 10е см4; момент сопротивления W =
— 4,8-104 см3; количество опор, устанавливаемых под станком, шесть; жесткость
каждой опоры kzl = 0,51 • 104 кгс/см; жесткость опор при угловых колебаниях
станка Кв ст= 85,6- 10е кгс-см; при вертикальных колебаниях /(zCT=3,06X
X 104 кгс/см; при горизонтальных колебаниях Ку ст= 1,22-Ю4 кгс/см; расстояние
между крайними опорами (в плоскости оси ползуна) Нй = 130 см. При установке
станка с подливкой опорной поверхности станины напряжения по подошве от веса
станка а = 0,85 кгс/см2; максимальные дополнительные напряжения от силы инер-
ции адоп = u - =±1,5 кгс/см2. Таким образом, при достаточно хорошем качестве
и прочности подливки установка станка без крепления болтами допустима.
При установке на резинометаллических опорах нагрузка на одну опору от веса
станка Р± = 320 кгс; максимальная дополнительная нагрузка от силы инерции
Рдоп = ~9ц = ± 285кгс. Горизонталыюесмещениена уровне от подошвы Ну —
PH И , Р _ . -
а --------2~ + ~К— = ЮЗО мкм- Таким образом, при установке на резинометалли-
ческих опорах перемещения станины при работе станка оказываются около 1 мм и
превышают допустимые (см. рис. 19). Не очень благоприятен и характер нагруже-
ния опор — суммарная нагрузка на опору меняется от 605 до 35 кгс. При таком цикле
нагружения долговечность резины минимальна [6].
Полученные данные подтверждают, что установка поперечно-строгальных стан-
ков на упругих опорах может применяться только в отдельных случаях, в частности,
для уменьшения колебаний поддерживающих конструкций. При этом во избежание
чрезмерных колебаний станка на опорах на интенсивных режимах станок использо-
ваться не может.
ОЦЕНКА УСТОЙЧИВОСТИ ПРИ РЕЗАНИИ
мо -В станках нормальной точности возможность работы с интенсивными режимами
Ж'г ограничиваться устойчивостью при резании, в общем случае зависящей и от
ппеаНОВКИ стаика’ Поэтому при оценке допустимости выбранного способа установки
Р Дставляет интерес определение предельных режимов, с которыми можно работать
при данной установке.
69
Расчетный анализ устойчивости при резании достаточно сложен [21 ]. Однако,
так как даже упрощенный расчет помогает получить некоторые общие представления^
проведем приближенный расчет токарного станка со станиной на ножках для усло-
вий резания, примерно соответствующих тем, при которых проводилось эксперимен-
тальное исследование, описанное выше (см. стр. 26). Для определения предельных
режимов резания воспользуемся условием баланса энергии, вносимой в систему и
рассеиваемой [6]. При этом формы колебаний на собственных частотах замкнутой
динамической системы определим без учета демпфирования. Влияние силы резания
учтем введением соответствующих сил, пропорциональных перемещению между
Рис. 21. Формы колебаний токарного станка 163 при резании;
/=107 Гц [22]
инструментом и деталью в направлении оси у (по нормали к обрабатываемой поверх-
ности), т. е. полагая Ру = kPyy и Р2 = kp_y, где
kPy —
fepetgP .
1+о?Г2р ’
kr, — kp
* 1 + оЛ2 ’
kp^Kb-
К — удельная сила резания в кгс/мм2; Ь — ширина среза в мм; р — угол между си-
лой резания и составляющей Ру-, со — собственная частота колебаний замкнутой ди-
намической системы; Тр — постоянная времени резания [21 ]. При малых Тр (на-
пример, при больших скоростях резания) kPy = kp ctg Р и kpz= kp [6].
Анализ форм колебаний токарных станков показывает, что частота автоколеба-
ний низкочастотного диапазона определяется главным образом частотой собственных
колебаний системы детали. Амплитуды колебаний детали, зажатой в патроне и под-
держиваемой задним центром, максимальны у заднего центра. Колебания тяжелой
передней части станка — передней бабки и ножки — существенно менее интенсивны,
чем колебания задней ножки (рис. 21).
70
Исходя из изложенного, для иллюстрации влияния установки станка на устой-
чивость была принята простейшая расчетная схема, представленная на рис. 22. Перед-
няя ножка станка рассматривается как жестко закрепленная. Деталь на переднем
конце полагается шарнирно закрепленной, а на заднем — опирающейся на две пру-
жины одинаковой жесткости k2 и ky, имитирующие жесткость заднего центра. Рас-
сматривается случай резания у задней бабки; при этом задняя бабка, суппорт и зад-
няя ножка принимаются абсолютно жесткими и рассматриваются как одна масса;
масса части станины между ножками приводится к задней ножке. Жесткость опор
станка в вертикальной плоскости принята весьма высокой. Для простоты прини-
мается также, что ось станины проходит через центр тяжести приведенной массы
и располагается в одной вертикальной плоскости с осью детали, а сила резания пере-
Рис. 22. Расчетная схема, используемая для оценки влияния парамет-
ров установки на устойчивость при резании:
1 — ось детали; 2 — ось станины
секает ось детали. Выбранная таким образом расчетная схема представляет собой
систему с четырьмя степенями свободы.
Для выбранных координат, указанных на рис. 22, уравнения движения без
учета затухания записываются следующим образом:
т1 У + КуУ + + 6jK0 — ^3^ky = 0;
+ ytn^h + yK0 — Q3HLky = 0;
/e3 + ^L2e3 - yk'yL - ^kyHL = 0;
ze2 + k2L^a + kpz (у + е.н + e3L) = o.
Здесь /j = _j_ mjh2; I = J -ф ; где m, J — масса и момент инерции (относи-
тельно центра тяжести — точки О) детали; mlt — масса и момент инерции (отно-
сительно центра тяжести — точки OJ задней ножки с суппортом < задней бабкой;
ky — ky + kpy, Ко = kCTh + kyH\ Ky — kon kCT + ky\
Ке = *еоп + *есТ + М2 + *Х;
— жесткость заднего центра в плоскости, перпендикулярной оси центров;
«0оп— жесткость опор при поступательных колебаниях в горизонтальной
71
плоскости и угловых, соответственно; kn =
*6 ст = 4^-; ej^-gj^
^сг
L3 ’
LCT
жесткость станины на изгиб в горизонтальной плоскости и на кручение, ЬСт — рас-
стояние между ножками станины; kpy = kp ctg Р; kpz = kp (при малых <оТр); L J
длина детали; h и Н — расстояния от плоскости опор до оси станины, проходящей
через центр тяжести массы mlt и до оси детали, соответственно.
Колебания детали в плоскости хг (02) связаны с колебаниями в плоскости ху
только через резание и могут рассматриваться независимо *.
Рассмотрим систему, определяющую колебания детали в плоскости ху. Полагая
0j = A sin ы1; у = В sin со/; 03 = С sin со/ и подставляя эти выражения в уравне-
ния движения, получим: частотное уравнение системы £>хсов + 6асо4 + Ьясоа -f- bt =•
= 0, где
. Кв л Ку ,k'^ f, 2ЛК0.
^- — + ^• + -7-^ ТГ) 7Г’
*о КвКу kyL2 / ке . Ку U’yHh kyH2 k'y 2hKo
m1/1 Лт> 1 \ Л mi Л A mi A
k' L2 i
= -T" № + 2k'vHK° - Ko - fa - V>2];
отношение амплитуд колебаний на резонансных частотах
Энергия, рассеиваемая в системе на резонансной частоте р
Л W = 6О1ЛпВа + 6е оп/ге 0ПЛ2 + byky (В + АН- CL)2 =
= C2L2 [боЛпРр + 60 оп «р + 6Л (₽Р + “р “ О2] •
Энергия, вносимая в систему резанием на частоте р (при соТр ^1) [6]:
ДТГр = npkpy (В + АН — CL)2 = C2L2npTpkpy (₽р + ар — 1)а.
* При оценке устойчивости предполагается, что все собственные частоты си
стемы различны. В данном случае, если бы частота собственных колебаний детали
в плоскости хг совпадала с одной из частот системы (у — 0г—03) или если бы коле*
бания детали в плоскостях хг и уг были связанными, устойчивость определялась бы
не только балансом энергии системы, определяющей колебания детали в плоскости ху
но и балансом энергии второй системы, определяющей колебания детали в плоско
сти хг.
72
Здесь боп; бе on-логарифмические декременты колебаний в опорах при поступа-
тельных и угловых колебаниях, соответственно; бу — логарифмический декремент
колебаний задней опоры детали; ₽р = — ; ар = .
Граница устойчивости системы определяется соотношениями параметров иа од'
ной из собственных частот системы, при которой Д1Г = Л1Гр. Приведем пример рас-
чета. Параметры рассматриваемой системы примем близкими к параметрам системы
станка с £>нб = 400 мм и расстоянием между центрами 1000 мм. Так как основная за-
дача настоящего расчета — оценить влияние установки на устойчивость, проведем
расчет для жестких и для податливых опор.
F Принятые значения параметров системы: 0,52 кгс-с2/см; т = 0,072 кгс-с2/см;
j = 580 кгс-см-с2; J = 39 кгс-см-с2; h = 68 см; L = 80 см; Н = 103,5 см;
£ = 146 см; ky = 1-10* кгс/см; б/кр = 0,34-1010 кгс-см2; Е7ИЗГ = 1 • 1010 кгс см2;
ь — 1,2-Ю4 кгс/см (ширина среза 6=7 мм; К = 170 кгс/мма); р = 60°; Ъу — 0,3;
„л = 0,6 *; Ту = 0,2. Ю'3 с; для жестких опор 6ОП = 2,9-104 кгс/см;
беоп = 71>3-10е кгс-см; для податливых опор 6Оп = 0,32-104 кгс/см; бе оп =
в 8-10® кгс-см.
Результаты расчета для двух случаев установки станка — на жесткие и на по-
датливые опоры — приведены в табл. 15. При ширине среза b = 7 мм и установке
станка на жестких опорах резание будет устойчивым, а при установке на податливых
опорах — будут автоколебания. Проводя аналогичный расчет для другой ширины
среза, можно показать, что при установке на податливые опоры резание будет устой-
чивым при b < 5,5 мм. Совпадение результатов (по частотам автоколебаний, по ши-
рине среза b и глубине резания /г.р = b sin <р, где <р — главный угол резца в плане)
даже для такого приблизительного расчета и экспериментов вполне удовлетвори-
тельное.
Анализ баланса энергии показывает, что на устойчивость при резании наиболь-
шее влияние оказывает рассеяние энергии в той парциальной системе, которая опре-
деляет частоту автоколебаний, т. е. в данном случае, в колебательной системе детали.
При этом большое значение имеет не только относительное рассеяние Sy, но и абсо-
лютное рассеяние энергии, определяемое, в частности, жесткостью крепления де-
тали.
Влияние тех или иных элементов системы на устойчивость в значительной сте-
пени зависит от доли полной энергии деформаций системы, которая определяется ко-
лебаниями этих элементов. Действительно в данном случае — чем меньше жесткость
опорных элементов (боп, ke on). тем относительно меньше (по сравнению со смеще-
ниями детали) смещения в опорах станка (величины ар и Рр) и меньше доля полной
потенциальной энергии деформаций, определяемая деформациями опор (величины
опар и ^опРр)- Исходя из этого, при малой жесткости опор абсолютное рассеяние
энергии в опорах по сравнению с рассеянием энергии в остальной части системы
играет пренебрежимо малую роль, и устойчивость системы определяется главным
образом параметрами системы детали, в частности, жесткостью и демпфированием
заднего центра.
При высокой жесткости опор станка большая часть конструкции вовлекается
в работу. Смещения в опорах оказываются соизмеримыми со смещениями детали,
и общее рассеяние энергии в системе повышается главным образом за счет увели-
чения рассеяния энергии в опорах. Именно этим и определяется влияние установки
на устойчивость при резании.
Очевидно, что в рассматриваемом случае при установке станка на слишком по-
датливые опоры повышение демпфирования опор в реально возможных пределах
сточки зрения устойчивости не даст существенного эффекта. Но при установке станка
на жестких опорах увеличение рассеяния энергии в опорах за счет увеличения
ц При установке станков на клиньях с подливкой опорной поверхности станины
кал1еНТНЫМ РаствоРом б = 0,3=0,6; при установке на клиновых башмаках при верти-
ьных колебаниях 6 — 0,7=0,9; при угловых колебаниях 6 = 0,15=0,3; для
^’«неметаллических опор 6 = 0,4=0,8.
73
декремента колебаний 6ОП окажется полезным. Этим и объясняются благоприятные
результаты при жесткой установке станков с подливкой битумом *.
Таблица 15
Результаты расчета, иллюстрирующие влияние параметров
установки на устойчивость прн резанин
Вид установки Режим автоколебаний Отношение амплитуд на частоте f
Эксперимент ! Расчет
f. Гц *пр» мм 1. Гц ь, мм ар Рр
На жестких опорах На упругих опорах 135—185 133—150 5,5—6 4 144 140 7 5,5 —0,38 —0,11 0,22 0,013
Вид установки Рассеиваемая энергия АЦ7 C*L*-10* 'ИЭИИВЕЭ
в опорах станка в си- стеме детали
OJ о. с о с о •о иое9 7 а1 + Энергия, вносимая р Р - тт и Т Ь Ci о и <5 1 и
На жестких опорах На упругих опорах 0.085 0,055 0,40 0,36 0,53 0,46 0,01 —0,10
Таким образом, оптимальными представляются такая конструкция несущей
системы и такая установка станка, при которых за счет рационального участия
в работе всех элементов системы обеспечивается максимально возможное рассеяние
энергии.
Расчеты по использованной схеме сравнительно просто позволяют определить
оптимальные параметры системы. Так, с помощью расчетов на ЭЦВМ было показано,!
что для станин с П-образными перегородками, аналогичных по конструкции и разме-
рам станине станка 1К62 [6], максимально возможная устойчивость при обработке
длинных деталей, зажатых в патроне и поддерживаемых задним центром, обеспечи-
вается при отношении жесткостей станины на изгиб в горизонтальной плоскости и иа
EJ
кручение fH3r = 2,8-ь 3. При этом одинаковые результаты могут быть получены
0-<кр
при разных соотношениях ширины станины ВСт и ширины перегородок оп.
* Высокая динамическая жесткость установки при подливке битумом опреде-
ляется его хорошими демпфирующими свойствами, но битумная подливка ие обеспе-
чивает необходимой стабильности установки и потому может применяться только при
установке станка на жесткие опоры.
74
Глава IV. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРУНТОВ
КАК ОСНОВАНИЯ ФУНДАМЕНТОВ
При проектировании фундаментов под станки необходимо знать
свойства грунтов, определяющие влияние оснований на деформации
и колебания фундаментов. При выполнении требований по деформа-
циям обеспечивается и выполнение требований по прочности осно-
ваний.
Грунты подразделяются на глинистые, песчаные, крупнообломоч-
ные и скальные. Скальные грунты редко служат основаниями фунда-
ментов, так как в большинстве случаев залегают под слоями нескаль-
ных грунтов значительной мощности.
Грунты, являющиеся основанием фундаментов, представляют
собой дисперсную среду, в порах которой заключены вода и газы.
Свойства грунтов зависят от гранулометрического состава, свойств
фаз (твердой, жидкой и газообразной) и количественных соотноше-
ний между ними.
Основные характеристики грунтов следующие.
1. Плотность скелета грунта — отношение массы минеральных
частиц к их объему:
Туд=-^-; для большинства грунтов уул = 2,5-^2,8 г/см3.
2. Средняя плотность грунта — отношение массы данного об-
разца к его объему:
Тоб = ^Ску 9- ; обычно уоб = 1,5-7-2,2 г/см3.
3. Влажность грунта — отношение массы воды к массе мине-
ральных частиц в данном объеме грунта:
Ц7 = ^-100%.
Чек
4. Коэффициент пористости — отношение объема пор к объему
скелета грунта: епор = -^-.
5. Степень влажности — отношение объема воды к объему пор:
G
вл Vn .
о- Консистенция В, которая меняется с изменением влажности.
В зависимости от консистенции глинистые грунты находятся в твер-
дом. пластичном или текучем состоянии. Границам перехода от
вла°Г° состояния в Другое соответствуют определенные показатели
Твердую консистенцию от пластичной отделяет граница раска-
яния Wp, или предел пластичности, а пластичную от текучей—
‘Раница текучести WT.
75
Диапазон показателей влажности, в пределах которого грунт
находится в пластичном состоянии, называется числом пластичности
Ц7П — WT — U/.,. Консистенция В = — .
К крупнообломочным грунтам относятся грунты с размерами
частиц более 2 мм, если эти частицы составляют по массе больше 50%.
Песчаные грунты подразделяются по гранулометрическому составу
и плотности сложения в зависимости от коэффициента пористости.
Глинистые грунты разделяются в зависимости от числа пла-
стичности 1КП на супеси (1 IFn 7), суглинки (7 < 1КП 17) и
глины (1ГП >17) и по консистенции В.
Для фундаментов под машины в качестве естественных основа-
ний используют также насыпные грунты, если в них не содержится
Рис. 23. Зависимость деформации s грунтов:
а — от нагрузки р; б — от времени t при постоянной нагрузке
гумус, древесные опилки (стружки), органический мусор и т. п.
примеси, определяющие большие осадки грунта при сжатии. Перед
возведением фундамента основание из насыпных грунтов тща-
тельно уплотняется трамбовками, вибрированием или другими
способами (см. СНиП П-Б.7-70).
Для грунтов зависимость между напряжениями и деформациями
нелинейна (рис. 23, а). При сравнительно небольших нагрузках на
грунт, типичных для фундаментов машин, если среднее давление по
подошве фундамена не превышает нормативное (см. приложе-
ние III) грунт рассматривается как линейно-деформируемое
полупространство и его сжимаемость характеризуется моду-
лем общей деформации грунтов Ео. Величина Ео представляет
собой коэффициент пропорциональности между давлением и осадкой
и характеризует как упругие, так и остаточные деформации грунта.
Значения £о, которыми можно пользоваться при предварительных
расчетах [24, 25], приведены в табл. 16. Для более точных расчетов
модуль общей деформации должен определяться по результатам
полевых испытаний штампами при ступенчатом нагружении и изме-
рении осадки на каждой ступени. При величине осадки s под нагруз-
кой Р модуль общей деформации определяется по формуле Ео =4
р
= (1—ро)-^- , где d—диаметр жесткого штампа (обычно пло-
щадью около 5000 см2), р0 — коэффициент поперечной деформации.
76
МоДу-ЧЬ общей деформации грунтов Ео в кгс/см®
и угол внутреннего трения <рп в градусах
Таблица 16
Грунты Характеристика грунтов Коэффициент пористости
0,41-0,5 0,51—0,0 0,61-0,7 0,71 — 0,8 0,81-0,95 0,96-1,1
Песчаные грунты Гравели- стые и крупные гч-е о я 43 460 40 400 38 330 — — —
Средней крупности гч-е о я 40 460 38 400 35 330 — — —
Мелкие X О 38 370 36 280 32 240 — — —
Пылеватые х о э-щ 36 140 34 120 30 100 — — —
Глинистые грун- ты при влажности на границе раска- тывания Гр в % 9,5—12,4 14-е о я 25 230 24 160 23 130 — — —
12,5—15,4 X О Э-ьц 24 350 23 210 22 150 21 120 — —
15,5—18,4 ГЧ-€ О X — 22 300 21 190 20 130 19 100 18 80
18,5—22,4 фн Ео — — 20 300 19 180 18 130 17 90
22,5—26,4 X О е-щ — — — 18 260 17 160 16 НО
26,5—30,4 X О Э-Щ — — — — 16 220 15 140
сдвигу римечаиие. Угол внутреннего трения <ри характеризует сопротивление грунта
77
грунта. Можно принимать следующие средние значения коэффи
циента р0: для песков 0,28; для супесей 0,31; для суглинк ов 0,3
и для глин 0,41.
При действии сжимающей нагрузки на грунт деформации грунта
происходят не мгновенно, а изменяются во времени (рис. 23, б).
Процесс постепенного уплотнения грунта во времени под действием
неизменной статической нагрузки называется консолидацией. Кон-
солидация определяется совокупностью ряда явлений — выжима-
нием свободной и слабо связанной воды из пор грунта, упругим
сжатием пузырьков воздуха, воды и твердых частиц, пластическим
деформированием частиц скелета грунта и т. п. Основное значение
имеют две формы консолидации — фильтрационная, связанная с вы-
жиманием воды из пор грунта, и пластическая, связанная с вязко-
пластическим деформированием скелета грунта. При фильтрационной
консолидации скорость уплотнения грунта зависит от водопрони-
цаемости грунта, количественно оцениваемой коэффициентом
фильтрации, характеризующим скорость фильтрации воды
[23, 37].
Ориентировочно значения коэффициентов фильтрации грунта
можно принимать — для песков крупнозернистых 3-10®--Зх
X 108 см/год; среднезернистых 3-10®—3-104 см/год; мелкозернистых
и пылеватых 3- 10J—3-103 см/год; для супесей и трещиноватых глин
3-103—30 см/год; для суглинков и тяжелых супесей 30—3 см/год
и для нетрещиноватых глин менее 3 см/год.
В водонасыщенных грунтах, сравнительно слабо связывающих
воду (пылеватые пески, супеси, суглинки), скорость уплотнения
в основном определяется фильтрационной консолидацией. В гли-
нистых грунтах, сильно связывающих воду, существенное значение
приобретает пластическая форма консолидации (ползучесть).
При сжатии грунтов даже при напряжениях, далеких от разру-
шающих, остаточные деформации во много раз превышают упругие.
Однако при многократном нагружении и разгружении грунта или
при действии сравнительно небольших по величине динамических
нагрузок, типичных для машин, деформации грунта приобретают
упругий характер.
При расчете на колебания фундамент машины обычно рассма-
тривают как жесткое тело, опирающееся на невесомые пружины [34].
Реальные свойства основания учитываются соответствующим под-
бором динамических характеристик основания. Упругие свойства
грунтов характеризуют коэффициентами Сг упругого равномерного
сжатия, Сф упругого неравномерного сжатия и Сх — упругого
сдвига. Эти коэффициенты являются обобщенными упругими харак-
теристиками грунта, так как они учитывают не только упругие
свойства грунтов, но и влияние боковой засыпки, инерции массы
грунта, колеблющейся вместе с фундаментом, ит. и. Величины коэф-
фициентов Сг, Сф и Сх зависят от вида грунта, размеров и формы
подошвы фундамента, а также от напряжений в его основании Опре-
деление коэффициентов Сг, и Сх следует производить по спо-
собу О. А. Савинова [34]. При колебаниях фундамента, вызываемых!
78
динамическими нагрузками, действующими в станке (при силовом
эзмущепии), можно использовать зависимости
р __С Г 1 । 2(а-|-Ь)1 т/~ рп _
п + J ГТТ’
р р Г1 I (о + ЗЬ)1 т /" рст
ст Ц,_С0[1 + -дг J ,
ш ___
Н Сх = 0,75Со Г1 + 2 (аЛ^&)1 1/—.
L At- J г рв
где р„ — статическое давление в основании фундамента в тс/м2;
р0 — 2,0 тс/м2; А — коэффициент, принимаемый равным 1 м"1;
а — размер подошвы фундамента в плоскости действия возмущаю-
щей силы; b — размер подошвы в перпендикулярном направлении;
Со — параметр, определяемый по табл. 17.
Таблица 17
Характеристики жесткости естественных оснований
Ка- тего- рия Характеристика основания Грунты с, тс/м8 Со, тс/м3
I Нежесткое Глины и суглинки текучепла- стичные (В > 0,75) 200 600
Супеси текучие (В >> 1) . . . 200 700
II Малой жесткости Глины и суглинки мягкопла- стичные (0,5 < В 0,75) .... 350 800
Супеси пластичные (0,5 < В< ^1) Пески пылеватые водонасыщен- 400 1000
ные, рыхлые (е > 0,8) 500 1200
III Средней жесткости Глины и суглинки тугопластич- ные (0,25 < В ==: 0,5) 800 2000
Супеси пластичные (0 <" В <0,5) 600 1600
Пески пылеватые средней плот- *
ности и плотные (в^ 0,8) . . . Пески мелкие, средней крупно- сти и крупные, независимо от 600 1400
влажности и плотности 700 1800
IV Жесткое Глины и суглинки полутвердые и твердые (В 0,25) 1000 3000
Супеси твердые (В < 0) ... 900 2200
Крупнообломочные грунты . . 1000 2600
При кинематическом возмущении для определения коэффициен-
тов Cjp, С2 и Сх используют аналогичные зависимости с другими
коэффициентами (см .стр. 158), но параметр С (табл. 17), а не Со.
Использование различных значений коэффициентов жесткости
79
оснований при расчетах на силовое и кинематическое возмуще! ч
объясняется нелинейностью системы фундамент — грунт и прибл g
женностью принятой расчетной схемы [15].
Демпфирующие свойства основания характеризуются модуле!
затухания Ф. Модуль затухания сравнительно мало зависит от свойс Л
грунта. Для рыхлых грунтов модуль Ф несколько больше, ч> j
для плотных. Наличие боковой засыпки приводит к увеличению
по сравнению с незасыпанными фундаментами. Значения модуля »
вертикальных колебаний, принимаемые при расчетах, приведегъ
в табл. 18. Модуль затухания горизонтальных колебаний Фх
₽« 0,25Ф2; угловых Ф<р «=« O,750z.
Таблица 18
Характеристики затухания вертикальных колебаний для фундаментов,
опирающихся на естественное основание (Ф2) и свайных рсз)
Характеристика основания Грунты Чг рез *
С слабым затуханием Глинистые водонасыщен- ные и влажные 0,0030 2—3 |
С средним затуханием Глинистые естественной влажности 0,0030—0,0045 1,5—2
Песчаные водонасыщен- ные 0,0045—0,0060 1,5—2
С большим затуханием Песчаные неводонасыщен- ные 0,0060—0,010 1-1,5
Слабые песчано-глинистые, насыпные грунты; ленточ- ные глины 0,010-0,015 0,75—1
* Приведенные в таблице значения Г}2 рез относятся к эталонному фундаменту, за
который принят фундамент, опирающийся на естественное основание и передающий на него
статическое давление рст о = 2 тс/м2. При статическом давлении в основании условного мас-
сива свайного фундамента (см. стр. 159) рст РСто табличные значения Чгреэ умножаются
на величину [33].
При расчете свайных фундаментов рассеяние энергии характе-
ризуют не модулем затухания, а коэффициентом нарастания колеба-
ний при резонансе т]рез. Значения т)2рез при вертикальных колеба-
ниях приведены в табл. 18. При угловых колебаниях можно прини-
мать т)фрез — 4т]грез; значение коэффициента реэ = 8 приближенно
принимается не зависящим от материала свай и вида грунта.
* Затухание колебаний фундаментов определяется двумя явлениями — дисси-
пацией энергии в основании и ее излучением в окружающую среду. Учет этих явле-
ний с помощью одной физической константы является весьма приближенным. Для
фундаментов на естественном основании наиболее изученной константой является
модуль затухания Ф, а для свайных фундаментов — коэффициент нарастания коле-
баний при резонансе — т]рез. Константы, характеризующие демпфирование, связаны
соотношениями е= — ——— = Фсоо, где е — коэффициент неупругого сопро-
тивления; 6—логарифмический декремент колебаний, к>о — частота собственны*
колебаний фундамента, на которой затухание характеризуется величиной Ф.
80
3 ответственных случаях динамические характеристики осно-
г ,ий следует определять экспериментально по записям колебаний
м11ытпых фундаментов [34, 46].
Упругие свойства грунта при статическом нагружении (например,
при определении деформаций станин с фундаментами под действием
сил резания или веса перемещающихся узлов) характеризуются
статическим модулем упругости. Для практических расчетов можно
использовать значения модуля упругости, определяемые по значе-
ниям параметра Со [34]:
* Ео «=* 0,6 (1 — рр) Cq кгс/см2. (26)
Модуль упругости песка мало зависит от крупности зерен и по-
ристости и не зависит от влажности. Для глинистых грунтов модуль
упругости существенно зависит от физического состояния грунта
например, в одном случае при изменении коэффициента пористости
глины от 0,32 до 0,93 величина £б уменьшилась с 1700 до
120 кгс/см2 [34].
МАТЕРИАЛЫ ФУНДАМЕНТОВ
Материалами для фундаментов под машины могут служить желе-
зобетон, бетон, бутобетон. Для фундаментов под станки больше
других материалов подходит малоармированный бетон. Он хорошо
сопротивляется действию усадочных напряжений, позволяет сохра-
нить монолитность конструкции в местах устройства рабочих швов
и вместе с тем не требует большого расхода арматурной стали.
Бетон — это затвердевшая смесь из вяжущего вещества, воды,
мелких и крупных заполнителей, взятых в определенных соотно-
шениях. Вяжущее вещество (для фундаментов станков чаще портланд-
цемент) и вода являются активными составляющими бетона. Запол-
нители (песок, гравий, щебень и др.) в большинстве случаев не всту-
пают в химическое соединение с цементом и водой, образуя жесткий
скелет бетона.
Марка бетона соответствует пределу прочности при сжатии
стандартных бетонных кубиков размером 200x200x200 мм, изго-
товленных из рабочей смеси и испытанных через 28 дней твердения
в нормальных условиях (температура 18—22° С; относительная
влажность воздуха 90—100%). Для фундаментов станков приме-
няют тяжелые бетоны (средняя плотность более 1800 кг/м3), как
правило, проектных марок 200—400, но не ниже 100, а при устрой-
стве армированных фундаментов и фундаментов точных станков —
не ниже 150.
Кубиковая прочность 7? зависит от качества цемента, характе-
ристик заполнителя, состава бетона, отношения массы воды к массе
бетона, так называемого, водоцементного отношения В/Ц, и способа
изготовления бетона, т. е. его укладки и обработки в конструкции—
при уплотнении бетона прочность его повышается.
б В. В. Каминская 81
Цемент в зависимости от качества и срока твердения присое u I
няет воду в количестве 10—20% своей массы. С повышением марки ]
цемента и увеличением срока твердения количество химически свя- 4
занной воды в бетоне увеличивается. При изготовлении бетона при-
нимают водоцементное отношение не 0,1—0,2, а 0,5—0,7, что при-
дает бетонной смеси большую подвижность. Избыточная вода остается
в бетоне в порах или испаряется, оставляя поры, заполненные
воздухом; вокруг пор концентрируются местные напряжения; по- I
этому прочность бетона тем меньше, чем больше было водоцементное
отношение. Прочность призменного образца на сжатие 7?пР меньше,
чем кубиковая прочность R.
Для разных видов напряжений можно принимать следующие
средние соотношения (по Я- В. Столярову): кубиковая прочность
при сжатии /?; призменная прочность при сжатии 0,87?; прочности
при чистом срезе 0,37?, при скалывании 0,27? и при растяжении 0,17?. ,
В фундаментах под станки напряжения растяжения при изгибе,
как правило, оказываются меньше, чем предел прочности на растя-
жение, и трещины в бетоне не образуются. При местном сжатии
(смятии) можно принимать допускаемое напряжение на смятие
/?см = 7?”р Т/ , где F — общая площадь элемента, FQK — пло-
* Г VM
2 Г р
щадь, по которой передается нагрузка; величина I/ — должна
Г г см
приниматься не более 1,5.
Прочность бетона растет со временем по мере твердения бетона.
На скорость твердения влияет вид цемента (его минералогический
состав и тонкость помола), водоцементное отношение, заполнители
и др. С понижением температуры скорость твердения понижается;
при повышении температуры бетон твердеет быстрее, особенно в ус-
ловиях влажной среды. В случае преждевременного высыхания
бетона поверхность его растрескивается и прочность снижается.
При твердении цемента происходит усадка бетона, которая начи-
нается снаружи и распространяется внутрь. Неравномерная усадка
вызывает коробление фундмента и, как следствие, искривление
станины. Усадка тем больше, чем больше цемента и меньше запол-
нителя, чем больше водоцементное отношение и меньше модуль упру-
гости бетона.
На деформации станин длинных станков, закрепленных на фун-
даменте, влияют также температурные деформации фундаментов,
связанные с колебаниями температурного поля в цехе и грунте.
В строительных нормах принята величина коэффициента темпера-
турного расширения а = 10- 1СГ(‘ 1/град, т. е. очень близкая к зна-
чениям а для чугуна. В действительности, величина а не постоянна
и в зависимости от наполнителя, применяемого при изготовлении
бетона, может иметь значения от 7-10-6 до 14 -10 6 1/град. При раз-
ности коэффициентов температурного расширения даже одинако-
вые изменения температуры станины и фундамента (например, при
годичных колебаниях температуры) приводят к вертикальным про-
82
гибам станины. Так как напряжения в станочных фундаментах
незначительны, ползучесть бетона во внимание может не прини-
маться.
Монтаж оборудования может быть допущен при достижении бето-
ном прочности на сжатие не ниже 50% проектной (примерно соот-
ветствует семидневному бетону). К моменту пуска станков проч-
ность бетона должна быть не ниже 70% проектной (примерно соот-
ветствует 15-дневному бетону). Качество бетона контролируют по
прочности контрольных кубов. В практике прочность бетона в гото-
вом фундаменте может быть грубо оценена по звуку и ударам
(табл. 19).
Таблица 19
Признаки, характеризующие прочность бетона
Предел прочности на сжатие, кгс/см2 Звук Способ проверки
Удары по поверхности бетона молотком Нанесение рисок острым зубилом
110—140 Звонкий Почти не остается сле- дов удара При легком штрихова- нии дает слабый след
60—90 Глухова- тый Остаются вмятины от удара Штрихуется на глубину 1—1,5 мм
30—50 Мягкий При ударе получаются вмятины с осыпающимися краями Режется и осыпается
Модуль упругости бетона зависит от свойств ^составляющих мате-
риалов, водоцементного отношения, уровня и характера напряже-
ний, скорости нагружения (при высокочастотных динамических
нагрузках модуль упругости в 3—4 раза выше, чем при длительном
статическом нагружении) и увеличивается с возрастом бетона. Зна-
чения модуля упругости Е бетона, принимаемые при расчетах фун-
даментов, приведены в табл. 20. Модуль упругости II рода G =
£
~ ~2~( 1 4- ц) ’ коэффициент Пуассона для батона ц =0,167.
Таблица 20
Расчетные характеристики бетона, кгс/см2
Показатели 100 Марка бетона
150 200 300
Сопротивление растяжению при рас- чете на неподвижные нагрузки .... 4 5,2 6,4 9,5
Сопротивление растяжению /?р при рас- чете на динамические, многократно по- вторяющиеся нагрузки (от безрельсового транспорта, от предметов, устанавливае- мых на пол с помощью кранов и т. п.) к на одновременное действие неподвиж- ных и динамических нагрузок 3,2 4,2 5,1 7,6
Модуль упругости бетона Eg-lO'6 . . 1,6 1,95 2,25 2,7
6*
83
Под влиянием воды и агрессивных сред бетон корродирует. По-
падание воды и химических веществ, содержащихся в маслах, эмуль-
сиях и т. п., вызывает растворение цементного камня и химические
реакции. Образующиеся продукты частично уносятся, а частично
кристаллизуются, заполняя поры, что приводит к росту напряжений
и разрушению бетона. Поэтому при опасности проникновения грун-
товых вод или попадания масел поверхность бетона защищается —
вводится специальная гидроизоляция, маслостойкие покрытия и т. п.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ
И КОНСТРУКЦИЯМ ФУНДАМЕНТОВ
При установке станков на специально проектируемые фундаменты
чаще всего применяют массивные бесподвальные фундаменты, опи-
рающиеся на естественное основание (рис. 24, 25). Фундаменты могут
быть отдельными под каждый станок или групповыми под несколько
станков. При больших размерах фундамента в плане увеличивается
Рис. 24. Фундамент тяжелого расточного станка
жесткость основания фундамента, уменьшаются амплитуды коле-
баний и перекосы фундамента при неравномерных осадках. Поэтому
при групповой установке станков во всех случаях, когда это эконо-
мически оправдано, следует устанавливать станки на общий фунда-
мент.
Индивидуальные фундаменты должны быть компактными, отно-
сительно небольших размеров и простой формы в плане. Как пра-
вило, под всей площадью подошвы станины делают один сплошной
фундамент. Под вспомогательные устройства, жестко не связанные
со станком (например, под опоры для поддержания прутка в револь-
84
верных станках), можно выполнять отдельные фундаменты. Раз-
меры и форма верхней части фундамента назначаются в соответ-
ствии с габаритными размерами станка. Расстояния от граней колод-
цев анкерных болтов до наружных граней фундамента принимают
не менее 100—120 мм.
Глубину заложения фундамента назначают исходя из требуемой
по условиям жесткости высоты фундамента, с учетом размещения
приямков, шахт для фундаментных болтов, условий примыкания
фундамента к смежным подземным конструкциям, грунтовых и
гидрогеологических условий. Глубину заложения выгодно принимать
Рис. 25. Фундамент зубофрезерного станка
минимально возможной. При устройстве фундаментов с небольшими
в плане, но глубокими приямками можно сократить глубину зало-
жения, делая у приямков местное заглубление. Расстояние от ниж-
них концов анкерных болтов до подошвы фундамента должно быть
не менее 100 мм. Толщина нижней плиты монолитных фундаментов
принимается в консольных частях в пределах 0,4—1 м (в зависи-
мости от вылета консоли), а под замкнутыми углублениями не ме-
нее 0,2 м. Если по местным грунтовым условиям или по условиям
размещения фундамента глубина его заложения значительно пре-
вышает минимально необходимую высоту, то для экономии бетона
под фундаментом устраивают подушку из тщательно уплотненного
крупнозернистого или среднезернистого песка.
Подошву фундамента, как правило, выполняют прямоугольной
формы в плане и располагают на одной общей отметке. При опре-
делении размера подошвы стремятся совместить общий центр
85
тяжести фундамента и станка (вместе с вспомогательным оборудова-
нием) с вертикалью, проходящей через центр тяжести подошвы.
Величина эксцентриситета не должна превышать 5% размера соот-
ветствующей стороны. При проектировании групповых фундамен-
тов это требование выполняется только в направлении короткой
стороны, в направлении длинной стороны эксцентриситет не огова-
ривается. Для армирования фундаментов применяется сталь горя-
чекатаная (ГОСТ 5781—61) обычно класса А-1.
Фундаменты под станки массой более 12 т, а также под станки
с повышенными динамическими нагрузками (долбежные, поперечно-
строгальные и т. п.) армируют сеткой с квадратными ячейками раз-
мером 15 X 15 см из круглой стали диаметром 6—8 мм, укладываемой
под подошвой станины на расстоянии 20—30 мм от верхней грани
фундамента. Фундамент длиной более 5 м часто армируют двумя
сетками — по верху и у подошвы фундамента. Арматура, установ-
ленная в верхней части фундамента, предохраняет от появления
трещин, вызванных усадочными напряжениями, а в нижней части—
напряжениями растяжения при изгибе фундамента. В крупных фун-
даментах, в тех местах, где можно ожидать появления рабочих
швов, предусматривают вертикальную арматуру.
В крупных, в частности, в групповых фундаментах устраивают
температурно-усадочные швы на расстоянии 30 м. Швы следует раз-
мещать таким образом, чтобы оборудование, расположенное на раз-
ных участках фундамента, не было жестко связано между собой.
В зарубежной практике для уменьшения искривления фундаментов
длинных станков, вызванного изменением температуры, на поверх-
ности фундамента делают пазы глубиной 150 мм, шириной 10—15 мм
на расстояниях около 1 м друг от друга.
Поверхности фундамента, подверженные воздействию агрессив-
ных жидкостей (грунтовых вод, технических масел и т. п.), соот-
ветствующим образом защищают, например, маслостойкими покры-
тиями [35]. Для стока жидкости делают соответствующие уклоны.
При наличии в фундаменте приямков, опускающихся ниже уровня
грунтовых вод, для защиты их от сырости применяют гидроизоля-
цию, в ответственных случаях металлическую (см. СНиП П-Б.7-70).
Выбранные размеры фундаментов машин проверяют расчетом.
При этом проверяют среднее статическое давление на основание
фундамента, рассчитывают отдельные элементы конструкции фун-
дамента на прочность и определяют амплитуды колебаний фунда-
мента.
Среднее статическое давление на основание фундамента должно
удовлетворять условию
₽., = £«; Л",
Г
где Q — нагрузка на основание фундамента, в кгс, складывающаяся
из веса фундамента, засыпки над его обрезками, веса установлен-
ного на фундаменте оборудования и наиболее тяжелой обрабатывае-
мой детали; F — площадь подошвы фундамента в см2; RH — нор-
86
мативное давление на основание (см. приложение III). Для фунда-
ментов станков это условие, как правило, выполняется.
При установке станков, требующих ограничения наклона фун-
дамента, рассчитывают основание фундамента по деформациям.
Угол наклона фундамента при перемещении тяжелых узлов
вдоль станины 124]
о — 1 /г GIl
Ео ЧО.б/.фР'
Здесь G — вес перемещающегося узла в кгс; £ф — длина фундамента
в см; /д — максимальное расстояние от середины длины фундамента
(27)
Рис. 26. Коэффициенты k2 и k2, используемые при вычислении
углов наклона фундаментов на естественном основании, в зави-
симости от отношения длины фундамента к его ширине [24]
до крайнего положения перемещающегося узла в см; £6, р0 — соот-
ветственно модуль упругости в кгс/см2 и коэффициент поперечной
деформации грунта; kx — коэффициент, определяемый по рис. 26, а
в зависимости от отношения длины (£ф) к ширине (Вф) фундамента.
При перемещении узла в поперечном направлении в приведенную
выше формулу вместо £ф и lL подставляют Вф и 1В (максимальное
расстояние от середины ширины фундамента до крайнего положе-
ния перемещающегося узла) и вместо коэффициента kY коэффи-
циент k2, определяемый по рис. 26, б. Допустимые углы наклона
оговариваются в задании на проектирование фундамента.
Если среднее статическое давление или угол наклона окажутся
больше допустимых, необходимо улучшить основание путем уплот-
нения грунта, химического укрепления его или, в ответственных
случаях, использовать свайные фундаменты.
Когда площадка, предназначенная для установки оборудования,
сложена грунтами с очень низкой несущей способностью (оторфо-
ванными, заиленными или свежими насыпными грунтами, очень рых-
лыми песками, а также текучими супесями или текучепластичными
суглинками и глинами), применение свай становится обязательным.
87
Прочность элементов конструкции фундаментов под станки,
как правило, не проверяют. Расчет прочности подливки для станков,
работающих с динамическими нагрузками, см. в гл. III.
Расчеты фундаментов на жесткость и колебания рассмотрены
в главах II и III части I и в главе II части II.
Полы первых этажей производственных зданий проектируют
в соответствии с указаниями СНиП П-В.8-71. Конструкцию пола
выбирают в зависимости от условий эксплуатации — механических,
тепловых, агрессивных и других воздействий. Для конструктивных
элементов полов, устраиваемых на грунте, приняты следующие
названия (рис. 27): покрытие — верхний элемент пола, непосред-
ственно подвергающийся эксплуатационным воздействиям; подсти-
:<? . -о . . о . - о' • - &'. о'. ° . . О . f
о- .с> • о .о’-’.° • ; о о О.о-
'о : о о' О'::р: 0 ? ’: 2
Рис. 27. Схема конструкции по-
ла с жестким бетонным подсти-
лающим слоем:
1 — покрытие; 2 — бетонный под-
стилающий слой; 3 — грунт
лающий слой (подготовка) — элемент
пола, рапределяющий нагрузки по
основанию; теплоизоляционный слой —
элемент пола на грунте, уменьшающий
общую теплопроводность пола. При
необходимости установки станков полы
выполняют с жестким подстилающим
слоем. Толщину подстилающего слоя и
проектную марку бетона назначают на
основе проверочного расчета, проводи-
мого по предварительно заданным
значениям характеристик прочности бетона и толщины слоя.
При проверочном расчете определяют напряжения растяжения
при изгибе
ар = 3,5^-^/?р. (28)
Здесь h — толщина подстилающего слоя в см; Мр — расчетный
изгибающий момент отнесенный к одному сантиметру сечения плиты,
в кге-см/см; 7?р — сопротивление бетона растяжению (см. табл. 20).
При определении расчетного изгибающего момента собственный
вес пола, а также нагрузка, распределенная по всей площади пола,
не учитываются. Нагрузки от станков рассматриваются как распреде-
ленные по площади следов опирания опорных элементов станка.
При определении нагрузки на опору принимают, что вес станины
распределен равномерно между всеми опорами, а вес верхних тяже-
лых узлов — между опорами, расположенными непосредственно
под данным узлом. Величину Мр определяют как сумму моментов
от отдельных нагрузок в точке, принятой за расчетный центр:
мр=мо+IX- , (291
Расположение расчетного центра выбирают из условия получе-
ния наибольшего значения изгибающего момента от всех действую-
щих нагрузок; например, при одинаковых нагрузках на все опоры
расчетный центр принимают расположенным под одной из средних
опор. В приведенной формуле Мо — изгибающий момент в расчет-
ном центре от нагрузки Ро на опору под центром; — изгибающий
88
момент в расчетном центре от нагрузки Pt на i-ю опору, зависящий
от расстояния г0( между центром этой опоры и расчетным центром.
Нагрузки, находящиеся от расчетного центра на расстояниях боль-
ших, чем 6/, где I — характеристика гибкости плиты, при опреде-
лении величины Л1Р не рассматриваются.
Характеристика гибкости плиты
/ = 0,541 (30
где Еб — модуль упругости бетона в кгс/смг (см. табл. 20); ko —
коэффициент постели грунта основания в кгс/см3 (табл. 21).
Таблица 21
Значения коэффициента постели, применяемые
при расчете полов (СНиП 11-В.8-71)
Грунт Содержание зерен по массе размером свыше kc, кгс/см8
Песок крупный и гравелистый 0,5 мм более 50% 8,5
Песок средней крупности 0,25 мм более 50% 7
Песок мелкий 0,1 мм более 75% 6
Супесь 0,05 мм более 50% 4
Песок пылеватый 0,1 мм меиее 75% 5
Суглинок, глина 0,05 мм более 40% 6,5
Супесь, суглинок и глина пылеватые 0,05 мм менее 40% 7^
При действии на опоры сил Ро и Р1 изгибающие моменты в кге X
X см/см Мо = krPo\ — к^Р1г где kT — коэффициент, опреде-
ляемый по табл. 22 в зависимости от величин а = ~- и £==-£-
(ор и Ьр — размеры следа опоры, принятой за расчетный центр ар =
== с + 2hx-, bp = b + 2hi, a, b — длина и ширина следа на поверх-
ности пола; /ц — толщина слоев пола, расположенных выше под-
стилающего слоя; если подстилающий слой используется в качестве
покрытия, то ар — а и Ьр = b)\ 1гЛ — коэффициент, определяемый
по табл. 23, в зависимости от величины —-расстояния i-й опоры
До расчетного центра. •
89
Значения коэффициента kv
Таблица 22
₽
а 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1.4 Значения коз 132,5 123,9 116,2 109,3 102,9 97,0 91,6 ффициента k4 118,3 110,8 103,9 97,7 91,9 86,7 105,9 99,2 93,1 87,5 82,4 95,0 89,0 83,5 78,5 85,4 80,0 75,2 T 76,9 72,1 аблица 23
'oil1 fc4 'oil1 ki 'oil1 ki 'oift ki
0,05 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 322,1 257,7 193,8 156,7 130,8 111,1 95,3 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 71,6 54,3 41,5 31,6 24,0 18,06 13,47 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 9,91 7,17 5,07 3,48 2,28 1,4 0,77 3,6 3,8 4,0 44,5 5,0 5,5 6,0 0,33 0,03 —0,16 —0,36 —0,31 —0,21 —0,13
Если для предварительно заданных условий полученное зна-
чение (тр окажется больше Rv, то расчет повторяют.
При установке станков, особенно с длинными станинами, тол-
щина пола, как правило, определяется не его прочностью, а жест-
костью системы станина—фундамент. Минимальная толщина плиты,
принимаемая при установке станков, 15 см.
При нагрузке от станков 5 тс/м2 и более бетонный подстилаю-
щий слой рекомендуется армировать двойной сеткой из стержней
диаметром 10 мм с квадратными ячейками 15x15 см. В этом случае
толщину пола принимают не менее 20 см. При использовании бетон-
ного подстилающего слоя в качестве покрытия его толщина по сравне-
нию с установленной расчетом на прочность должна быть увели-
чена на 20—30 мм. Марка бетона такого подстилающего слоя должна
быть 300. В местах примыкания пола к деформационным швам
подстилающий слой соответствующим образом армируется. При
применении бетонного подстилающего слоя по основанию из нека-
менистого грунта производят уплотнение грунта щебнем или гра-
вием.
Ленточные фундаменты используют для установки ряда станков
и выполняют в виде сплошных полос шириной 1,5—3 м. Расчет лен-
90
точных фундаментов производят как балок на упругом основании.
В первом приближении нагрузку от опор станка можно рассматри-
вать как равномерно распределенную по ширине фундаментной балки.
Расчетные характеристики бетона и коэффициенты постели грунтов
основания можно принимать такими же, как при расчете плит.
Глава V. УСТАНОВКА СТАНКОВ НА ФУНДАМЕНТАХ
КОНСТРУКТИВНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ ОПОРНЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ СТАНИН; РАСПОЛОЖЕНИЕ ОПОР
Величины упругих перемещений в месте соединения с фундаментом
в результате деформаций станины определяются ее общим деформа-
циями и местными — в зоне расположения опорных элементов.
Общие деформации непосредственно приводят к искривлению оси
станины. Влияние местных деформаций на непрямолинейность
направляющих определяется как отгибом фланцев, так и увеличе-
нием контактных деформаций в стыках элементов опоры вследствие
уменьшения фактической площади контакта [61.
Рис. 28. Опорные части станин:
а — лапы; б — фланцы; в — простые карманы; г — карманы
с утолщенной вертикальной стенкой
Для уменьшения местных деформаций свободные деформирую-
щиеся участки станины в зоне приложения нагрузки (фланцы, вер-
тикальные участки стенок и т. п.) должны быть минимальных раз-
меров; иногда их делают увеличенной толщины (рис. 28). Оси опор-
ных элементов по возможности следует располагать в плоскости,
совпадающей с плоскостью стенок или перегородок станины. При
использовании клиновых башмаков плоскость стенки станины должна
пересекать опорные поверхности клина и башмака.
Существенное влияние на жесткость оказывает конструктив-
ное оформление опорных частей станины. Жесткость фланцев
(Рис. 28, б) в 1,5—2 раза выше, чем лап (рис. 28, а). Карманы
(Рис. 28, в) технологически сложнее, чем лапы или фланцы, однако
Жесткость карманов в 2,5—3 раза выше, чем лап. Введение ребер
на фланцах повышает жесткость соединения на величину до 40%,
91
Для правильного контакта в стыках опоры и высокой жесткости!
опорных элементов целесообразно, чтобы нагрузка, передаваемая
на опору, была симметричной. Для этого рекомендуется применять
симметричное расположение фундаментных болтов относительно
опоры.
Местная жесткость станин на участках расположения опорных
элементов оказывает влияние на жесткость соединения станин с фун-
даментами только при установке станков на жесткие опоры; при
Рис. 29. Расчетные схемы для определения оптимального расположения опор
горизонтального координатно-расточного станка:
а — схема установки станка; б — расчетная схема, соответствующая крайним поло,
жениям стола; в — условная расчетная схема.
с, L — расстояния от крайнего левого положения силы Р, до края участка высокой
жесткости и до крайнего правого положения силы Р2 (при симметричных крайних
левом и правом положениях стола); — ширина основной станины
установке на виброизолирующие опоры податливость опор суще-
ственно больше смещений вследствие местных деформаций. Вопросы
обеспечения минимальных общих деформаций системы за счет ра-
ционального расположения опор представляются актуальными как
при жесткой установке станков, так и при установке на упругие
опоры, например, при установке станков на три опорные точки. В точ-
ных станках, устанавливаемых на три опорные точки, оптимальным
можно считать такое расположение опор, при котором относитель-
ные перемещения инструмента и детали, возникающие в результате
деформаций станины под действием веса перемещающихся узлов1
минимальны.
Выбор оптимального расположения опор проиллюстрируем на примере гори-
зонтального координатно-расточного станка с передвижной стойкой и столом, пере-
мещающимся по поперечной станине (рис. 29, а). Деформации системы от собственного
92
ся узлов станка частично могут быть компенсированы технологическими мероприя-
Вями (например, выполнением направляющих с предварительным искривлением),
рассмотрим деформации системы под действием веса стола с деталью, которые из-за
Т зной массы обрабатываемых деталей полностью компенсированы быть не могут.
Ра Деформации кручения основной станины под действием веса стола с деталью,
перемещающегося по поперечной станине, будут минимальны в том случае, когда
пве опоры (1 и 2) размещены под поперечной станиной и одна опора (3) под основной
станиной, по которой перемещается стойка.
При перемещении стола по поперечной станине в результате изгиба станины
еталь, установленная на столе, наклоняется относительно стойки. Так как перемеще-
ния "отсчитывают в плоскости направляющих стола, горизонтальное смещение конца
шпинделя относительно детали в результате взаимного наклона стола и стойки обу-
словит появление погрешности установки поперечной координаты. Определим опти-
мальное расстояние между опорами, расположенными под поперечной станиной,
обеспечивающее минимальную погрешность.
Часть поперечной станины, соединяющуюся с основной, рассмотрим как имею-
щую бесконечно большую жесткость. Примем, что деталь установлена на башмаках.
Исходя из этого вес детали G будем считать приложенным к столу в виде двух сосредо-
точенных сил Pi и Р2 (Pt = Р2= Расчетная схема станины при разных поло-
жениях стола приведена на рис. 29, б. Так как жесткость средней (заштрихованной
на рис. 29, б) части станины, угол наклона которой определяет угол наклона стойки,
принята бесконечно большой, то в среднем положении стола относительные переме-
щения стола и стойки будут равны нулю. За оптимальное расстояние между опорами
в первом приближении можно принять такое, при котором в крайнем положении
стола относительные смещения стола и стойки также будут равны нулю *. Для непо-
средственного определения относительных смещений стола и стойки заменим расчет-
ную схему, приведенную на рис. 29, б, условной схемой (рис. 29, в), в которой раз-
местим опорные точки по краям участка высокой жесткости, а в месте расположения
фактических опор приложим силы, равные соответствующим опорным реакциям **.
При этом относительный угол наклона стойки и стола в крайнем его положении
0 = где ft — перемещение станины под силой Р± от действия сил Рг и А; b —
расстояние между башмаками, на которые установлена деталь (между силами Pt и Р2).
Оптимальное расстояние между опорами / получим из условия fi = 0.
Расположение третьей опоры под основной частью станины может быть опреде-
лено из условия обеспечения минимума вертикального перемещения конца шпин-
деля (при некотором среднем его вылете) относительно детали в результате деформа-
ций изгиба основной станины, вызываемых перемещением стойки.
При жесткой установке и при закреплении станка на фундаменте
желательно, чтобы жесткость соединения станины с фундаментом
была максимально возможной. Жесткость этого соединения харак-
теризуется коэффициентом жесткости основания станины. При задан-
ных габаритных размерах опорной поверхности станины чем больше
количество опор, т. е. чем меньше расстояние между опорами, тем
больше жесткость основания станины и меньше ее деформации.
Однако уменьшение расстояния I между опорами сверх определен-
ных пределов оказывается нежелательным, так как при установке
* При расположении опор, обеспечивающем минимальную абсолютную величину
относительного перемещения инструмента и детали, в крайнем положении стола это
еремещение не будет равно нулю. Однако при этом расстояние между опорами ока-
ВТся меньше ширины основной станины, и величина общего наклона станка под
Д И»1Вием веса перемещающегося стола резко возрастет.
' Такой прием позволяет непосредственно получить выражение для определения
осительного угла наклона стола и стойки без громоздких преобразований.
93
станка на слишком большое количество опор затруднена выверка
станка. Кроме того, при Z<3] FOiI( где Fon — площадь опорной
поверхности башмака (например, при Гоп =250x350 мм при I Л
< 800 мм) взаимное влияние деформаций бетонного основания на
перемещения соседних опор
существенно, что также затрудняет
выверку. Поэтому расстояния меж-
ду опорами редко далают меньше
600 мм.
Коэффициент жесткости осно-
вания характеризует жесткость
соединения станины с основа-
нием при одинаковой жесткости
всех опор, когда станина может
рассматриваться как балка на
упругом основании. В действи-
тельности жесткость опорных эле-
ментов не одинакова и может
колебаться в весьма значительных
пределах. Влияние неодинаковой
жесткости опор на деформации
станины зависит от жесткости ста-
нины и расстояния между опо-
рами. Поэтому при выборе рас-
стояния между опорами следует
оценить упругие перемещения
станины с учетом возможного раз-
броса жесткости опор. При этом
станину следует рассматривать
не как балку на упругом осно-
вании, а как балку на упругих
опорах. Отклонения Д от прямо-
линейности направляющих ста
нины в результате неодинаковой
жесткости опор можно условно
характеризовать разностью макси-
мальных прогибов станины для
случаев действия сосредоточенной
минимальной жесткости [6]. Если
Рис. 30. Расстояния I между опорами,
при которых прогибы станины под
действием нагрузки Р при неодинако-
вой жесткости опор (/о и /д) не превы-
сят величины Д (значения /о вычис-
лены при Р = 500 кге, Д = 0,01 мм)
силы на опору максимальной и
в качестве допустимого значения Д принять часть допуска на пря-
молинейность перемещения узла по направляющим, то для опре-
деленного соотношения жесткостей опор, для заданных величин
силы и жесткости станины можно ориентировочно оценить макси-
мально допустимую величину расстояния между опорами. Зависи-
/3/п и О jo
мость величины а = от отношения жесткостей опор р = -j-r
и — приведена на рис. 30 (здесь /0 — максимальная, а /о — минш
мальная жесткости опор; I — расстояние между опорами; EJ -
жесткость станины на изгиб в вертикальной плоскости). В качестве
94
pi
примера на шкале приведены значения I, соответствующие
средним значениям параметров*; EJ =50-1010 кгс-см2 и /0 =
-^2-Ю6 кгс/см. При А = 0,01 мм и Р = 1,5-е-2 значения 1 примерно
соответствуют тем, которые имеют место в действительности (табл. 24).
размеры фундаментов, установочных башмаков и расстояния
между башмаками некоторых станков
Таблица 24
Станок Размеры фунда- мента, мм Размеры башмаков, мм Рас- стоя- ние ме- жду баш- мака- ми Z, мм
Длина, ЛФ Ширина, Вф Вы- сота, Нф а Ь
Горизонтально-расточной: 2А635 6 900 3 500 1600 240 150 920
2А652 10 000 9 000 1900 470 250 600
2656 6 000 4 200 1500 470 250 670
2А660 11 350 11 000 2000 360 220 1700
Зубофрезерный, 0 500 мм . . . 14 900 2 750 2300 470 250 1400
То же, Долбежный 747М 9 500 3 300 1800 350 200 1200
9 000 5 700 1400 310 150 900
Карусельный: 1540 8 150 7 200 1700 310 190 630
1580Л 11 700 9 800 2000 370 240 1380
1М557 5 600 3 900 1200 350 200 870
Продольно-фрезер ный: 6610 5 400 1 650 700 240 150 670
6У616 13 200 6 000 1100 240 150 1530
6652 11 000 5 400 1000 470 250 860
Продольно-строгальный: 7А258 14 600 5 570 1200 340 200 900
7А278 19 100 8 500 1300 350 200 900
Токарный: 1660Г 9 000 3 000 900 240 150 1200
1А660 12 150 3 900 1050 350 200 1000
1670 14 550 5 700 1150 240 150 1330
1А670 19 100 4 500 1300 470 250 1330
1682 25 200 7 400 1500 470 250 1460
Рациональное размещение опор позволяет обеспечить макси-
мально возможную жесткость защемления на фундаменте стоек,
связанных со станиной, — одностоечных и портальных станков,
ависимость оптимального расстояния между опорами, располо-
енными на участке станины, ближайшем к стойке, от жесткости
танины EJ и жесткость опор /„ приведены на рис. 31. Если под
обпабптысота станин тяжелых станков назначается из условия размещения зоны
Разных™" "а удоб'!ОМ для наблюдения уровне в пределах 650—750 мм. Поэтому для
ваетгя типов станков жесткость станин на изгиб в вертикальной плоскости оказы-
и глаии^Н°Г^ П0Рядка (45<80) 1010 кгс-см2 (большие значения при большей высоте
ным образом при большей ширине станины).
95
стойкой на длине /н размещается не две пары, а большее количество
опор, расчетная жесткость основных опор может приниматься рав-
где
Ц — расстояние между опорами, расположенными симметрично
относительно оси стыка.
ной некоторой приведенной жесткости/пр =/о
Рис. 31. Оптимальное расстояние / между опорами, расположен-
ными на участке станины, ближайшем к стойке в зависимости от
жесткости станины (EJ) и башмаков (/о):
I — для одностоечных станков; И — для портальных станков; / —
стойка; 2 — станина
От выбранного расположения опор зависит расположение пере-
городок станины, так как во избежание чрезмерных местных дефор-
маций опоры и перегородки целесообразно располагать в одной
плоскости.
Опорные элементы и фундаментные болты обычно размещают по
периметру опорной поверхности станины; в тяжелых станках с ши-
рокими станинами необходимы опоры и в средней части станины.
В этом случае используют специальные конструкции опор, а креп-
ление осуществляют длинными болтами, проходящими через всю
станину. Иногда такие болты размещают в специальных карманах
внутри станины.
УСТАНОВКА И РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
СТАНКОВ НА ФУНДАМЕНТАХ
При установке большинства станков нормальной точности на
фундаментах, а также точных станков на фундаментных блоках
используют жесткие опорные элементы — клинья, подкладки, кли-
новые башмаки, домкраты и т. п.
Опоры должны обеспечивать удобство регулирования положения
станка и сохранение этого положения и иметь высокую жесткость
Для удобства регулирования положения станины по высоте необ-
96
ходимо, чтобы регулируемый элемент достаточно просто перемещался
в вертикальной плоскости как вверх, так и вниз. При регулировании
положения в вертикальной плоскости установка в горизонтальном
направлении не должна нарушаться, что может происходить, на-
пример, при значительных силах трения по подошве станины, если
регулируемый элемент смещается относительно станины. Жела-
тельно также, чтобы сила, необходимая для перемещения регули-
руемого элемента, была сравнительно небольшой (что также зави-
сит от трения в элементах опоры). Для часто переставляемых стан-
ков удобно, когда опора скреплена со станком и переносится вместе
с ним.
Для сохранения ста-
бильного положения стан-
ка регулируемый элемент
должен фиксироваться, на-
пример, с помощью контр-
гаек. При отсутствии фик-
сации и значительном тре-
нии в элементах опоры
в результате односторон-
него смещения элементов
точность установки станка
быстро нарушается.Иногда
для уменьшения трения
контактирующие поверх-
Рис. 32. Зависимость жесткости различных опор
от нагрузки.
I — клиновые башмаки; 2 — жесткая опора ОЖ-1
(см. рис. 38, в); 3 — плоские прокладки; 4 — клинья
ности опорных элементов
смазывают консистентной
смазкой.
Высокая жесткость опо-
ры обеспечивается при
хорошем прилегании и
высоком качестве стыкующихся поверхностей, при соответствую-
щих размерах и нагрузке на опору. Высокая жесткость за-
тянутых опорных элементов определяется повышенным давлением
в стыках в результате затяжки болта и соответствующим умень-
шением контактной податливости. Чем больше размеры, лучше
качество изготовления опорных поверхностей и выше давление в сты-
ках, тем жесткость опоры выше. В зависимости от качества изго-
товления, характера контакта башмака с опорной поверхностью ста-
нины и давлений в стыках жесткость опор может колебаться в зна-
чительных пределах; например, при нагрузках до 1000 кгс жесткость
клиновых башмаков колеблется от 10 до 60 кгс/мкм (рис. 32), а при
значительных нагрузках и высоком качестве стыкующихся поверх-
ностей достигает 600—800 кгс/мкм (рис. 33).
Различная жесткость опор объясняется разными нагрузкой на
ашмаки (см. рис. 33), фактической площадью контакта (рис. 34)
и Давлением в стыках. Для увеличения фактической площади кон-
такта в опоры вводят самоустанавливающиеся элементы, применяют
Установку башмака по станине перед подливкой и окончательной ре-
у
В. В. Каминская
97
гулировкой, притягивая его к станине или выставляя 0 помощью
дополнительных регулировочных винтов. В руководствах по уста-
новке тяжелых станков повышенной точности, станины которых
рассчитаны на совместную работу с фундаментами, обычно оговари-
вается, что на качество изготовления башмаков и прилегание по-
верхностей клина, постели башмака и станины следует обратить
особое внимание.
Все жесткие опоры по виду элемента, регулирующего положение
станка по высоте, можно разделить на клиновые и винтовые. Ниже
рассмотрены основные наиболее употребительные конструкции опор.
Рис.33. Зависимость смещения верхней поверхности опоры
от нагрузки
Простейшим видом жестких опорных элементов являются про-
кладки или клинья, которые используются преимущественно для
выверки подливаемых станков, не требующих периодической регу-
лировки. При установке на клиньях без подливки быстро нару-
шается точность выверки станка, что для станков с нежесткими ста-
нинами недопустимо. В этом отношении плоские прокладки обладают
преимуществами по сравнению с клиньями. Однако регулировка
положения станка на прокладках требует больше времени, чем на
клиньях. Жесткость прокладок -и клиньев ниже, чем опорных эле-
ментов других видов и составляет 5—10 кгс/мкм. Для станков с же-
сткими станинами, допускающих работу без подливки, применяют
прокладки из неметаллических материалов [29].
Конструкции простых клиновых башмаков, используемых для
станков, закрепляемых болтами и требующих периодической вы-
верки, приведены на рис. 35. Отсутствие самоустанавливающегося
98
элемента определяет неизбежные перекосы опорных поверхностей
башмака и станины. Это обстоятельство, а также расположение
фундаментного болта рядом с башмаком (рис. 35,а) обусловливают
некоторое снижение жесткости соединения станины с фундаментом
в результате неравномерного распределения давлений в стыках и
местных деформаций фланцев станины. Иногда для уменьшения
местных деформаций фундаментный болт размещают между двумя
рядом расположенными башмаками. При симметричном располо-
жении фундаментного болта относительно башмака (рис. 35, б)
обеспечивается более высокая жесткость.
Перемещение клина осуществляется вращением винта (рис. 35, а)
или гаек (рис. 35, б). При перемещении клина винтом только в одну
сторону — «вверх», в другую
сторону — «вниз» — клин под-
талкивается. Это затрудняет
регулирование положения
станка. Регулировка и фик-
сация горизонтального поло-
жения станины обеспечи-
Рис. 35. Конструкции простых клиновых
опор
Рис. 34. Фактическая площадь кон-
такта (залита) между башмаками и
станиной расточного станка
ваются специальными винтами, которце либо устанавливаются не-
посредственно на башмаке, либо отдел'ьно — на специальных опо-
рах, заделываемых в фундамент.
Наиболее совершенные и жесткие конструкции клиновых опор
изображены на рис. 36. Конструкция, приведенная на рис. 36, а,
применяется главным образом для высокоточных станков, закреп-
ляемых на фундаменте. Самоустановка обеспечивается сферической
шайбой; при перемещениях клина силы трения по опорной поверх-
ности станины не действуют; клин перемещается в обе стороны вра-
щением винта; фундаментный болт проходит через середину баш-
мака. Опоры такой конструкции можно использовать и для установки
станков, не закрепляемых болтами. Для станков, требующих час-
той перестановки, опора скрепляется со станиной с помощью болта,
проходящего через отверстия в башмаке и в станине.
В опоре, показанной на рис. 36, б, правильный контакт в сты-
кующихся поверхностях обеспечивается регулировкой положения
всей опоры относительно станины тремя регулировочными винтами,
ввернутыми в корпус опоры и опирающимися на предварительно
7* 99
уложенные на фундамент металлические подкладки. После гру.
бой выверки станка основание башмака подливается. Тонкая регу-
лировка осуществляется клином после твердения цементного рас-
твора подливки.
Конструкции винтовых опорных элементов, используемых для
станков, закрепляемых болтами, приведены на рис. 37. Жесткость
простейших винтовых опор (рис. 37, а) несколько ниже, чем хоро-
ших клиновых. Эти опоры представляют собой сплошные или полые
винты, ввернутые в лапу станины или в специальную стальную
втулку, заделываемую в станину для того, чтобы избежать нарезки
б)
резьбы непосредственно в станине. В тех местах, где опорные винты
опираются на фундамент, в бетонный массив заделывают металличес-
кие плиты, колодки, лаги и т. п. При соосном расположении регу-
лировочного и фундаментного болтов (рис. 37, б) жесткость опоры
оказывается существенно выше, чем при несоосном. Для обеспече-
ния стабильности положения станины регулировочный винт обычно
контрится. В сложных винтовых опорах (рис. 37, в) самоустановка
станины обеспечивается с помощью сферических шайб. Жесткость
таких опор при хорошей затяжке фундаментного болта, как пра-
вило, выше, чем простых, и близка к жесткости клиновых опор.
При использовании простых опор затруднено сохранение стабиль-
ного положения станины в горизонтальной плоскости. В слож-
ных опорах оно фиксируется специальными упорными винтами
(рис. 37, в).
Конструкции винтовых опор, используемых для установки стан-
ков, не закрепляемых болтами, приведены на рис. 38. Простейшая
опора (рис. 38, с) имеет невысокую жесткость и требует заделки
100
в фундамент металлических плиток, на которые должны опираться
регулировочные винты. Винтовые домкраты (рис. 38, б) применяют
для установки станков, не имеющих отверстий в станине. Для стан-
ков, имеющих отверстия в станине и требующих частой перестановки,
целесообразно использование опор ОЖ-1 (рис. 38, е), скрепляемых
со станком. Сравнительно высокая жесткость этой опоры обеспечи-
Рис. 37. Конструкции винтовых опор, используемые для станков, закреп
ляемых болтами
вается путем притирки шарового конца опорного винта к поверх-
ности гнезда в опорной плитке. Самоустановка опоры обеспечивается
наклоном регулировочного винта относительно плиты. Во избежание
смещений вдоль фундамента при значительных горизонтальных
нагрузках к нижней поверхности опорной плитки приклеивается
тонкая резиновая прокладка.
Рис. 38. Конструкции винтовых опор, используемые для станков, не
закрепляемых болтами
Для особо точной и жесткой установки станков, в частности,
работающих в автоматических комплексах, применяют специаль-
ные монтажные (фундаментные) рамы или плиты, снабженные ре-
гулировочными и крепежными приспособлениями, жестко связан-
ными с фундаментом.
Точность установки станков на фундаментах и способы проверки
оговариваются соответствующими нормами точности на станки и
в Руководствах к станку. Обычно точность установки порядка 0,01 —
101
0,02 мм на 1 м. В станках с тяжелыми подвижными узлами, устанавли-
ваемых с креплением анкерными болтами, первоначально произво-
дят предварительную выверку станка, подливают основание опор
и после твердения подливки (при достижении бетоном 50% проч-
ности) производят затяжку болтов и окончательную регулировку
по точности перемещения соответствующего узла.
ЗАКРЕПЛЕНИЕ СТАНКОВ НА ФУНДАМЕНТАХ
Станки на фундаменте можно закреплять с помощью фундамент-
ных (анкерных) болтов или подливки опорной поверхности станины
цементным раствором.
Наиболее надежное и жесткое закрепление обеспечивается с по-
мощью фундаментных болтов. Нагрузки на фундаментные болты
от станков по сравнению с нагрузками от других машин относительно
Рис. 39. Глухие или заливные фундаментные болты: ,
а. б — с отгибом; в — нз периодического проката; г — с анкерной плитой; д — со-
ставные с анкерной плитой
невелики, размеры болтов как правило выбирают из конструктивных
соображений. При выборе размеров болта можно исходить из того,
чтобы напряжения в элементах опоры, в частности, по ее подошве,
при затяжке болта были близки к предельно допустимым.
В зависимости от способа установки и закрепления в бетоне фун-
даметные болты могут быть разделены на три группы: а) глухие или
заливные болты, заделанные в бетонном фундаменте; б) съемные
болты, устанавливаемые в фундаменте так, что стержень болта не
имеет сцепления с бетоном, а анкеровка осуществляется с помощью,
например, закладных плит; в) болты, устанавливаемые в готовом
фундаменте путем ввертывания в предварительно заделанные фун"
даментные гайки, закрепления в пазах монтажного пола или в сква-
жинах, изготовленных на готовых фундаментах и т. п.
При закреплении с помощью глухих болтов (рис. 39) возможны
два способа заделки болтов — либо при бетонировании фундамента
102
оставляют специальные глубокие колодцы, которые заполняются
бетоном после установки станка и размещения болтов в этих колод-
цах либо болты на части длины заделываются в фундамент непосред-
ственно при его бетонировании. При этом совпадение болта с соответ-
ствующим отверстием в станине обеспечивается деформированием
стержня болта на свободной незалитой части длины [обычно примерно
равной (5-j-6)tfl- Заделка болта на оставшейся свободной части
длины происходит после установки станка.
Установить болты по разметке проще, чем делать для них ко-
лодцы. Кроме того, при плохой очистке колодцев перед их бетони-
рованием сцеплрние бетона в колодце с остальной частью фундамента
оказывается недостаточно прочным. Но при заделке болтов в тело
фундамента при его бетонировании одной из основных помех, воз-
никающих при монтаже станка, является несовпадение осей фунда-
ментных болтов и отверстий в станине (обычно допуск на расстояние
между осями отверстий не превышает 1 мм). Поэтому необходимо
обеспечить соответствующую точность расположения болтов при
установке их до бетонирования фундамента, либо устанавливать
болты в колодцы непосредственно при монтаже станка.
Крепление наиболее простыми глухими болтами с отгибом
(рис. 39, а) используется для станков средних размеров при сравни-
тельно небольших диаметрах болтов. Применять болты диаметром
d < 14 мм не рекомендуется. Длина заделки болтов, назначаемая из
условий равной прочности болта и бетонного массива, обычно при-
нимается I = (13-^15)d. Для болтов из периодического проката
(рис. 39. в) или с насечками можно принимать I = (10-*-12)<Д На
конце гладких болтов выполняют крюки, раздвоения (рис. 39, б),
утолщения; крюк иногда зацепляется за горизонтальный металли-
ческий стержень и т. п. Форма конца болта не имеет значения,
так как прочность и жесткость соединения определяются сцеплением
стержня болта с бетоном. Расстояние от болта до грани фундамента
с 4d; между болтами сх 5= 6d.
Глухие болты с анкерной плитой (рис. 39, г) применяют для
болтов d > 24 мм; плиту приваривают или привертывают; размеры
плиты a глубина заделки I (10ч- 12)d; с $s 10d; Cj 6d.
Для упрощения установки станков на башмаках иногда верхние
концы глухих болтов располагают ниже опорной поверхности баш-
мака; при этом болт делают составным или затягивают фигурной
гайкой (рис. 39, д).
При установке тяжелых станков на индивидуальных фундамен-
тах чаще используют закрепление станков съемными фундаментными
болтами с закладными анкерными плитами или с изолирующими тру-
бами (рис. 40). Анкерную арматуру заделывают в фундамент при его
бетонировании. Болты, обычно больших диаметров (d >-30 мм),
Устанавливают в гнездо при монтаже станка и соединяют с плитой
на резьбе или с помощью специального замка. Для болтов с анкер-
ными плитами размеры плиты a»(5-e-6)d; глубина заделки болтов:
Для бетона марки 100 — I *=* 10d; марки 200 — I 8d; марки
абО и выше — I 5d; расстояние от болта до грани фундамента
103
должно быть не менее 15d. Для болтов с изолирующими трубами
/₽«(10-H2)d; c^6d; Cj 10tf.
При установке станков на общей плите цеха или перекрытиях
используют крепление болтами на монтажных полях или фунда-
ментных плитах (рис. 41), а также крепление с помощью болтов,
устанавливаемых в скважины на готовых фундаментах (рис. 42).
Крепление с помощью фундаментных гаек применяют главным об-
разом для станков средних размеров, требующих перестановки;
а также в сборочных цехах. Жесткость соединения относительно не-
высокая. Для точных станков
используют крепление на чугунных
фундаментных плитах с помощью
болтов, завертываемых в плиту.
Крепление с помощью болтов,
устанавливаемых в скважины на
' QV. о
О? ®>'-
о ' д 'р.
Рис. 40. Съемные фундаментные
болты:
Рис. 41. Примеры крепления станков
на монтажных полах:
а — с закладной анкерной плитой; б — с
изолирующей трубой
а — из шнеллеров; б* из сварных балок
готовых фундаментах, характеризуется высокой точностью и быстро-
той работ, связанных с установкой станка. Отверстия под болты
сверлят с помощью специальных переносных станков алмазным или
твердосплавным инструментом обычно по разметке (иногда удается
использовать опорную часть машины как кондуктор). Могут исполь-
зоваться прямые болты в виде стержня, закрепляемого в скважине
с помощью эпоксидного клея или резиновой анкерной части
(рис. 42, п), и конические, закрепляемые с помощью цементной за-
чеканки (рис. 42, б), распорных цанг или втулок (рис. 42, в).
Болты на эпоксидном клее могут устанавливаться как до, так
и после монтажа и выверки станка, через отверстия в опорных ла-
пах станины. Глубина заделки болтов I = lOd; расстояние от болта
до грани фундамента с 5d. Для закрепления болтов применяют
эпоксидные клеи холодного отвердения. Толщина клеевого слоя
для болтов d = 10-е-48 мм принимается 3—8 мм. Для равномерного
распределения клея болты в отверстиях центрируют с помощью
104
фиксирующих колец. Так как составляющие эпоксидного клея ток-
сичны, при работе с ними должны приниматься специальные меры
по технике безопасности. На станке можно начинать работать через
7 суток после установки болтов.
Конические болты, закрепляемые с помощью цементной зачеканки,
заделывают на глубину I = 10d; расстояние от болта до грани фун-
дамента с lOd. Для крепления применяют цементный раствор
с водоцементным отношением 0,15 из цемента марки не ниже 300.
Болты можно вводить в эксплуатацию через 10 суток с момента за-
делки.
Рис. 42. Примеры крепления станков болтами, устанавли-
ваемыми в скважинах на готовых фундаментах:
а — прямыми болтами с резиновой анкерной частью; б, в — кони-
ческими болтами, закрепляемыми, соответственно, с помощью
цементной зачеканки и распорных втулок
Конические болты с распорными цангами или втулками позво-
ляют эксплуатировать станок сразу же после установки болтов.
Глубина заделки этих болтов I = (7 -s-8)d. Для образования отверстий
в фундаментах под конические болты с распорными цангами, тре-
бующих жестких допусков на диаметр отверстия, применяют станки
алмазного сверления. С помощью болтов с распорными цангами за-
креплена значительная часть станков, установленных на ВАЗе. При
креплении станков на монтажных полах или фундаментных плитах
иногда для увеличения демпфирования под опоры подкладывают
прокладки из неметаллических материалов.
Следует считать целесообразной затяжку фундаментных болтов
со значительными силами. Во избежание пластических деформаций
в бетоне напряжения в элементе, заделанном в бетон (в болте или
в трубе), не должны превышать 500 кгс/см2. Для болтов из арма-
турной стали эти напряжения могут приниматься несколько более
высокими [1]. Напряжения в теле болта должны быть 1000—
1400 кгс/см2. Давления на поверхности контакта опоры и фунда-
мента от веса станка и затяжки болта не должны превышать
80 кгс/см2, а для станков с динамическими нагрузками 40—
80 кгс/см2.
105
Максимальные крутящие моменты Мк при затяжке болтов не
должны превышать следующих значений:
Диаметр болта .... М12 М16 М20 М24 МЗО М36 М42
Л4К, кгс-м ........ 1,9 4,5 9,1 14 35 60 90
Затяжку болтов производят равномерно в два обхода. Гайки
болтов предохраняют от самоотвинчивания путем стопорения с по-
мощью пружийных шайб или контргаек.
При установке станка на клиньях или подкладках применяют
крепление к полу с помощью подливки — бетонирования монтаж-
ного зазора между поверхностью фундамента и подошвой станка.
Подливают также основания регулируемых опор при установке
станков с креплением болтами. Подливку осуществляют после уста-
новки и выверки станка. Минимальный зазор между фундаментом
и подошвой станины должен быть не менее 50—80 мм. Чем шире
опорная поверхность станины, тем больше должен быть зазор.
Для получения высокой прочности подливки поверхность фунда-
мента под станком насекается. Для подливки применяют пластичный
бетон, желательно марки не менее 200. Если оставленный зазор ме-
нее 50 мм, то используют малоусадочные растворы (состава 1:4:5)
на цементах марки 400—500. Перед подливкой поверхность фунда-
мента очищают, обдувая сжатым воздухом и увлажняют. Вокруг
станины на расстоянии от ее контура не меньше двойной высоты
оставленного зазора делают деревянную рамку, и пространство, ог-
раниченное рамкой, заполняют пластичным бетоном, подливая его
под станину. Часть подливки, окружающую опорную поверхность
станины, поднимают над уровнем подошвы станины не менее чем
на 30 см. Во избежание усадки подливки и образования зазоров
в соединении можно применять расширяющиеся цементы или соот-
ветствующие добавки.
Поскольку станок, не закрепляемый болтами, выверяется до
подливки, точность установки определяется регулировкой опор.
Подливка не должна вызывать перераспределения нагрузки в опо-
рах, так как иначе точность установки после подливки нарушится.
Высокая динамическая жесткость соединения станка с фунда-
ментом обеспечивается при установке на жесткие опоры и подливке
битумом. Битум эластичен и прочно пристает к станине и фунда-
менту. Перед подливкой пол смачивают инертным маслом и затем
осуществляют подливку в заготовленную заранее опалубку. Через
24 ч битум твердеет. Соединение не нарушается даже при повторных
выверках станка. Подливку битумом применяют редко, главным
образом из-за трудности очистки станка и пола от битума при
перестановке станка.
Крепление станков к полу может осуществляться с помощью
клея. При этом между станком и полом кладется лист фетра или
войлока, обе стороны которого смазываются клеем. Однако так
можно устанавливать только станки с жесткими станинами для
предотвращения их смещения по полу.
106
Часть И
УСТАНОВКА ПРЕЦИЗИОННЫХ СТАНКОВ
И СТАНКОВ, РАБОТАЮЩИХ
В АВТОМАТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСАХ
Глава I. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ И РЕКОМЕНДАЦИИ
ПО УСТАНОВКЕ ПРЕЦИЗИОННЫХ СТАНКОВ
ВЛИЯНИЕ СПОСОБА УСТАНОВКИ
НА РАБОТОСПОСОБНОСТЬ СТАНКОВ
Установка станков влияет на все основные показатели их рабо-
тоспособности — на качество обрабатываемых деталей, производи-
тельность и долговечность. Для точных станков наиболее важным
является влияние установки на качество обрабатываемых деталей.
В последние годы требования к точности и качеству поверхности
деталей, обрабатываемых на металлорежущих станках, резко воз-
росли. Прецизионные станки классов А и С должны обеспечивать
обработку деталей с погрешностями формы, не превышающими не-
скольких десятых долей микрона (например, для круглошлифоваль-
ных станков класса С допускается некруглость детали не более
0,3 мкм) и с шероховатостью поверхности 10 и даже 12-го класса по
ГОСТ 2789—73, для которых максимальные величины микронеров-
ностей не превышают нескольких десятых, а среднее арифметичес-
кое отклонение профиля Ra нескольких сотых долей микрона. Даже
для станков повышенной точности требования к точности и качеству
обрабатываемых на них деталей довольно высоки. Обработка таких
деталей невозможна без изоляции станков от колебаний оснований.
Виброизоляция металлорежущих станков по сравнению с дру-
гими машинами имеет особенности, что объясняется следующими
причинами: 1) высокими требованиями к точности обработки и в связи
с этим существенно более жесткими, чем в других машинах, ограни-
чениями, накладываемыми на амплитуды колебаний элементов
станка; 2) работой станков в условиях колебаний оснований сложного
спектрального состава; 3) наличием в точных станках интенсивных
Динамических возмущений, связанных с особенностями процесса
обработки, например, импульсных возмущений при реверсах воз-
вратно-поступательно перемещающихся узлов шлифовальных стан-
ков.
Виброизоляция станков, так же как и других машин, выпол-
няется установкой станка непосредственно или со вспомогательным
бетонным блоком на упругие опоры. Выбор способа и параметров
виброизоляции определяется уровнем колебаний основания в месте
Расположения станка, требованиями к качеству обрабатываемых
Деталей и особенностями станка — его чувствительностью к коле-
баниям основания, возмущениями, действующими в станке, жест-
107
костью станины и т. п. Основным критерием допустимости того или
иного вида установки точных станков является уровень относитель-
ных перемещений инструмента и детали в направлении, влияющем
на точность обработки, от возмущений со стороны основания и от
привода.
Чувствительность станков к колебаниям основания. Уровень
колебаний оснований определяется двумя основными факторами:
а) интенсивностью колебаний от близко расположенного оборудо-
вания (машин с неуравновешенными массами, например, компрес-
Рис. 43. Примеры записей колебаний оснований!
a g— вертикальные колебания; а*, ау — горизонтальные:
а н б — регулярные колебания соответственно от работающих станков н компрессоров; в н £ —
импульсные колебания соответственно от работающих молотов н строгальных станков
соров, с ударным и резко неравномерным характером нагрузки —
молотов, прессов, станков с возвратно-поступательными движениями
и т. п.) и от проходящего транспорта; б) резонансными характеристи-
ками конструкций, поддерживающих машины, собственные частоты
которых находятся в том же диапазоне, что и частоты возмущаю-
щих сил и могут вносить существенные изменения в спектральный
состав возмущений, приходящих к станку.
Так как в большинстве случаев одновременно действуют раз-
нообразные источники колебаний, виброграммы, как правило, фик-
сируют беспорядочное наложение колебаний разных частот и ампли-
туд. По характеру изменения колебаний оснований во времени воз-
мущающие действия их могут условно рассматриваться как воз-
мущения двух типов — регулярные или периодические и импульс-
ные (рис. 43).
108
Колебания более или менее постоянного уровня, которые в первом
приближении можно рассматривать как сумму периодических ко-
лебаний, условно относятся к группе регулярных * *. Пиковые пе-
ремещения, максимальные величины которых резко превышают
средний уровень колебаний на данной площадке, условно относятся
к импульсным возмущениям.
Таблица 25
Максимальные амплитуды регулярных колебаний основания
на строительных площадках цехов прецизионных станков и полов
машиностроительных предприятий (в числителе — амплитуды
вертикальных колебаний, в знаменателе — горизонтальных)
Источники колебаний Амплитуды в мкм при частотах f, Гц
3 5 7 10 20 30 40
Транспорт * на рас- стоянии: 10—15 м 35—40 м Св. 150 м 1,4 5,1 2 2,5 1,6 4 ~2~ 3 3,8 1,0 2,8 7 5 3,5 4 тт 18 2,5 1,5 2 4 0,5 0,4 0,5 0,4
Работающее оборудова- ние меха- нического цеха (стан- ки, краны и т. п.) 2,5—13 2—12 2,5—14 2—13 2,5—14 2—14 2,5—13 2—9 1,4—3 1—2 0,9—1,5 0,9—1,5 0,5—1,2 0,5—1,2
* По данным М. М. Клатцо.
Максимальные амплитуды колебаний оснований при разных час-
стотах по данным измерений на разных площадках, характеризую-
щие уровень регулярных колебаний в результате работы соседнего
оборудования (общий фон), приведены в табл. 25. В большинстве
случаев регулярные колебания оснований представляют собой ко-
лебания весьма широкого спектра частот от 1,5—2 до 50—60 Гц
* Перемещения оснований в результате одновременного действия разнообразных
источников возмущений следовало бы рассматривать как стационарный случайный
процесс. В первом приближении можно считать, что в одних и тех же условиях спектр
этого случайного процесса достаточно стабилен. Однако статистические характери-
стики колебаний оснований для типичных видов оснований и источников возмуще-
ний практически отсутствуют. Расчет пассивной виброизоляции при случайных коле-
баниях приведен в работе [32].
109
с амплитудами от долей микроиа на высоких частотах до 5—15 мкм—
на низких. В низкочастотном диапазоне (до 20—25 Гц) уровень коле-
баний мало зависит от частоты. На перекрытиях или при располо-
жении источников интенсивных колебаний рядом с рассматривае-
мым участком общий уровень регулярных колебаний оказывается
выше, и амплитуды колебаний на частотах, соответствующих частотам
наиболее интенсивных возмущений и собственным частотам несущих
конструкций, обычно резко выделяются.
Импульсные возмущения вызываются работой близко располо-
женных машин с ударным характером нагрузки, например молотов,
опусканием и кантовкой детали с ударами и т. п. Импульсные воз-
мущения чаще всего имеют форму, приближающуюся к форме полу-
волны синусоиды или затухающей синусоиды, с периодами, опреде-
ляемыми собственной частотой колебаний оснований или перекрытий
или собственной частотой колебаний фундамента, на котором уста-
новлен источник возмущений. Обычно эти частоты лежат в пределах
от 6—10 до 100 Гц. Колебания оснований, вызываемые работой
молотов, приведены в табл. 26. Горизонтальные колебания, воз-
никающие при импульсном возбуждении колебаний пола, обычно
имеют несколько более высокую частоту, чем вертикальные, и наи-
более интенсивны, в направлении распространения волны (по ра-
диусу от зоны возмущения). Интенсивность горизонтальных коле-
баний в перпендикулярном направлении значительно меньше.
Регулярные и импульсные колебания основания обусловли-
вают появление колебаний узлов станка, а импульсные коле-
бания, кроме того, — односторонних смещений узлов — «сбоев
размера».
При среднем уровне колебаний оснований в условиях обычной
установки станков без виброизоляции относительные перемещения
инструмента и детали в результате колебаний оснований оказываются
порядка нескольких микрон (в ряде случаев до 10—20 мкм). Коле-
бания оснований влияют на погрешности размера, формы и располо-
жения поверхностей, ухудшают качество поверхности, нарушают
настройку станка и т. п. Таким образом, для удовлетворения совре-
менных требований к качеству обработки необходима виброизоля-
ция точных станков.
Степень или эффективность виброизоляции характеризуется коэф-
фициентом р0 эффективности вибрационной защиты, определяемым
как коэффициент передачи колебаний основания в зону резания
р = (а — амплитуды колебаний пола, аотн — амплитуды от-
носительных колебаний инструмента и детали). В общем случае
эффективность виброизоляции можно оценить, рассматривая станок
с фундаментом как сложную колебательную систему, находящуюся
под действием кинематических возмущений, используя методы тео-
рии колебаний. Для колебаний оснований разных частот коэффи-
циенты передачи их в зону резания различны. Наибольший интерес
представляют коэффициенты передачи на тех частотах, на которых
амплитуды относительных колебаний максимальны.
110
Колебания оснований, вызываемые работой молотов, установленных на разных площадках цч]
Ш
X СО со 1 1 1 1 1 1
о 1 1 Ш LQ со 1 1 1
ш IQ
сч
М’ О
• 2 I 1 1 1 1
ч * 1 1 1 1
X СМ СО см
•—ч
ю
2 in
X СО СО СО >—Ч <
то 1 1 1 1 1
L- 1 1 Е 1
о СО 1П — ОШ
о 2 *о СО
о О Ю О
_ 2 см — ю см см
X к ^s 1 1 1 1 1 1
X со см СО см — —
к
о
и
ш
то 1П 1П СМ СМ М'
о, X ь- сп СП т—ч т—ч »—<
X 1 1 1 1
о, ц ю ь- ш СМ ч— tn
о со
•—4
К
ТО о о ш
\о -2 «С* со см 1 1 7 СО CD in
о 2 in in ш М’ см см
X СМ —
X
а in in
X Q X см CM XJ4 ьГ
l-ч СТ) —
ТО 1 1 1 1 1
X X 9 1 со ь- ш — со m
и о ю со CM
flj —
со
S о ю ш ш о о
. 2 ь- со см
f- о 2 «Г * 2 X 1 1 о ю 1 см 1 1 1 О Г" ю
то LQ СМ •—< ——<
то С 1О in in
О см СО
X 1 1 1 1 1 1
1 1 о о СП 1 1 1 ш ш ю
CM co CM
о 1 . - 1 . 1
С4
О 1П
. 2 о см см —' -85 о о о in co
1 1 1 1
2 SI 09 О о m m xp CM —
ч—• '
о О
—‘ со СО CD CO
Э1 ‘BJLOITOW 1 1 1 1 1 1
‘йэхэвъ XHhioiBtfBii эад 1 S СО СО 1 1 1 1 CD CO
- .
СЗ К К Q,
О О
с s S ф ca
0) _ Е ГКО 'ли: и G суг лу!
а то МЯ1 cyi >т о по, ки
D к
£с к 3 Ф s к:
к
К 1 о О к
X Р з к сх 3 >»
Туг ичи d Тве ерд: ie с
ч СО J3
5 G н 1=(
Примечание. Входящие в таблицу значения амплитуд со ответствуют среднему режиму работы молотов. При тяжелом р ежиме
эти значения могут возрастать в 1,5 — 2 раза.
Ш
Способ установки станка и вид опор определяют значения
нижних собственных частот системы и практически не влияют на
верхние [6]. Это означает, что связь между колебаниями станка
на опорах и колебаниями его верхних узлов относительно невелика.
При этом величину коэффициента р0 в первом приближении можно
представить как произведение двух коэффициентов р, и у, где р =
— коэффициент передачи колебаний пола станине, а у = у15—
коэффициент передачи колебаний станины в зону резания (аст —
амплитуды колебаний станины, измеряемые в определенных местах) *.
Коэффициент р определяется главным образом параметрами
станка как жесткого тела и параметрами опор, в частности демпфиро-
ванием. Чем меньше величина коэффициента р, тем меньше ампли-
туды колебаний станины и тем лучше виброизоляция станка. Од-
нако, чтобы судить о допустимости тех или иных колебаний станины,
необходимо знать, как эти колебания станины передаются в зону
резания, т. е. знать коэффициент у, который по существу и харак-
теризует чувствительность данного станка к колебаниям основания.
В общем случае колебания на опорах станка, рассматриваемого
как жесткое тело, повеем координатам связаны, т. е. при возбужде-
нии колебаний по какому-либо одному направлению станок совер-
шает колебания по всем шести возможным направлениям (посту-
пательные по направлению трех осей и угловые вокруг этих осей).
Однако при соотношениях параметров, типичных для станков, связь
между вертикальными колебаниями и горизонтальными и угловыми
колебаниями относительно невелика, и можно рассматривать от-
дельно вертикальные колебания и связанные горизонтальные и
угловые колебания в двух взаимно перпендикулярных вертикальных
плоскостях. Обычно при виброизоляции станков значение частоты
собственных колебаний в вертикальном направлении fz находится
между частотами горизонтальных и угловых колебаний.
В том случае, когда необходимо изолировать станок от колебаний,
происходящих с одной частотой f, для систем виброизоляции исполь-
г
зуют обычно область частот ^2 (рис. 44), в которой происходит
/Z
существенное ослабление колебаний (в 2,5—3 раза). При-£-<]/2
/г
колебания усиливаются; наиболее интенсивны колебания при
f/fz = 1, т. е. при резонансе, когда амплитуды могут достигать зна-
чительных величин, ограниченных демпфированием в опорах (в ре-
зонансе р = -у, где б — логарифмический декремент колебаний).
Для станков средних размеров собственные частоты
станка на опорах: 20—80 Гц при жесткой установке; 5—
установке на упругих опорах; 10—25 Гц при установке
колебаний
•25 Гц при
на фунда-
* При изменении места, в котором измеряются перемещения станины, величины
коэффициентов у и р изменятся. Все количественные соотношения справедливы
только для условий, аналогичных тем, при которых проводились исследования-
112
аХ обычного типа; 5—20 Гц при установке на ковриках и ме-
М е Ю Гц при установке на пружинах.
Не Колебания оснований (регулярные и импульсные) характери-
дотся широким спектральным составом. При жесткой установке
танков на плите частоты наиболее интенсивных колебаний основа-
ния ниже собственных частот колебаний станка на опорах, и колеба-
ния станины примерно повторяют колебания пола (рис. 45). При
всех ДРУГ,1Х видах установки колебания фундамента и станины станка
в той или иной степени отличаются
от колебаний основания, так как
опорные элементы системы фильт-
руют частоты, которые оказывают-
Рис. 44. Зависимость коэффициента
передачи р системы с одной степенью
свободы от частоты и демпфирования
11 1____I--С---1--1.1-----!--1
О 0,2 0,6 0,6 0,8 с
Рис. 45. Вертикальные колебания,
вызываемые работой соседнего обору-
дования:
а — пола; б — станины токарного станка;
I — станок установлен на клиньях с под-
ливкой опорной поверхности станины
цементным раствором; II — станок уста-
новлен на пружинном фундаменте
ся выше частот собственных колебаний, определяемых жесткостью
опорных элементов. Колебания аф свайного фундамента оказываются
значительно менее интенсивными, чем колебания а0 грунта, в до-
статочно широком диапазоне частот (рис. 46). Амплитуды колеба-
ний обычного фундамента на естественном основании (рис. 47) при
незасыпанных боковых гранях существенно меньше, чем амплитуды
колебаний грунта, на частотах, выше резонансной частоты фунда-
мента. При засыпанных боковых гранях, т. е. больших жесткости и
Демпфировании соединения фундамента с грунтом, колебания фун-
дамента мало отличаются от колебаний грунта *. Виброизолирую-
Щие свойства фундаментов на естественном основании иллюстрируют
также осциллограммы, приведенные на рис. 48, а фундаментов на
пружинах — на рис. 45, II.
Так как при широком спектральном составе колебаний основа-
ния отстроиться от частоты возмущений подбором жесткости опор
Не представляется возможным, то всегда будут иметь место резо-
ярко.
При больших размерах фундаментов влияние засыпки проявляется менее
О
В-В. Камицская
ИЗ
нансные явления. При любой частоте собственных колебаний станка
(или станка вместе с фундаментом) на опорах, абсолютные переме-
щения элементов станка, и относительные перемещения инстру.|
мента и детали достигают максимума не только на частотах наи-
более интенсивных возмущений, но и на частотах, соответствующих
собственным частотам системы (рис. 49).
При установке станка на опоры большей податливости и соот-
ветственном снижении частоты собственных колебаний станка на
опорах, максимумы амплитуд абсолютных и относительных пере-
мещений также смещаются в область более низких частот; даже если
амплитуды колебаний ста-
нины меняются мало (при
примерно одинаковом уровне
колебаний основания на раз-
ных частотах и демпфирова-
нии опор), амплитуды отно-
сительных перемещений рез-
ко уменьшаются за счет уда-
ления частоты собственных
колебаний станка на опорах
от резонансных частот верх-
них узлов станка. Снижение
собственных частот колеба-
ний станка на опорах путем
виброизолирующей установ-
О W 20 30 W f, Гц
б)
Рис. 46. Колебания свайного фундамента (аф)
и грунта (ао) около фундамента, зафиксиро-
ванные на расстоянии 17 м от оси трамвай-
ной линии [16]:
а — вертикальные; б — горизонтальные _
ки (т. е. снижение частоты
наиболее интенсивных колебаний станины) определяет эффектив-
ность установки станков на виброизолирующие опоры и фунда-
менты при сложном частотном спектре колебаний оснований.
Коэффициент у передачи колебаний от станины в зону резания, ха-
рактеризующий чувствительность станка к колебаниям основания,
определяется главным образом конструктивными особенностями
станка и параметрами узлов, расположенных на станине (верхних
узлов станка). Так как основания колеблются с относительно невы-
сокой частотой, а верхние узлы и детали станков имеют сравни-
тельно небольшие массы, то чувствительность станка к'колебаниям
основания обычно определяется наиболее низкочастотными фор-
мами колебаний одного или двух узлов (несущих инструмент или
деталь), расположенных на станине, которые можно рассматривать
как одномассовые системы. В частности, для станков с направляю-
щими качения, обеспечивающими перемещение по нормали к обра-
батываемой поверхности, например, для резьбо- и кругло шлифоваль-
ных станков, чувствительность к колебаниям основания опреде-
ляется главным образом колебаниями бабок с частотой, определяе-
мой при данной массе жесткостью механизма подач; для станков
с тяжелыми узлами, перемещающимися по направляющим скольже-
ния, например, для плоскошлифовальных, расточных, зубофрезер*
ных — угловыми колебаниями перемещающихся узлов с частотой.!
определяемой жесткостью направляющих и т. п.
114
Нижние собственные частоты узлов для Станков средних размё-
в обычно находятся в предалах 30 -60 Гц, в некоторых случаях
[до Гц; меньшие значения относятся к станкам с направляющими
Учения. Низкие значения собственных частот узлов и определяют
Рис. 47. Горизонтальные
колебания фундамента на
естественном основании (Оф)
и грунта (Go) около фунда-
мента [16]:
а — фундамент не засыпан (бо-
ковые грани свободны); б —
фундамент засыпан на s/4 высо-
ты; в — фундамент засыпан;
площадь фундамента 1,6Х 1,6 м;
высота 1,4 м
высокую чувствительность этих станков к колебаниям оснований и
необходимость более высокой степени виброизоляции. Для тяжелых
станков частоты собственных колебаний верхних узлов ниже, чем
для станков средних размеров. Например, в тяжелом зубофрезер-
о)
в)
I_________________________I------------------------1----------
0 1 2 с
Рис. 48. Вертикальные колебания:
а — массивного фундамента, F — 40 м2; — 120 см;
б — плиты-стенда, F = 25 м2; h ~ 0,4 м; в — сплош-
ного бетонного пола, h = 20 см [39]
«ОМ станке частота собственных колебаний стола с деталью была
«коло 15 Гц.
Для большинства станков вертикальные колебания станины от-
носительно слабо связаны с горизонтальными и угловыми и эти виды
Колебаний в первом приближении можно рассматривать независимо.
8* 115
При этом чувствительность станка к вертикальным колебания^
можно оценивать по коэффициенту уг передачи вертикальных ко-
лебаний станины в зону резания, а чувствительность станка к горц.
зонтальным и угловым колебаниям — по коэффициентам yXt у пере-
дачи горизонтальных колебаний.
Проведенные исследования чувствительности станков к колеба-
ниям основания [61 позволили разработать методику простейшего
экспериментального определения коэффициентов передачи колеба-
Рис. 49. Колебания элементов плоскошлифовального станка, возбуж-
даемые колебаниями основания (с частотой 110—40 Гц и амплитудой
о ль 4 мкм) при разных способах установки станка:
°Стг“ горизонтальные и вертикальные колебания станины; аотн~ отно-
сительные колебания стола и шпинделя; сплошные линии — станок установ-
лен на резинометаллическнх опорах; штриховые — станок установлен на
клииовых башмаках
ний станины в зону резания и оценить значения коэффициентов
передачи для основных типов станков (см. ниже). Коэффициенты
передачи в большинстве случаев довольно чувствительны к пара-
метрам станка, качеству его изготовления и т. п., и поэтому в боль-
шинстве случаев удается оценить лишь порядок этих величин. Чем
выше качество изготовления и жесткость системы, тем выше соб-
ственные частоты верхних узлов станка, больше разность между
этими частотами и частотами собственных колебания станка на опо-
рах и меньше чувствительность станка к колебаниям основания.
Амплитуды колебаний станины и амплитуды относительных ко-
лебаний инструмента и детали, возбуждаемые колебаниями основа-
ния широкого спектрального состава показаны на рис. 50. Чля
всех частотных составляющих колебаний основания в диапазоне до
60 Гц амплитуды приняты постоянными. При увеличении разницы
между частотой собственных колебаний станка на опорах и час-
116
тотой f2 собственных колебаний узла, расположенного на станийё,
амплитуды относительных колебаний (т. е. коэффициенты передачи
Но) Резк0 уменьшаются.
При уменьшении жесткости опор и снижении частоты собствен-
ных колебаний станка на опорах амплитуды относительных коле-
баний становятся меньше, чем при более жестких опорах, во всем
диапазоне частот: в области частот, близких к резонансной частоте
станка на опорах, вследствие меньших значений коэффициентов
передачи у на нйзких частотах (на частоте /ь а не fi), а в области
Рис. 50. Амплитуды «колебаний станины (а) и амплитуды относительных
колебаний (б), возбуждаемых колебаниями основания широкого спектраль-
ного состава при разных способах установки станка:
сплошные линии — станок установлен на упругих опорах; штриховые — станок
установлен на жестких опорах
более высоких частот — вследствие меньших амплитуд колебаний
станины, т. е. меньших значений коэффициентов передачи р. Так
как при широком спектральном составе колебаний пола амплитуды
колебаний максимальны в области частот, близких к резонансной
частоте колебаний станка на опорах, увеличение демпфирования
в опорах приводит к уменьшению этих амплитуд и повышению эффек-
тивности виброизоляции.
Чувствительность станков к импульсным колебаниям основания
и чувствительность к регулярным колебаниям основания, как пра-
вило, определяются одними и теми же узлами. Как амплитуды им-
пульсных относительных колебаний инструмента и детали, так и
предельные величины смещений узлов (сбои коордиант), вызывае-
мые импульсными колебаниями оснований, в значительной степени
зависят от параметров установки — чем ниже частота собственных
колебаний станка на опорах, тем меньше перемещения в системе.
Поэтому для защиты от импульсных колебаний виброизолирующая
Установка также является рациональной.
Влияние установки станков на их работоспособность при действии
статических и динамических нагрузок. В точных станках силы
Резания, как правило, незначительны, и статические деформации
117
Системы в основном определяются весами узлов. Чем более высо-1
кую степень виброизоляции требуется обеспечить для станка,
тем больше должна быть податливость и тем большие наклоны
станка (перекосы) вызывает перемещение узлов, обусловливаю-
щее изменение положения центра тяжести системы и перераспре-
деление нагрузки на опоры. При большой податливости опор
перекосы могут быть настолько значительными, что использовать
точный уровень при установке и выверке станка окажется невоз-1
можно. Некоторое уменьшение наклона при сохранении виброизо-
лирующих свойств системы обеспечивается при установке станка
на дополнительный бетонный блок; однако и в этом случае при ча-
стоте виброизоляции 2—4 Гц применять точные уровни нельзя.
При частоте 20 Гц использовать уровни можно и при установке
станка непосредственно на виброизолирующие опоры. В этом слу-
чае для выверки станков один уровень ставится на подвижном узле
станка, а второй на станине. Для того чтобы можно было пользо-
ваться точными уровнями при сборке и юстировке станков, приме-
няют упруго жесткую установку.
Влияние на точность обработки деформаций элементов системы
под действием веса узлов станка определяется деформациями, в ча-
стности искривлением направляющих станины.
В станках, устанавливаемых на три опорные точки, деформации
опор определяют только общий наклон станка. Деформации системы
зависят не от жесткости опорных элементов или фундамента, а от
расположения опор. Ранее, на рис. 4 приведены данные, иллюстри-
рующие сравнительные величины упругих перемещений станины,
возникающих при поперечном перемещении стола координатно-рас-
точного станка из одного крайнего положения в другое, при разном
расположении и количестве опор [511. При установке станка на
две опоры впереди и одну сзади упругие перемещения станины зна-
чительно меньше, чем при установке станка на две опоры сзади и
одну Спереди, и даже меньше, чем при установке станка на четыре,
шесть и восемь опор. Это объясняется тем, что крутящий момент,
действующий на станину при несимметричном расположении стола,
при установке станка на три опоры уравновешивается в той пло-
скости, где расположены две опоры, а при установке на большее
количество опор — реакцией опор, распределенных по всей длине.
При установке станка на три опоры с двумя опорами спереди учас-
ток станины между столом и стойкой почти не деформируется. При
количестве опор больше трех упругие перемещения станины опре-
деляются жесткостью станины и опор. В станках, устанавливаемых
на три опорные точки, расположение опор по длине станины влияет
и на деформации системы при перемещении узлов вдоль ста-
нины [12]. В точных станках расположение опор обычно выби-
рают так, чтобы влияние деформаций системы на точность обра-
ботки, в частности на точность отсчета координат, было мини-
мальным.
В станках с нежесткими станинами на ножках или с длинными
станинами, опирающимися на фундамент по всей длине, деформации
118
в опорах оказывают весьма существенное влияние на упругие пере-
мещения станин. Искривление направляющих станин токарных
станков, установленных на резинометаллические опоры, в резуль-
тате ползучести (крипа) резины иллюстрирует рис. 8. Так как при
установке на резинометаллические опоры фундамент не увеличи-
вает жесткость станины, если деформации под действием веса пере-
мещающихся узлов оказываются значительными, станок устанав-
ливают на дополнительный бетонный блок, жестко связанный со
станиной.
Наиболее интенсивными динамическими возмущениями, дей-
ствующими в точных станках при работе привода вращательного
движения, являются возмущения от вращения элементов со значи-
тельной неуравновешенностью — ротора двигателя, шлифоваль-
ного круга, оправок с инструментом и т. п. Колебания, вызываемые
работающим двигателем, могут определяться неуравновешенностью
ротора, несимметричностью обмоток, неравномерностью воздушного
зазора и т. п. Наиболее интенсивными обычно являются колебания,
вызываемые неуравновешенностью ротора, которая для двигателей
серии АО-2 равна 11—15 гс-см при п = 3000 об/мин, 35 гс-см при
п = 1500 об/мин, 90 гс-см при п = 1000 об/мин и 750 об/мин.
Неуравновешенность шлифовальных кругов определяется не-
однородностью материала, геометрическими неточностями и т. п.
Остаточная (начальная) неуравновешенность, которую круг имеет
после изготовления, нормируется ГОСТ 3060—55. На заводе-по-
требителе при установке на станке круг дополнительно уравнове-
шивают так, что начальная неуравновешенность круга уменьшается.
В процессе работы, по мере износа круга неуравновешенность снова
увеличивается. Таким образом, возмущающая сила от неуравнове-
шенности круга, действующая на станок, может изменяться.
Приближенно, неуравновешенность кругов (диаметром D в см)
1-го класса (по дисбалансу) может приниматься следующей:
Ширина круга, мм До 13 13—25 25—50 75—100 120—150
Неуравновешенность,
гс-см............0,Ю2 0,2D2 0,3D2 0.4D2 0,5£)2
Для кругов 2-го класса предельная неуравновешенность примерно
в 1,5—2 раза выше, для кругов 3-го класса в 2,5—3 раза, для кру-
гов 4-го класса — в 3,5 раза.
При работе вращающимся инструментом, например, на коорди-
натно-расточных или алмазно-расточных станках, интенсивным ис-
точником возмущений является неуравновешенность шпиндельного
узла. В алмазно-расточных станках неуравновешенность шпиндель-
ного узла порядка 3—5 гс см при частоте вращения п = 3000 об/мин
Уже заметно влияет на точность обработки. Такая сравнительно не-
значительная неуравновешенность может быть достигнута только
ПРИ динамическом уравновешивании шпиндельного узла в сборе;
в противном случае неуравновешенность шпиндельных узлов ал-
Мазно-расточных станков достигает 30—40 гс-см.
119
Возмущающие силы, возникающие при вращении неуравновешен-!
ных деталей, достигают значительных величин при черновой обраД
ботке на станках нормальной точности, но и на точных станках
возможна обработка деталей с конструктивной неуравновешенностью
которая требует специальных мероприятий, обеспечивающих мак-
симально возможное снижение неуравновешенности вращающейся
детали.
Одновременное действие значительного количества источников
возмущений примерно одинаковой интенсивности (вращение не-
уравновешенных элементов привода, возникающие при работе при-
вода удары в зазорах, перекатывание тел качения в подшипниках,
колебания и удары от сшивок и неоднородности ремней, ошибок
в шаге и профиле зубьев и т. п.) определяет возмущения,
действующие на несущие системы, которые можно отнести к кате-
гории случайных. Эти возмущения характеризуются широким
спектральным составом и амплитудами, меняющимися по случай-
ному закону.
При интенсификации периодических возмущений (например, при
увеличении частоты вращения неуравновешенного инструмента),
как правило, интенсифицируются и случайные возмущения (напри-
мер, в результате возрастания силы ударов в элементах привода).
Наличием случайных возмущений, характеризуемых сплошными
спектрами, определяется, в частности, тот факт, что при действии
интенсивных периодических возмущений наряду с колебаниями на
частотах, соответствующих частотам этих возмущений, в станке
возникают колебания на частотах, соответствующих собственным
частотам системы. Параметры случайных возмущений, действующих
в станках, в настоящее время только исследуются [6].
Как правило, в точных станках колебания, вызываемые работой
привода вращательного движения, имеют относительно небольшую
интенсивность; например, амплитуды колебаний станины точного
токарного станка Мицубиси мод. HL — 300С при холостом ходе и
при резании не превышают 4 мкм; плоскошлифовального станка —
2 мкм. При возмущениях, действующих на станину, чем ниже ча-
стоты собственных колебаний станка на опорах по сравнению с ча-
стотами возмущений, тем меньше амплитуды относительных колеба-
ний. Этим и объясняется то, что при установке точных станков на
виброизолирующие опоры в ряде случаев удается получить несколько
меньшую шероховатость обрабатываемой поверхности, чем при же-
сткой установке. Результаты измерений шероховатости поверхности
деталей, обработанных на токарном станке при трех видах уста-
новки— на клиновых башмаках, на резиновых прокладках и на
пружинном фундаменте, приведены на рис. 51. При установке на
башмаках шероховатость поверхности оказалась больше, чем при
установке на резиновых прокладках и пружинном фундаменте.
При действии возмущений от привода на верхние узлы станка (а не
на станину) установка на податливые опоры соответствующего
эффекта не дает. Если частота возмущений от источника, установлен-
ного не на станине, а на одном из верхних узлов станка, близка
120
частоте собственных колебаний этих узлов, то при установке станка
на податливые опоры относительные колебания в системе на этой
частоте возрастают. Этим объясняется то, что шероховатость поверх-
ности деталей, шлифованных на станке ЗБ151, при установке на
оезинометаллических опорах, оказывается больше, чем при уста-
новке на жестких опорах.
В станках, предназначенных для обработки точных деталей,
Рис. 51. Влияние установки станка на шероховатость обра-
ботанной поверхности:
1 — станок на клиновых башмаках; 2 — станок на резиновых прок-
ладках; 3 — станок на пружинном фундаменте; а — s == 0,03 мм/об
i ~ 0,05 мм; б — v — 50U м/мин; t = 0,05 мм
лебаний оснований. При высоком уровне колебаний, вызываемых
возмущениями от привода, виброизоляция станка становится бес-
смысленной.
Особенности виброизолирующей установки станков с нежесткими
станинами определяются тем, что в этих станках сравнительно
легко возбуждаются низкочастотные колебания, определяемые кру-
тильными и изгибными колебаниями станины. Эти колебания вы-
зываются как колебаниями основания, так и возмущениями от при-
вода и оказываются довольно интенсивными в координатно-расточ-
ных и алмазно-расточных станках, устанавливаемых на три опоры,
в отделочно-токарных станках со станинами на ножках и т. п. Влия-
ние установки и жесткости станины на уровень этих колебаний
подтверждает табл. 27. В таблице приведены результаты приближен-
ного расчета, проведенного для установленного на три опоры ал-
мазно-расточного станка, размеры которого близки размерам станка
2706. При расчете колебательная система станка рассматривалась
как крутильная система с двумя степенями свободы. Жесткость с2
принималась равной жесткости станины на кручение, а жесткость
ci — угловой жесткости опор, определяемой жесткостью /0 каждой
1,3 Двух опор, расположенных в сечении станины под расточной
г°ловкой, и расстоянием г между ними |ci=2/0 (-у)
121
Влияние параметров установки станков с нежесткими станинами на уровень
относительных колебаний инструмента и детали
122
Расчетные моменты инерции масс относительно оси станины
и —масса головки и части станины под головкой и J2 — массы
приспособления с деталью вместе с соответствующим участком ста-
нины) принимались одинаковыми и равными 3,2 -103 кгс см с2,
рассматривались резонансные колебания: вызываемые вращением
реуравновешенного инструмента с частотой п в минуту, совпадаю-
щей с собственной частотой колебаний системы (возмущающий мо-
мент М = kqn2 sin-^-, где q—неуравновешенность) и вызывае-
мые колебаниями основания среднего уровня (с амплитудами по-
стоянными на частотах до 20 Гц и уменьшающимися обратно пропор-
ционально квадрату частоты на более высоких частотах). Опреде-
лялись амплитуды относительных колебаний инструмента и детали,
пропорциональные относительному углу поворота масс и J 2.
Анализируя результаты расчета, приведенные в табл. 27, можно
отметить следующее.
1. Жесткость станины существенно влияет на уровень колеба-
ний в системе; при высокой жесткости станины амплитуды колеба-
ний на нижней собственной частоте, определяемой жесткостью опор,
резко уменьшаются, а на верхней частоте, которая в этом случае ока-
зывается выше самой высокой из возможных частот возмущений
(в том числе и самой высокой из частот вращения шпинделя), не воз-
буждаются.
2. При установке станка на жесткие опоры уровень колебаний на
нижней частоте собственных колебаний возрастает, а на верхней
снижается; при установке на резинометаллические опоры картина
обратная: на нижней частоте уровень колебаний уменьшается, а на
верхней резко возрастает.
3. При установке станка на четыре опоры вместо трех (по две
под головкой и приспособлением) и при существенном увеличении
демпфирования в опорах (например, с помощью специальных демп-
феров) уровень колебаний в системе снижается.
Таким образом, для станков с нежесткими станинами, требую-
щих виброизоляции, установка на виброизолирующие опоры воз-
можна только при высокой жесткости станины и при отсутствии
интенсивных источников колебаний с частотами, совпадающими с соб-
ственными частотами колебаний системы. Эффективными средст-
вами снижения уровня низкочастотных колебаний являются повы-
шение жесткости станины (например, путем прикрепления сталь-
ного листа к нижней плоскости, так, чтобы контур сечения станины
оказался замкнутым 1521), повышение демпфирования опор и выбор
такого количества опор и расположения опорных точек, при кото-
ром колебания тяжелых узлов непосредственно воспринимаются
опорами, расположенными под данным узлом (например, в рас-
смотренном случае установка станка не на три, а на четыре
опоры).
В станках с возвратно-поступательно перемещающимися узлами
интенсивные колебания вызываются возмущениями, действующими
пРи реверсе узлов. Из точных станков к этой группе относятся шли-
123
фовальные станки, которые предназначены для обработки точных
деталей с шероховатостью поверхности высокого класса и требуют!
виброизоляции. При виброизолирующей установке уровень колеба-
ний, возникающих при реверсах, обычно оказывается выше, чем
при жесткой установке (рис. 52). Если реверс осуществляется в про-
цессе резания (например, в шлицешлифовальных, круглошлифо-Г
вальных и им подобных станках), увеличение амплитуд относитель-
ных колебаний между инструментом и деталью может привести к по-
явлению прижогов или волнистости обрабатываемой поверхности.
Если реверс осуществляется вне зоны резания (например, в плос-
Рис. 52. Относительные колебания аотн стола и шпинделя и ускорения j стола станка
ЗБ71:
а — при плавном реверсе; б — при резком нзмененнн ускорения; в — прн интенсивных высо-
кочастотных составляющих ускорения (aQTH j —станок установлен на клиновых башмаках,
аотн II — станок установлен на резинометаллических опорах О В-31)
кошлифовальных станках), желательно, чтобы колебания, возникаю-
щие при реверсе, успели затухнуть до начала резания. Относительно
меньшее затухание низкочастотных колебаний приводит к тому,
что при установке станков на податливые опоры уровень относитель-
ных колебаний в зоне резания оказывается выше, чем при жесткой
установке. Исходя из этих соображений станки нормальной точности,
работающие с резкими реверсами, в ряде случаев устанавливают
даже с креплением фундаментными болтами, а в высокоточных стан-
ках накладывают ограничения на резкость реверса.
Возмущения, действующие при реверсах, можно рассматривать
как внешний импульс сил инерции. В зависимости от массы и скорости
реверсируемого узла, типа и настройки системы, осуществляющей
реверс, параметры импульсов меняются в значительных пределах-
Так, на плоскошлифовальных станках ЗБ71 и ЗГ71 максимальное
значение импульса сил инерции Q — Ю-т-12 кгс-с; время реверса
при скоростях движения стола от 9 до 20 м/мин менялось от 0,12
0,13 до 0,35 — 0,5 с, а максимальные ускорения — от 4 до 16 м/с •
124
На круглошлифовальных станках ЗА151 и ЗБ 151 время реверса
при работе без паузы 0,2—0,5 с, а при работе с паузой время тормо-
жения или разгона 0,1—0,3 с; максимальные ускорения 4 — 6 м/с2
при относительно плавном реверсе, а при резком — 20 м/с2. Формы
импульсов сил инерции также существенно различаются. При плав-
ном реверсе импульсы сил инерции описываются плавными кривыми,
без резких скачков и без интенсивных высокочастотных составляю-
щих (рис. 52, а). Резким реверсам соответствуют кривые, имеющие
скачки, определяющие резкое изменение производной ускорения
(рис. 52, б), или интенсивные высокочастотные составляющие,
появление которых обычно определяется неисправностями или уда-
рами в системе привода, неудачным сочетанием характеристик эле-
ментов привода и т. п.
Для различных форм импульсов характерен различный частот-
ный состав возмущений, действующих на систему. Для плавных
импульсов основная часть энергии импульса сосредоточена в низко-
частотной области до 30—40 Гц; для резких — в области до 70—90 Гц
ив области частот, близких к частотам, определяемым высокочастот-
ными составляющими импульса. Так как импульсные возмущения
характеризуются сплошными спектрами, то в относительных коле-
баниях инструмента и детали проявляются главным образом коле-
бания с собственными частотами системы. Чем шире спектральный
состав импульса, тем больше амплитуды колебаний, так как воз-
никают колебания не только с частотами собственных колебаний
станка на опорах, но и с частотами собственных колебаний узлов
станка. Поэтому, для того чтобы амплитуды колебаний были мини-
мальны, импульс сил инерции должен быть описан плавной кри-
вой [6].
При данной форме и продолжительности импульса уровень от-
носительных колебаний тем меньше, чем выше частоты собственных
колебаний в системе. Этим объясняется то, что при установке станка
ЗБ71М на башмаках (Д = 22 Гц) максимальные амплитуды оказа-
лись примерно в 3 раза меньше, чем при установке станка на опорах
OB-31 (Д = 8 Гц). При установке станка на податливые опоры воз-
растают не только амплитуды относительных колебаний, но и абсо-
лютных колебаний узлов, в частности станины. Если в шлифоваль-
ных станках, установленных на жестких опорах, амплитуды гори-
зонтальных колебаний станины даже при резких реверсах не пре-
вышают 0,03—0,05 мм, то в станках, установленных на резиноме-
таллические опоры, они достигают 0,3 мм и более.
Амплитуды колебаний уменьшаются при увеличении массы си-
стемы установкой станка на вспомогательный бетонный блок, ко-
торый, в свою очередь, устанавливается на упругие опоры. В резуль-
тате увеличения массы системы при плавном реверсе амплитуды ко-
лебаний уменьшаются примерно пропорционально увеличению массы.
При резком реверсе, когда амплитуды относительных колебаний ин-
струмента и детали в значительной степени определяются колеба-
ниями узлов станка (а не колебаниями станка на опорах), эффек-
тивность такой установки значительно меньше. Уменьшение ампли-
125
туд колебаний может быть достигнуто и повышением частоты cog.'
ственных колебаний станка на опорах, но при этом ухудшаются Bug.
роизолирующие свойства системы.
Для импульсов, описанных плавными кривыми, чем болыщ
время действия импульса, тем уже полоса низких частот, в которой
сосредоточена основная часть энергии импульса, более плавным
оказывается реверс и меньше амплитуды колебаний элементов си-
стемы. Время реверса должно выбираться таким, чтобы собственная
частота угловых колебаний станка на опорах располагалась вн₽
этой полосы частот. Поэтому для станков, устанавливаемых на
податливые опоры, время реверса должно приниматься большим,
чем при жесткой установке станков. В частности, для станков^
аналогичных плоскошлифовальному станку ЗБ71М, время реверс'
следует задавать при жесткой установке не менее 0,1 с, а при уста-
новке на опорах ОВ-31 — не менее 0,3 с. При наличии в импульЗ
сил инерции резких скачков или высокочастотных составляющих
увеличение времени реверса не может привести к уменьшению ам-
плитуд относительных колебаний [6].
Изложенное выше касалось главным образом станков с гидро-
приводом. В точных станках с кривошипно-шатунными, кулисным»,
и тому подобными механизмами (например, в зубошлифовальных)
низкочастотные возмущения от сил инерции при правильно спроек-
тированном приводе существенно не влияют на уровень колебаний
в системе. Наибольшую опасность представляют возмущения от уда
ров в зазорах, обусловливающие изменение силы инерции с собствен-
ной частотой колебаний привода. Если эти частоты близки к соб-
ственным частотам колебаний узлов, несущих инструмент и
деталь, уровень относительных колебаний этих узлов резко воз-
растает.
Особенности установки точных станков, работающих со значитель-
ными динамическими нагрузками, определяются тем, что, являясь
источниками колебаний оснований, эти станки чувствительны к ко-
лебаниям, приходящим извне. Поэтому при групповой установке
таких станков на общей плите или на перекрытии к жесткости плиты
и перекрытия должны предъявляться особенно высокие требования,
так как при высокой жесткости поддерживающих конструкций уро-
вень их колебаний, вызываемых работающими станками, буди
ниже.
Импульсные возмущения, действующие в станке, так же, как
и импульсные колебания основания, вызывают колебания элемен-
тов станка и односторонние смещения узлов — сбои размера. О сме-
щениях в опорных элементах станка см. часть I гл. I. Смещения уз-
лов, несущих инструмент и деталь, от возмущений, действующи-'1
в станке, обычно происходят сразу же после включения станка,
эти смещения могут влиять на настройку станка и в случае необ-
ходимости компенсируются. Так как от импульсных возмущении,
действующих в станке, сбой происходит не на полную величину,
определяемую натягом в цепях механизмов перемещений, импульс-
ные колебания основания при достаточной интенсивности вызываю1
126
пополнительные сбои. Чем ниже частота сооственных колебаний
станка на опорах, тем меньше величины сбоев, вызываемые коле-
баниями основания.
Температурные деформации станин с фундаментами. В точных
станках (координатно-расточных, резьбошлифовальных), особенно
в станках большой длины (плоскошлифовальных для шлифования
направляющих), на работоспособность влияют температурные де-
формации станин, зависящие от установки станка. Влияние фун-
даментов и установки на температурные деформации станков свя-
заны с разными коэффициентами линейного расширения материалов
станины и фундамента и с тем, что температуры станины и фундамента
не одинаковы и меняются по разным законам вследствие разных
тепловых воздействий и разной тепловой инерции.
При жестком соединении станины с фундаментом изменение
температуры одного или обоих связанных тел приводит к изгибу
всей системы и искривлению направляющих. Теплопроводность бе-
тона близка к теплопроводности окружающего его грунта и в не-
сколько десятков раз меньше теплопроводности металла. Вследствие
этого суточные и сменные колебания температуры воздуха в цехе
и станины станка практически не сказываются на температуре
фундамента, и прогиб станины вместе с фундаментом определяется
тепловыми деформациями станины.
Годичные колебания температуры воздуха в цехе, которые ска-
зываются на большой глубине в толще фундамента и окружающего
грунта, одинаково изменяют температуры станины и фундамента.
Однако неравенство коэффициентов линейного расширения мате-
риалов станины и фундамента обусловливает появление прогибов
станины.
Для фундаментов, расположенных близко к стенам здания,
большое значение имеет наружная температура в зимнее время, так
как температура глубинных слоев понижается сильнее, чем темпе-
ратура верхней части фундамента. Такое изменение температур
приводит к короблению фундамента. Поскольку жесткость фунда-
мента значительно выше жесткости станины искривление направляю-
щих станины возникает и в этом случае.
Сезонные колебания температуры заставляют периодически вы-
верять станки; суточные колебания температуры при обработке на
станках, настраиваемых на автоматическое получение размера пар-
тии деталей, непосредственно влияют на точность. Стрелы прогибов
станин пропорциональны квадрату их длины 16], и поэтому темпе-
ратурные деформации наиболее опасны для длинных станков. Рас-
четы показывают, что для станков длиной 2 м стрелы прогиба дохо-
Аят До 0,03 мм, а при длине станины 7—8 м до 0,2—0,3 мм.
Для уменьшения температурных деформаций прежде всего не-
обходимо обеспечить постоянное температурное поле в зоне установки
станка. Это достигается применением надлежащей отопительной
системы с равномерным распределением нагревательных приборов,
направлением воздушных факелов в сторону от станков, устрой-
ством тамбуров или воздушных завес и т. п.
127
Прецизионные станки устанавливают в специальных термост Д
тированных помещениях, предохраняют от нагрева прямыми соя-
нечными лучами, В местностях с континентальным климатом при-
меняют теплоизоляцию фундаментов глубокого заложения, тепло-
вые деформации которых влияют на точность станков; станки уста-
навливают не вплотную к наружным стенам; канавы для элек.
тропроводки и трубопроводы располагают по наружным стенам
с целью теплоизоляции грунта под цехом и т. п.
Для исключения деформаций, связанных с возникновением сил
трения по подошве станины при тепловых деформациях, высоко-
точные станки с жесткими станинами ставят на три опоры, из ко-
торых две выполнены в виде роликов. Длинные точные станки ста-
вят на регулируемых башмаках или даже на башмаках с роликами.
Длинные станки, предназначенные для тяжелых работ, устанавли-
вают на регулируемых опорах и подливают только на части длины.
ОСОБЕННОСТИ СТАНКОВ РАЗНЫХ ТИПОВ,
ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ВЫБОР СПОСОБА ВИБРОИЗОЛЯЦИИ
Круглошлифовальные, внутришлифовальные и плоскошлифоваль-
ные станки. При обработке на шлифовальных станках колебания
оснований влияют на отклонения формы обрабатываемых поверх-
ностей и, в ряде случаев, на структуру поверхностного слоя. При
жесткой установке станков интенсивные регулярные колебания
основания приводят к появлению волнистости обрабатываемой по-
верхности. Длина волн обратно пропорциональна частоте, а высота —
прямо пропорциональна амплитуде колебаний. При средних режи-
мах чистовой обработки волны имеют длину от 3—5 до 20 мм
и более.
Профилограмма поверхности, прошлифованной на плоскошли-
фовальном станке при интенсивных колебаниях основания с часто-
той, близкой к частоте собственных колебаний станка на опорах,
приведена на рис. 53. В результате импульсных колебаний основа-
ния на поверхности появляются впадины (рис. 54, а) или ступеньки
(рис. 54, б). В том случае, когда интенсивные импульсные колеба-
ния основания возникают после того, как станок настроен на раз-
мер, односторонние смещения узлов, несущих инструмент и деталь
(«сбои координаты» [44]), приводят не к образованию ступенек,
а к изменению номинального размера.
Высокие скорости резания, неблагоприятные геометрические па-
раметры режущих зерен круга и другие особенности процесса шли-
фования обусловливают выделение в месте контакта круга с деталью
значительного количества теплоты и нагрев поверхностных слоев
до высоких температур, в результате чего возможны местные струк-
турные изменения (прижоги).
Амплитуды относительных колебаний и величины односторон-
них смещений узлов, несущих инструмент и деталь, вызываемые
интенсивными колебаниями основания (в ряде случаев порядка не-
128
скольких микрометров), соизмеримы с глубиной шлифования. При
дтом, если фактическая толщина снимаемого слоя оказывается
больше некоторой предельной, то на обрабатываемой поверхности
появляются прижоги.
Рис. 53. Профилограмма поверхности, обработанной на плоскошлифовальном станке
при интенсивных регулярных колебаниях основания с частотой 20 Гц, близкой к ча-
стоте собственных колебаний станка на опорах
В шлифовальных станках уровень колебаний, вызываемых ра-
ботой привода вращательного движения, обычно сравнительно не-
высок. Наиболее интенсивными источниками колебаний являются
S)
Рис. 54. Погрешности формы поверхностей, обработанных на шлифоваль-
ных станках при импульсных колебаниях основания:
fl — впадниа; б — ступенька
возмущения, действующие при реверсе узлов. При резких реверсах,
происходящих без выхода круга из детали, интенсивные относитель-
ные колебания инструмента и детали обусловливают появление при-
9 Р» В. Каминская 129
жогов или волнистости обрабатываемой поверхности. При шлифо.
вании длинных оправок некруглость сечений на концах в ряде
случаев оказывается в 1,5—3 раза больше, чем среднего. Профило-
граммы поверхности детали, прошлифованной так, что на одном
конце круг выходил из детали, а на другом нет, приведена на рис. 55.
Со стороны, которая шлифовалась без выхода круга, имеются ка-
навки довольно значительной глубины (до 6 мкм).
Чувствительность к колебаниям основания круглошлифоваль-
ных станков определяется колебаниями шлифовальной бабки -
в станках с направляющими качения поступательными, а в станках
с направляющими скольжения — угловыми. Наиболе чувствительны
к колебаниям основания станки с направляющими качения; собст-
Рис. 55. Профилограмма поверхности, обработанной на плоскошлифовальном
станке без выхода круга из детали
венные частоты поступательных колебаний бабок в станках средних
размеров 30—40 Гц. Средние значения коэффициентов передачи при
частоте 30 Гц уг30 = 0,34-0,4; уу30 = 0,5-т-1,0 и уд30 до 0,25 *.
В станках с направляющими скольжения собственные частоты угло-
вых колебаний бабок 50 —60 Гц; средние значения коэффициентов
передачи 7^ = 0,054-0,1; 7^0 = 0,14-0,25; ух30 = 0,024-0,1.
При жесткой установке круглошлифовальных станков ампли-
туды колебаний станин при реверсах доходят до 30—50 мкм, а при
установке на виброизолирующих опорах до 200—500 мкм. Чув-
ствительность круглошлифовальных станков к горизонтальным ко-
лебаниям в плоскости оси стола в ряде случаев оказывается больше,
чем других типов шлифовальных станков (что определяется главным
образом расположением стола и бабки относительно вертикальной
оси угловых колебаний станины в горизонтальной плоскости); при
таких больших значениях амплитуд колебаний станин амплитуда1
относительных колебаний достигают 2—3 мкм, что значительно пре-
вышает допустимые. Поэтому в круглошлифовальных станках при
необходимости хорошей виброизоляции особое внимание следует
уделять регулированию плавности реверса и устанавливать станки
на дополнительные бетонные блоки.
Тзо = 7
где у — коэффициент передачи на частоте f; направление осей-
г — вертикальное, у — поперечное по нормали к обрабатываемой поверхности,
х — продольное (вдоль оси стола).
130
Для тяжелых круглошлифовальных, в частности вальцешлифо-
вальных станков, обычно требуется высокая степень виброизоляции.
Чувствительность этих станков к колебаниям основания опреде-
пяется колебаниями шлифовальной бабки и детали; в станках для
обработки деталей массой до 20 т собственная частота порядка 20 —
30 Гц.Станки закрепляют на фундаментах значительной высоты (1,5 —
2 м), обеспечивающих высокую жесткость системы станина — фун-
дамент. При размещении на участках с высоким уровнем колебаний
основания фундаментный блок устанавливают на пружинах.
Чувствительность внутришлифовальных станков к колебаниям
основания определяется колебаниями шлифовальной бабки, собст-
венные частоты которых для станков средних размеров находятся
в пределах 60—80 Гц. Средние значения коэффициентов передачи
на частоте 30 Гц уг30 = 0,054-0,15; уу30 = 0,14-0,2 (до 0,5); уд30
до 0,2. При указанных значениях собственных частот уровень коле-
баний от возмущений, действующих в станке, в том числе и при ре-
версах, в большинстве случаев не превышает допустимый.
Чувствительность к колебаниям основания плоскошлифоваль-
ных станков средних размеров с крестовым столом (типа ЗБ71) оп-
ределяется колебаниями крестового стола с частотами порядка
30—40 Гц. Для таких станков погрешности обработки в результате
колебаний основания зависят от положения салазок на станине и
детали на столе.
Для станков с подвижной колонной чувствительность к коле-
баниям основания определяется колебаниями колонны с частотами
порядка 50 —60 Гц; влияние колебаний основания на качество обра-
батываемых деталей от положения детали на столе практически не
зависит. Средние значения коэффициентов передачи на частоте
30 Гц у230 = 0,054-0,1; = 0,34-0,7; уд30 = 0,154-0,35 (в стан-
ке 3722 уг30 = 0,05).
При жесткой установке плоскошлифовальных станков амплитуды
колебаний станин при реверсах достигают 30 мкм, а при установке
на виброизолирующих опорах 250 мкм. Однако для станков с сим-
метричной схемой (станки типа ЗБ71 или 3722) влияние этих коле-
баний на качество обрабатываемых деталей невелико и уровень ко-
лебаний станины ограничивается исходя из общих соображений.
Тяжелые плоскошлифовальные станки с длинными станинами в боль-
шинстве случаев устанавливают на фундаментах обычного типа.
Зубошлифовальные станки *. Зубошлифовальные станки менее
чувствительны к колебаниям оснований, чем станки других типов,
предназначенные для обработки деталей с шероховатостью поверх-
ности высокого класса. Это объясняется тем, что относительные ко-
лебания инструмента и детали, возникающие в результате регу-
лярных колебаний основания, обычно оказываются значительно
меньше кинематических погрешностей станка и соизмеримы с отно-
сительными колебаниями инструмента и детали в результате воз-
* В основном рассматриваются станки, работающие методом обкатки кониче-
ским шлифовальным кругом.
9* 131
1 Т V*
мущений от привода. Поэтому регулярные колебания оснований
влияют на качество обработки в той степени, в какой относительные
колебания инструмента и детали, вызываемые колебаниями основа-
ния, суммируясь с погрешностями станка, увеличивают общую
величину погрешности. Результаты измерения шестерен, прошли-
фованных при разном уровне и характере колебаний основания,
приведены в табл. 28. Средняя величина отклонения основных шагов
колес, прошлифованных при нормальном уровне колебаний пола,
близка к допустимой для 4-й степени точности, а при интенсивных
регулярных колебаниях пола — к 6-й степени точности. Разность
средних значений отклонений основных шагов йримерно соответ-
ствует размаху относительных колебаний инструмента и детали, вы-
зываемых колебаниями пола. Так как при нормальном уровне коле-
баний основания величины амплитуд относительных колебаний не-
велики, то и влияние регулярных колебаний на параметры точности
зубчатых колес сравнительно незначительно (для станков типа 584М
и 5831 порядка 10—20%). На отклонения профиля зуба (рис. 56) регу-
лярные колебания основания влияют незначительно. Импульсные
колебания основания вызывают значительные отклонения профиля
и шага (в ряде случаев более 10 мкм). Если толщина снимаемого
слоя металла становится больше некоторой предельной, на рабочей
поверхности зубьев появляются прижоги. Результаты измерения
основного шага зубчатого колеса, прошлифованного на станке
584М в условиях импульсных колебаний основания, имевших место
при обработке одного из зубьев, приведены в табл. 29. Односторон-
нее смещение узлов в результате импульсного возмущения обусло-
вило повторяемость максимального отклонения основного шага
через семь шагов (станок был настроен на семь пропускаемых зубьев).
Отклонения основных шагов зубчатых колес, прошлифованных
при разном уровне и характере колебаний основания
Таблица 28
Уровень и характер колебаний Номер шестерни Среднее отклонение, мкм Уровень н характер колебаний Номер шестерни Среднее отклонение, мкм
основного шага основного шага по । группе шестерен основного шага основного шага по группе 1 шестерен
Обычный 1 2 3 4 5 6 7 4,3 6,7 6,3 4 5,3 6,0 7,0 5,7 Интенсивные ре- гулярные колеба- ния основания с ча- стотой 35 Гц, а = = 7 мкм н Cqth = = 2,5 мкм 8 9 10 11 12 13 14 11,3 10 12,7 . 10,3 9,3 8 9,3 10,3
1 Импульсные ко- лебания основания 15 16 31 22 26,5
132
Ла тех зубьях (равномерно расположенных по окружности через
сеМь шагов), которые были обработаны после сбоя, появились при-
жоги.
Поскольку в зубошлифовальных станках импульсные колеба-
ния основания больше влияют на качество обрабатываемых деталей,
чем регулярные, очевидно, что параметры виброизоляции зубошли-
Рис. 56. Погрешности профиля зубьев, прошлифованных на
зубониифовальном станке 584М при разном характере колеба-
ний основания:
а — при обычном уровне колебаний в цехе; б — при регулярных коле-
баниях основания с частотой 35 Гц и амплитудой 7 мкм; в — при им-
пульсных колебаниях основания
Таблица 29
Результаты измерений отклонений основных шагов зубчатого колеса,
прошлифованного на станке 584М в условиях импульсных колебаний основания
№ впа- дины •Отклонения в мкм» измеряемые в сечениях № впа- дины Отклонения в мкм, измеряемые в сечениях Кг впа- дины Отклонения в мкм, измеряемые в сечениях
I П ш I II 1П I II III
1 0 0 0 18 4-2 —3 4-4 35 4-3 —4 — 1
2 +4 0 —2 19 4-4 —5 4-2
3 +2 0 4-1 20 4-4 0 —2 | 36 -15 -10 -13|
4 4-4 —1 —3 21 —1 —5 0
5 4-7 37 4-5 4-1 0
6 4-4 —6 —1 122 -11 -17 -н| 38 4-1 —1 4-6
7 —3 —5 —1 39 4-5 4-1 —1
23 --3 —5 —5 40 4-3 5 о
8 —1 —1 -11! 24 9К +8 +7 0 9 4-6 п 41 4-6 0 4-1
9 4-4 0 4-з 26 +2 ~*^Z 2 1 42 +2 и -—J
10 4-з 4-2 0 27 4-5 —5 —1 143 — 14 —19 —11|
11
1 Z ~г о ZO “ / ~г4 —4
12 -Ln 1 44 4-5 4-2 4-1
13 4-5 —2 —7 129 —12 —13 -ю| 45 4-з —5 4-1
14 —4 5 —4 46 0 —3 4-4
30 4-6 —2 —2 1 А 4-9
[15 4-2 —8 -Ч 31 4-4 4-4 —2 —2 48 ТО 0 1 z 4-2
i о 49 +4 —3 0
16 4-4 4-з —3 33 4-5 5 4-3
17 4-7 —3 0 34 —3 —5 4-2 | 50 -6 — 18 -4
Поел ПРнмечание. Выделены отклонения основного шага зубьев, обработанных
ле смещения узлов станка в результате импульсных колебаний основания.
133
фовальных станков должны определяться исходя из условий защиту
от импульсных колебаний. Чувствительность станков типа 584 ч
5831 к колебаниям основания определяется качательными колеба-
ниями шлифовальных бабок, частоты собственных колебаний ко-
торых порядка 35—45 Гц. Средние значения коэффициентов пере-
дачи на частоте 30 Гц у230 = 0,154-0,35; yv30 = 0,354-0,65; уА.3о J
= 0,44-0,6. Чувствительность к колебаниям основания станка
Мааг определяется колебаниями головок круга с частотой порядка
30 Гц; величины уй0 и уу30 примерно те же; ух30 — 3:
Основными источниками колебаний зубошлифовальных станков
от возмущений, действующих в приводе, являются удары в зазорах
при реверсе возвратно-поступательно перемещающихся масс. Ампли-
туды колебаний станины жестко установленного станка 584М при
реверсах каретки достигали 150 мкм, при реверсах ползуна — 15 мкм;
при этом амплитуды относительных колебаний оказываются порядка
2—3 мкм. При снижении частоты собственных колебаний станка
на опорах указанные величины соответственно возрастают, поэтому
зубошлифовальные станки при необходимости виброизоляции целе-
сообразно устанавливать на дополнительные бетонные блоки. Так
как высокая степень виброизоляции не требуется, наиболее рацио-
нальной представляется установка станков с блоками на резиновые
коврики. Применять пружинные фундаменты для зубошлифоваль-
ных станков нерационально, поскольку такая степень виброизоля-
ции, которую может обеспечить пружинный фундамент, в данном
случае не нужна. Кроме того, при установке станков на пружинные
фундаменты может наблюдаться совпадение частот собственных ко-
лебаний станка с фундаментом с частотами, определяемыми скоро-
стью возвратно-поступательно перемещающихся узлов.
Для станков типа Мааг, у которых скорости возвратно-посту-
пательных движений незначительны и реверс плавный, необходи-
мость установки станка на бетонный блок может быть вызвана не-
достаточной жесткостью станины.
Резьбошлифовальные станки. При работе на резьбошлифоваль-
ных станках колебания основания влияют на появление волнистости
и прижогов на обрабатываемой поверхности и на погрешности шага
и профиля резьбы. Повышенная чувствительность резьбошлифоваль-
ных станков к колебаниям оснований определяется также и тем, что
частота вращения детали при шлифовании резьбы значительно
меньше, чем при других видах шлифования, и волны на обрабаты-
ваемой поверхности в результате низкочастотных колебаний осно-
ваний имеют сравнительно небольшую длину. Нижние частоты соб-
ственных колебаний узлов станка, определяющих чувствительность
к колебаниям основания, в станках средних размеров порядка
30-40 Гц.
Так как основным способом установки резьбошлифовальных
станков должна быть установка на три опорные точки, то при виб-
роизоляции станки малых и средних размеров (кроме станков для
шлифования ходовых винтов) следует устанавливать непосредственно
на упругие опоры. Реверсы стола в резьбошлифовальных станках
134
обычно дОВОЛЬнб плавные, и колебания при реверсах существенно
не влияют на точность обработки при установке на упругие опоры.
Отделочные токарные станки. При чистовом точении с относи-
тельно высокими скоростями резания, поскольку частоты регуляр-
ных колебаний оснований обычно не превышают 60—80 Гц, за
время одного колебания деталь поворачивается больше чем на один
оборот. Поэтому регулярные колебания оснований влияют не на
волнистость профиля поперечного сечения, а на отклонение профиля
продольного сечения.
Влияние регулярных колебаний оснований на шероховатость
обрабатываемой поверхности при точении подтверждает, например,
то, что параметры шероховатости детали, обработанной на токар-
ном станке, установленном на башмаках, в условиях интенсивных
колебаний основания (частотой 40 Гц и амплитудой 3 мкм), оказа-
лись существенно выше, чем шероховатости поверхности детали,
обработанной на том же станке при отсутствии этих колебаний.
Среднее арифметическое отклонение профиля Ra в первом случае
составило 0,5 мкм, а во втором 0,34 мкм. При установке станка на
пружинном фундаменте и на резиновых прокладках влияние этих
колебаний на шероховатость обрабатываемой поверхности не про-
явилось.
Импульсные колебания основания так же, как в станках других
типов, например, шлифовальных, приводят к появлению местных
дефектов на поверхности, в частности, в виде ступенек. Чувствитель-
ность токарных станков средних размеров к колебаниям основания
определяется колебаниями суппорта с частотой порядка 60—100 Гц.
Средние значения коэффициентов передачи на частоте 30 Гц yz30 =
= 0,054-0,1; ^30 = 0,054-0,15.
Уровень колебаний от возмущений, действующих при работе
привода, в прецизионных токарных станках сравнительно низкий.
Наиболее интенсивным источником возмущений обычно является
неуравновешенность двигателя, и при установке станков на упругие
опоры следует избегать совпадения или кратности частоты собствен-
ных колебаний станка на опорах и частоты вращения двигателя.
Значительные колебания могут возникнуть при обработке неурав-
новешенных деталей.
Токарные станки со сплошными основаниями под станинами
могут устанавливаться непосредственно на упругие опоры. В длин-
ных станках на ножках, устанавливаемых без крепления к полу,
под действием колебаний оснований могут возбуждаться сравни-
тельно низкочастотные колебания задней ножки, определяемые
кРУтильными колебаниями станины (в станке 1К62 частота этих
колебаний около 35 Гц). Чтобы избежать этого, в таких станках
Целесообразно скреплять ножки общей плитой (металлической или
бетонной); даже при небольшой толщине плиты это оказывается
Достаточно эффективным.
Для установки тяжелых, в частности вальцетокарных станков,
® большинстве случаев используются фундаменты обычного типа.
1акие фундаменты обеспечивают необходимую жесткость системы
135
станина — фундамент и защиту станка от колебаний основания
сравнительно невысокого уровня. Для виброизолирующей уста.
новки тяжелых станков с длинными станинами используют вибро,
изолирующие опоры и системы автоматического регулирования
[31]. Применение этих систем позволяет получить необходимую
прямолинейность перемещения узлов по направляющим при исполь-
зовании опор малой жесткости, т. е. при высокой степени вибро-
изоляции.
Координатно-расточные станки (одностоечные). При обработке
на координатно-расточных станках колебания основания влияют
на отклонения формы обрабатываемых поверхностей, как и в стан-
ках других типов, и на точность отсчета координат из-за дрожания
стрелок или рисок измерительных приборов, снижающего точность
отсчета. В механических системах отсчета по жестким упорам, кон-
цевым мерам, лимбам и т. п. колебания основания на точность от-
счета практически не влияют. В оптических системах отсчета соб-
ственные частоты элементов системы выше собственных частот узлов
станка, и чувствительность к колебаниям основания определяется
наиболее низкочастотными относительными колебаниями элементов
системы отсчета вместе с узлами станка, на которых они закреплены;
например, в координатно-расточном станке 2В440 дрожание риски
было обусловлено колебаниями стола с закрепленной на нем линей-
кой относительно салазок и станины и колебаниями салазок отно-
сительно станины.
В одностоечных координатно-расточных станках, устанавливае-
мых на три опорные точки, под действием колебаний оснований
могут возникать колебания на собственных частотах системы, опре-
деляемые первыми формами крутильных и изгибных колебаний
станины и горизонтальными и качательными колебаниями стола
и салазок. В станке 2В440 собственные частоты, определяемые
колебаниями узла стол—салазки были порядка 40—50 Гц (именно
при этих частотах наблюдалось дрожание рисок); частоты первой
формы крутильных колебаний станины около 18 Гц и изгибных —
около 70 Гц. Низкая частота крутильных колебаний станины опре-
деляет значительную чувствительность станка к горизонтальным
(продольным — по оси X) колебаниям основания; значения коэффи-
циентов передачи для станка 2В440 уг3о — 0,25; у^3о = 0,4; ух30 — 3.
Уровень колебаний, вызываемых работой привода, в координатно-
расточных станках сравнительно невысокий. Наиболее интенсивные
источники возмущений — неуравновешенность ротора двигателя и
оправки с инструментом — иногда вызывают раскачку станков,
установленных на резинометаллических опорах. Поэтому совпаде-
ния частот, определяемых частотой вращения двигателя и шпин-
деля, с частотами собственных колебаний станка на опорах по воз-
можности следует избегать.
Для виброизоляции станков, устанавливаемых на три опорные
точки, можно использовать резинометаллические опоры. Жесткость
станин таких станков должна быть достаточно высокой, так как
иначе возможны интенсивные крутильные колебания станины от
136
в03Мущений, действующих в станке и со стороны основания. Для
повышения жесткости станины к нижней ее поверхности целесооб-
разно прикреплять сплошной стальной лист (с помощью этого ча-
стоту собственных крутильных колебаний станины можно увеличить
на 30—40%). Станки с нежесткими станинами следует жестко за-
креплять на фундаментном блоке, устанавливаемом на резиновых
ковриках.
Алмазно-расточные станки. Алмазно-расточные станки мало
чувствительны к импульсным колебаниям основания. Регулярные
колебания влияют главным образом на отклонения формы обраба-
тываемой поверхности. Чувствительность к колебаниям основания
определяется колебаниями моста со шпиндельной головкой, при-
способления и стола. Динамическая анизотропия упругой системы
определяет влияние параметров установки на колебания от неурав-
новешенности шпинделя. Собственные частоты колебаний узлов,
определяющих чувствительность к колебаниям основания, состав-
ляют в станках средних размеров 50—300 Гц; средние значения
коэффициентов передачи на частоте 30 Гц yz3o == 0,0154-0,03; Уу30 =
= 0,14-0,2. Установка алмазно-расточных станков на бетонные
блоки или с креплением к полу требуется только в том случае, если
станок имеет длинную нежесткую или составную станину.
Зубофрезерные станки. Колебания основания, главным образом
импульсные, сказываются на погрешностях шага и профиля. Чув-
ствительность к колебаниям основания определяется колебаниями
стола в результате деформаций направляющих и станины. Особенно
большое значение виброизоляция имеет для мастер-станков и для
станков, на которых время обработки одной детали значительно
(в частности, станков, предназначенных для нарезания турбинных
колес). Собственные частоты колебаний узлов, определяющих чув-
ствительность к колебаниям основания, в станках средних размеров
20—40 Гц. Для станков типа 5363 коэффициенты передачи уг30 =
= 0,74-0,9; ух30 = 0,44-0,8.
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО УСТАНОВКЕ
ПРЕЦИЗИОННЫХ СТАНКОВ
При установке станков повышенной точности и высокоточных
основное влияние на выбор способа установки оказывает необхо-
димость виброизоляции станков, т. е. защиты их от вредного воз-
действия колебаний основания. Основными параметрами виброизо-
ляции, определяющими ее эффективность, являются частоты соб-
ственных колебаний станка на опорах и демпфирование системы на
этих частотах. В реальных условиях соотношения между частотами
собственных колебаний станка на опорах в разных направлениях
приблизительно постоянны и степень виброизоляции может условно
характеризоваться собственной частотой вертикальных колебаний
станка на опорах *.
. * В ответственных случаях должны назначаться частоты собственных колеба-
нии станка как в вертикальном, так и в горизонтальном направлении.
137
Виброизоляция станков может осуществляться: установкой станка
на упругие опоры, расположенные непосредственно под станком,
а также установкой станка на упруго-опертый бетонный блок.
Выбор способа установки определяется: 1) параметрами вибро-
изоляции, обеспечивающими получение на данном станке деталей
требуемого качества при том уровне колебаний, который имеет
место в зоне установки станка; 2) характером (в частности, уровнем)
динамических возмущений, действующих в станке; 3) жесткостью
станины и необходимостью работы с точными уровнями; 4) особен-
ностями помещения, в котором размещаются станки — прочностью
бетонного пола, жесткостью крепления, возможностью разместить
фундаменты значительных габаритов и т. п.
Непосредственно на упругие опоры можно устанавливать станки
средних размеров с жесткими станинами (при-^- < 4 4-5, где I —
длина, h — высота сечения станины), не имеющие мощных внутрен-
ных источников возмущений, допускающие без ущерба для удоб-
ства работы на станке и качества обработки значительные перекосы,
при необходимой степени виброизоляции, определяемой собственной
частотой вертикальных колебаний станков на опорах, /г>ЮГц.
Упругие опоры являются единственным средством виброизоляции
станков, устанавливаемых на перекрытиях.
Для виброизоляции с помощью упругих опор, размещаемых
непосредственно под станком, преимущественно используют резино-
металлические опоры ОВ-31 и ОВ-ЗО. Для станков, требующих
периодической юстировки, используют упруго-жесткие опоры.
Чем выше жесткость перекрытия, тем ниже уровень колебаний
в производственном помещении. Поэтому станки можно устанавли-
вать только на монолитных или сборно-монолитных перекрытиях.
На жестких монолитных перекрытиях в отдельных случаях можно
устанавливать и высокоточные станки при условии, что уровень
колебаний перекрытия при работающем оборудовании не превышает
среднего уровня колебаний на полах первых этажей или уровня
колебаний, допустимого для машин высокочувствительных к коле-
баниям *: ускорение ьу0 = 6,3 мм/с2 при частотах от 1 до 10 Гц,
скорость ц0 = 0,1 мм/с при частотах от 10 до 100 Гц. О допустимости
уровня колебаний для станков приблизительно можно судить и на
ощупь — колебания высокоточных станков должны быть либо
неощутимы совсем, либо слабо ощутимы (табл. 30).
При высоком уровне колебаний перекрытия **, исключающем
жесткую установку точных станков, установка этих станков на
* В соответствии с действующими инструкциями по проектированию виброизо-
ляции [32] и расчету несущих конструкций зданий [8, 9] ориентировочно можно
принимать: для станков средних размеров — внутришлифовальных, круглошлифо-
вальных с направляющими скольжения, плоскошлифовальных, координатно-расточ-
ных и т. п. v0 0,4 мм/с; для отделочных токарных, алмазно-расточных, небольших
координатно-расточных vo 1 мм/с.
** Общие методы снижения интенсивности колебаний перекрытий изложены
в работе [8].
138
упругие опоры для пассивной виброизоляцйи без одновременного
снижения интенсивности колебаний перекрытия в результате актив-
нОй виброизоляции соседних машин — источников колебаний не
может дать желаемого эффекта.
Таблица 30
Характеристика воздействия колебаний на людей
в зависимости от скорости и ускорения гармонических перемещений
с амплитудой не более 1 мм
Характеристика воздействия
колебаний на людей
Предельное ускоре-
ние колебаний
в мм/с* для частот
от 1 до 10 кол/с
Предельная
скорость колебаний
в мм/с для частот
от 10 до 100 кол/с
Не ощутимы.................
Слабо ощутимы..............
Хорошо ощутимы.............
Сильно ощутимы (мешают) . .
Вредны при длительном воздей-
ствии .......................
Безусловно вредны..........
10 0,16
40 0,64
125 2,0
400 6,4
1000 16
Св. 1000 Св. 16
Установка станков на упруго-опертый бетонный блок приме-
няется когда: I) требуемая (низкая) частота собственных колебаний
станка на опорах не может быть обеспечена с помощью упругих
опор, размещаемых непосредственно под станиной; 2) необходимо
увеличить массу (и соответственно жесткость опор) изолируемой
системы для уменьшения амплитуд вынужденных колебаний, вы-
зываемых динамическими нагрузками, действующими в станке,
или для ограничения перекосов станка от статических нагрузок
(при установке тяжелых деталей, при перемещении узлов станка
и т. п.); 3) станина станка имеет недостаточную жесткость; 4) тре-
бующий изоляции станок жестко связан с рядом стоящими агрега-
тами и необходима их совместная установка на общем фундаменте;
5) прочность плиты цеха не допускает установку станков данного
веса на опоры или когда точные станки размещаются в цехах на
полу с нежестким подстилающим слоем.
Для виброизоляции, требующей установки на бетонный блок,
используются обычные фундаменты (опирающиеся на естественное
основание), свайные или специальные виброизолированные фунда-
менты, состоящие из блока, на который устанавливается станок,
упругих опорных элементов и наружной коробки. Как правило,
высокоточные станки устанавливают на отдельные блоки. На общий
блок допускается устанавливать станки повышенной точности,
работающие без значительных динамических нагрузок.
В качестве упругих опорных элементов, устанавливаемых под
бетонные блоки виброизолированных фундаментов, чаще исполь-
зуют стальные пружины или специальные разиновые коврики КВ.
Способ установки можно выбирать в соответствии с рекоменда-
циями табл. 31. При этом параметры виброизоляции, опорных
139
Общие рекомендации по установке прецизионных станков
Средства внброизоляцин Тип.
Токарные Координатно- расточные Алмазно- расточные Зубофрезерные
Виброизоли- рующие опо- ры Средних раз- меров с ко- роткими стани- нами или спло- шными основа- ниями, если на них не произ- водится обра- ботка неурав- новешенных де- талей Средних размеров с жесткими ста- нинами Средних раз- меров с жест- кими стани- нами Средних раз. меров с жесткщр станинами
Фундаменты обычного типа и свайные Тяжелые; с длинными не- жесткими ста- нинами; стан- ки, на которых производится обработка не- уравновешен- ных деталей С нежестки- ми станинами при относи- тельно невы- соком уровне колебаний ос- нования; при среднем уров- не колебаний основания и ограниченных габаритах в плане могут использовать- ся свайные фундаменты С нежестки- ми станинами — Средних разме- ров повышенной точности с неже- сткими станина- ми; на свайных фундаментах мо- гут устанавли- ваться высоко- точные станки, в том числе тя- желые, при отно- сительно невысо- ком уровне коле- баний основания
Фундаменты на резиновых ковриках С нежестки- ми станинами при уровне колебаний вы- ше среднего — Средних разме- ров высокоточные с нежесткими ста- нинами; круп- ные станки J
Фундаменты на пружинах — — — Тижелые высо- коточные станки, | мастер-станки
П р н м е ч а тяжелых станков без специальной 140 н н е. Станки пов , занятых на обд нбронзоляцин так ышеиной точности прочных операцн же, как станки нс работающие в в ЯХ, прн раСПОЛО! рмальной точност ехах с относите/1*^ кеннн цеха на зН и
Таблица 31
станков
Кругло- шлифовальные Плоскошли- । фовальные Внутрншлифо- вальные Резьбошли- фовальные Зубошлифо- вальные
Средних разме- ров с жесткими станинами при плавном реверсе перемещающихся узлов Средних размеров с же- сткими ста- нинами при плавном ре- версе переме- щающихся уз- лов Средних раз- меров при плав- ном реверсе пе- ремещающихся узлов Средних раз- меров с же- сткими ста- нинами С жесткими станинами при плавном ре- версе, в част- ности, станки, работающие абразивным червяком
Средних разме- ров повышенной точности с неже- сткими станина- ми или при рез- ких реверсах; на свайных фунда- ментах могут устанавливаться высокоточные станки, в том чис- ле тяжелые, при относительно не- высоком уровне колебаний осно- вания С недоста- точно жестки- ми станинами или при рез- ких реверсах С тяжелыми подвижными узлами, недо- статочно жест- кими станина- ми, при резких реверсах при среднем уров- не колебаний основания С длинными нежесткими станинами при относительно невысоком уровне колеба- ний основания Повышенной точности с не- жесткими ста- нинами или при резких ре- версах
Средних разме- ров высокоточные с нежесткими ста- нинами или при резких реверсах, крупные станки Особо точ- ные С тяжелыми подвижными узлами при резких ревер- сах при уровне колебаний ос- нования выше среднего Высокоточ- ные с длинны- ми нежестки- ми станинами при уровне ко- лебаний ос- нования выше среднего Высокоточ- ные с нежест- кими станина- ми или при рез- ких реверсах
Тяжелые, в ча- стности, вальце- нлифовальные — Особо точ- ные крупные — —
т^пВысоКнм Уровнем ьном расстоянии колебаний основав ОТ ИСТОЧНИКОВ HF ия (прн отсутствии тенснвных возмущ в цехе тяжелых ений н т. п.), могу мостовых кранов, т устанавливаться 141
элементов и размеры фундамента для станков средних размеров
(за исключением особо точных), работающих в условиях среднего
уровня колебаний основания, типичного для механических цехов
машиностроительных предприятий, можно определять на основе
общего рассмотрения особенностей и условий работы станка и про-
стейших расчетов.
Использовать уточненные расчеты необходимо в следующих
случаях: а) для особо точных станков (класса С) и крупных станков
особо высокой точности (класса А); б) при вынужденной установке
высокоточных станков в зоне интенсивных колебаний основания;
в) когда использование способа установки, выбранного в соответ-
ствии с рекомендациями табл. 31, затруднено (например, устройство
пружинных фундаментов или фундаментов на резиновых ковриках
при ограниченной площади цеха). Расчетная оценка возможности
установки станков на перекрытиях (применительно к ограничению
амплитуд колебаний) затруднительна из-за неопределенности рас-
четных условий, нагрузок и т. п. В этом случае способ установки
рационально выбирать на основе общих соображений, определяя
параметры опор подбором.
Выбор способа и параметров установки производят следующим
образом: 1) определяют рациональное размещение станков и оцени-
вают уровень колебаний основания, при котором будут работать
рассматриваемые станки; 2) рассчитывают параметры виброизоля-
ции; 3) оценивают возможность виброизоляции с помощью упругих
опор, устанавливаемых непосредственно под станину; 4) в случае необ-
ходимости выбирают массу бетонного блока и способ его опирания.
Размещение станков и оценка уровня колебаний основания, при
котором будут работать рассматриваемые станки. Правильное раз-
мещение станков позволяет избежать недопустимых колебаний
станка, вызываемых колебаниями основания, наиболее простыми
средствами, при минимальных затратах. В зоне достаточно низкого
уровня колебаний основания точные станки могут устанавливаться
обычным образом, без использования виброизоляции. Однако такая
возможность встречается редко. В общем случае точные станки сле-
дует размещать так, чтобы расстояние между ними и источниками
интенсивных колебаний основания было максимально возможным.
Поскольку точные станки, как правило, работают в цехах за-
водов, где расположено и другое металлообрабатывающее оборудо-
вание, в качестве исходного для разработки настоящих рекомен-
даций принят некоторый средний уровень колебаний оснований,
типичный для механических цехов машиностроительных предприятий.
Условно средний уровень вибрационного режима можно харак-
теризовать: а) средними амплитудами регулярных колебаний осно-
вания порядка 2,5—3 мкм на частотах до 20—25 Гц, уменьшаю-
щимися на более высоких частотах примерно пропорционально
отношению квадрата частот; б) максимальными амплитудами им-
пульсных возмущений порядка 10—12 мкм в области частот до
40 Гц, соответствующих собственным частотам наиболее распростра-
ненных видов оснований.
142
Для выбора способа и параметров виброизоляции уровень коле-
баний основания в зоне установки станка может быть измерен с по-
мощью соответствующей виброизмерительной аппаратуры (напри-
мер, датчиков типа К001 Кишиневского приборостроительного завода
«Виброприбор») или оценен ориентировочно в зависимости от рас-
положения источников колебаний. Измерения сопряжены со зна-
чительными затратами времени и должны проводиться в ответствен-
ных случаях, в частности:
при разработке технико-экономического обоснования строи-
тельства новых цехов, куда должны включаться результаты обсле-
дования вибрационного фона площадки и оценка ее пригодности
для установки намеченных станков;
при проектировании виброизоляции фундаментов на основе
проверочных расчетов.
При выборе способа установки на основе общего рассмотрения
особенностей условий работы станка в соответствии с рекоменда-
циями табл. 31, для оценки возможного уровня колебаний в зоне
установки станка используются имеющиеся данные о вибрационных
фонах, отвечающих конкретным источникам колебаний.
Уровень колебаний оснований будет примерно соответствовать
принятому среднему в том случае, когда расстояния от источников
возмущения до рассматриваемого участка будут не менее указанных
в табл. 32 и 33. При расположении высокоточных станков в одном
Ориентировочные расстояния, на которых интенсивные колебания
основания, вызываемые различными источниками возмущений,
затухают до некоторого среднего уровня
(по данным М. М. Клатцо)
Таблица 32
Источник колебаний Расстояния в м для площадок, сложенных
пластичными глинами, су- глинками и супесями или песками полутвердыми н твердыми супесями
Транспорт Железнодорож- ный Трамвайный 70—100 35—50 50—65 25—35
Кузнечные молоты с весом падающих ча- стей, т 6—10 3—6 1—3 Менее 1 350—500 200—250 120—150 25—30 150—250 80—100 60—75 Г 15—20
Машины с периодическими нагрузками 75—100 30—50
П р и'м е ч а н н'е. Меньшие значения расстояний относятся к ненапряженным транс-
портным магистралям, к легкому режиму работы молотов, к компрессорам малой мощ-
"ости и т. п.
143
помещении со станками, работающими со значительными динами-
ческими нагрузками (долбежные, строгальные), расстояния между
ними должны быть не менее 15—25 м. При этом станки целесообразно
располагать так, чтобы направление наиболее интенсивных коле-
баний основания (распространяющихся по радиусу от источников
возмущений) примерно соответствовало направлению касательных
к наиболее часто обрабатываемым на станке поверхностям. Для
уменьшения горизонтальных колебаний станки на перекрытиях
Таблица 33
Ориентировочные расстояния, на которых
колебания основания, вызываемые
движением составов по внутризаводским
железнодорожным линиям, затухают
до некоторого среднего уровня
(по данным М. М. Клатцо)
следует размещать так, чтобы
разность вертикальных сме-
щений опор была минималь-
ной.
При предварительном вы-
боре участков, отводимых
под цехи, оборудованные
Скорость
движе-
ния,
км/ч
Расстоя-
ния,
м
Скорость
движе-
ния,
км/ч
Расстоя-
ния,
м
5
10
15
20
5—6
9—11
12—15
14—18
30
40
50
16—22
18—26
20—30
Примечание. Меныдне значения рас-
стояний относятся к площадкам, сложенным плот-
ными неводонасыщенными грунтами; большие —
к площадкам, сложенным слабыми водонасыщен-
нымн грунтами.
высокоточными станками,
предпочтение следует отда-
вать площадкам, достаточно
удаленным от источников
возмущений (на расстояния
не менее указанных в табл. 32)
и сложенных неводонасыщен-
ными песками или сла-
быми супесчано-суглинис-
тыми грунтами, избегая
площадок, сложенных водо-
насыщенными песками и, в
особенности, плотными гли-
нами, поскольку распростра-
нение колебаний зависит от свойств грунта. Пригодность данной пло-
щадки для установки на ней прецизионного оборудования определя-
ется путем сравнения уровня колебаний на данной площадке с
уровнем колебаний в цехах действующих машиностроительных пред-
приятий, а при существенном превышении этого уровня — с помощью
расчетов, проводимых для наиболее точных станков (из размещае-
мых на данной площадке), по методике, изложенной в гл. II ча-
сти II.
Определение параметров виброизоляции. Для станков, работаю-
ющих при среднем уровне колебаний основания, параметры вибро-
изоляции ориентировочно можно подбирать так, чтобы самая вы-
сокая частота собственных колебаний станка на опорах была в 3—
4 раза ниже самой низкой собственной частоты колебаний верхних
узлов станка. При этом частоты собственных колебаний станка на
опорах должны отличаться на 30—40% от частот, определяемых
частотой вращения двигателя, числом двойных ходов перемеща-
ющихся узлов станка и т. п. Методика экспериментального опреде-
ления собственных частот изложена в гл. II части II.
В случаях, требующих уточненных расчетов, параметры вибро-
изоляции выбирают в зависимости от требований к виброизоляции
144
уровня вертикальных и горизонтальных колебаний основания и
чувствительности станка к этим колебаниям. В ответственных слу-
чаях коэффициенты передачи, характеризующие чувствительность
станка к колебаниям основания, должны указываться заводом-
изготовителем. Методика определения коэффициентов передачи и
допустимые амплитуды колебаний при разных требованиях к точ-
ности приведены в гл. II части II.
Оценка возможности виброизоляции с помощью упругих опор,
устанавливаемых непосредственно под станину. Установка на вибро-
изолирующих опорах является самым дешевым средством вибро-
изоляции. Поэтому для станков, требуемая степень виброизоляции
которых определяется частотой собственных колебаний станка на
опорах fz > 10 Гц, прежде всего оценивается возможность вибро-
изоляции с помощью упругих опор, устанавливаемых непосред-
ственно под станиной (в соответствии с рекомендациями табл. 31)
в зависимости: 1) от жесткости станины (по величине ; 2) от
ожидаемого уровня колебаний, возникающих в станке под дей-
ствием внутренних источников возмущений (по характеру обра-
батываемых деталей, по плавности реверсирования и т. п.); 3) от
ожидаемых углов наклона под действием веса перемещающихся
узлов.
Если виброизоляция станка может быть осуществлена установ-
кой на опоры, проверяется прочность пола и в зависимости от тре-
буемой частоты собственных колебаний станка на опорах и нагрузок
на опоры подбираются опоры. Некоторое расширение области при-
менения упругих опор может быть достигнуто путем специального
уменьшения динамических нагрузок — регулировкой плавности ре-
верса, уравновешиванием неуравновешенных деталей и т. п., а также
путем установки станка на промежуточную плиту и увеличения
расстояния между опорами. Методика расчетной оценки возмож-
ности использования упругих опор дана в гл. II части II.
Станки особо высокой точности, допускающие установку на
упругие опоры, целесообразно размещать в помещениях с жесткими
полами, средняя интенсивность импульсных колебаний которых
обычно значительно ниже.
Выбор массы бетонного блока и способа его опирания. В случае,
когда при виброизоляции необходима установка станка на допол-
нительный бетонный блок, выбирается масса блока и способ опира-
ния. В большинстве случаев масса фундаментного блока может
приниматься в 2—3 раза больше массы станка, а в отдельных слу-
чаях (при низких значениях /2) — в 4—5 раз. В ответственных
случаях масса блока выбирается по расчету из условия ограничения
амплитуд относительных колебаний, возникающих в станке под
действием внутренних источников возмущений.
Выбор способа опирания блока производится в соответствии
с рекомендациями табл. 31, с учетом следующих соображений.
Наиболее простым и дешевым является обычный фундамент.Поэтому
Для станков повышенной точности, предназначенных для работы
Ю В. В. Каминская 145
в условиях среднего уровня колебаний основания, при требуемой
эффективности виброизоляции, определяемой частотой собственных
колебаний системы порядка 12—18 Гц, целесообразно использовать
фундаменты, опирающиеся на естественное основание. Такие ча-
стоты обеспечиваются при размещении фундаментов на основа-
ниях малой и средней жесткости — пластичных глинах, суглинках
и супесях, на песках и т. п. Собственные частоты фундаментов,
устанавливаемых на жестких основаниях — полутвердых и твердых
глинах и суглинках, твердых супесях и т. п., как правило, оказы-
ваются выше 20 Гц. Поэтому при размещении цехов с прецизионным
оборудованием на жестких грунтах фундаменты обычного типа могут
быть использованы только в том случае, если виброизоляции стан-
ков не требуется (при низком уровне колебаний основания). Воз-
можность использования таких фундаментов для высокоточных
станков и станков повышенной точности, предназначенных для ра-
боты в условиях интенсивных колебаний основания, проверяется
расчетом. Для станков, работающих без значительных динамиче-
ских нагрузок, целесообразно использовать групповые фундаменты.
При жестких ограничениях, накладываемых на углы наклона
станка, а также на габариты фундамента и в том случае, когда из-
готовление свайных фундаментов не представляет трудностей, для
установки высокоточных станков, работающих в условиях среднего
уровня колебаний основания, могут быть использованы свайные
фундаменты. Собственные частоты горизонтальных колебаний свай-
ных фундаментов обычно не превышают 5—10 Гц; возможность
их использования целесообразно проверять расчетом.
При необходимой степени, виброизоляции, определяемой часто-
той собственных колебаний 5 Гц^/г<С 15 Гц, используются фун-
даменты на резиновых ковриках, а при < 5 Гц — на пружинах.
Коврики выбирают в зависимости от требуемой частоты собственных
колебаний и удельной нагрузки. Для получения частоты собствен-
ных колебаний < 10 Гц можно укладывать коврики в несколько
слоев.
Расчет и проектирование пружинных виброизоляторов произво-
дится в соответствии с указаниями, приведенными в работе 132].
При проектировании фундаментов на пружинах во избежание чрез-
мерных колебаний от случайных причин следует предусматривать
демпферы. Для станков, требующих периодической юстировки,
целесообразно использовать упруго-жесткие опорные элементы, по-
зволяющие быстро переходить от упругой установки блока, обеспе-
чивающей его виброизоляцию, к жесткой.
При расположении опор под фундаментным блоком желательно
свести к минимуму возможную связанность различных форм коле-
баний, что достигается расположением опор в горизонтальной пло-
скости, проходящей через общий центр тяжести станка и фунда-
мента так, чтобы система виброизоляции по возможности прибли-
жалась к симметричной. Если техническим требованиям удовлетво-
ряют различные типы фундаментов (например, свайные и фунда-
менты на резиновых ковриках), то выбирается наиболее дешевый.
146
При виброизоляции с помощью резинометаллических опор станки
устанавливают на полу без крепления болтами. Станки, устанав-
ливаемые на фундаментные блоки, должны закрепляться болтами.
Установка станков на фундаментные блоки на упругих опорах
пли на жестких опорах без крепления болтами и без подливки опор-
ной поверхности станины цементным раствором нерациональна,
Так как при этом собственные частоты колебаний системы, опре-
деляемые податливостью опор станины, обычно близки к собствен-
ным частотам колебаний узлов станка. Такой способ установки
требует специальных расчетов.
При любом способе виброизоляции подводки к изолируемому
станку (кабели, шланги гидро- и пневмооборудования и др.) должны
быть достаточно гибкими, чтобы жесткость их была значительно
ниже жесткости виброизоляторов; жесткие подводки могут суще-
ственно снизить эффективность виброизоляции.
В условиях обычной установки станков без виброизоляции при
среднем уровне колебаний основания относительные перемещения
инструмента и детали в результате регулярных колебаний основа-
ния не превышают нескольких микрометров, а в результате импульс-
ных колебаний основания — 10—15 мкм. Поэтому станки, пред-
назначенные для обработки деталей с шероховатостью поверхности
5—6-го класса, при сравнительно грубых (порядка 10—20 мкм)
допусках на погрешности формы обрабатываемой детали виброизо-
лирующей установки не требуют. Также не требуют защиты от коле-
баний основания станки с ударным характером процесса резания
(фрезерные, строгальные, долбежные и т. п.), поскольку значитель-
ные амплитуды относительных колебаний определяются самим
процессом резания.
Глава II. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ И ВЫБОР
СПОСОБА ВИБРОИЗОЛЯЦИИ
ВЫСОКОТОЧНЫХ СТАНКОВ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Выбор параметров и способа виброизоляции точных станков
определяется требованиями к качеству обрабатываемых деталей,
Уровнем колебаний основания в зоне установки станка, чувствитель-
ностью станка к колебаниям основания, характером и интенсив-
ностью динамических возмущений в станке, жесткостью станины,
необходимостью работать с точными уровнями и особенностями по-
мещения, в котором размещаются станки — жесткостью перекрытия,
прочностью пола и т. п.
Для станков средних размеров (за исключением особо точных),
работающих при среднем уровне колебаний основания, типичном
Для механических цехов, способ установки можно выбирать на основе
общего рассмотрения особенностей и условий работы станка и про-
стейших расчетов. Однако для особо точных станков (класса С),
10* 147
крупных станков особо высокой точности (класса А), а также при
вынужденной установке точных станков в зоне интенсивных колеба-
ний основания и в некоторых других случаях, способ установки
целесообразно выбирать на основе анализа работоспособности кон-
кретного станка в конкретных условиях.
Наиболее простым и наиболее надежным для обеспечения пас-
портной работоспособности ставка явился бы такой порядок, при
котором способ установки станка регламентировался заводом-изго-
товителем. Однако условия, в которых будет работать станок (уро-
вень колебаний основания, грунты, которыми сложена площадка),
в большинстве случаев для изготовителей станка не известны. Не
всегда жестко заданы также требования к точности и определен
уровень динамических нагрузок, действующих в станке (например,
неуравновешенность вращающихся оправок с инструментом). В то
же время на заводе-изготовителе при сдаточных испытаниях станка
можно экспериментально определить его чувствительность к коле-
баниям основания, оценить уровень колебаний, вызываемых возму-
щениями, действующими в станке (например, при реверсах) и т. п.
Таким образом, очевидно, что хотя окончательно способ установки
станка выбирается на месте, в ответственных случаях этот выбор
необходимо производить на основе результатов предварительных
исследований, проведенных на заводе-изготовителе, и с учетом
полученных там рекомендаций.
Общий подход к выбору способа установки высокоточных стан-
ков должен быть следующий. На заводе-изготовителе производят
пробную обработку типовых деталей при двух видах установки
станка — при жесткой установке и на резинометаллических опорах
ОВ-31. Обработка ведется при минимально возможном уровне
колебаний основания (например, в ночную смену) на режимах,
предназначенных для финишных операций. Обработанные детали
аттестуются по шероховатости поверхности и погрешностям формы
и размеров. Результаты, полученные при разных способах уста-
новки, сравниваются.
Если качество обработанных деталей при жесткой установке
оказалось выше, это значит что при установке на податливые опоры
колебания от возмущений, действующих в станке, интенсифици-
руются. Поэтому при необходимости виброизоляции (например,
при работе станка в условиях интенсивных колебаний основания)
установка на опоры, которая даже при спокойном фоне не дает
хороших результатов, применена быть не может, и целесообразно
использовать установку на упруго-опертый бетонный блок *.
Если качество обработанных деталей при установке станка не-
посредственно на виброизолирующие опоры оказалось выше или
таким же, как при жесткой установке, это свидетельствует о том,
* И в этом случае установка на резинометаллические опоры возможна, если ис-
пользовать виброизоляцию с помощью блока нельзя, например, из-за ограниченной
площади участка или при установке станка на перекрытии, а также в том случае,
если можно пойти на некоторое ухудшение качества обработки, но обеспечить про-
стейшим способом защиту станка от импульсных колебаний пола.
148
что такая виброизоляция при данном уровне колебаний основания
возможна.
Предельный уровень колебаний основания, при котором вибро-
изоляция с помощью упругих опор даст эффект, можно оценить
в зависимости от частоты собственных колебаний станка на опорах
(Д), допустимых амплитуд относительных колебаний (аотн.д) и
чувствительности станка к колебаниям основания с помощью со-
ответствующего расчета. Допустимые амплитуды относительных
колебаний инструмента и детали задаются исходя из общих сообра-
жений и требований к качеству деталей, которые должны обрабаты-
ваться на данном станке. Чувствительность станка к колебаниям
основания, характеризуемая коэффициентами передачи у, опреде-
ляется экспериментально в процессе испытаний станка.
Так как при установке станка на бетонный блок выбор размеров
блока в значительной степени зависит от уровня колебаний, вызывае-
мых возмущениями, действующими в станке, при испытаниях станка
на заводе-изготовителе фиксируют также максимальный уровень
относительных колебаний инструмента и детали и колебаний ста-
нины, вызываемых работающим приводом, в частности при ревер-
сах, и ориентировочные значения частот собственных колебаний
узлов, расположенных на станине и определяющих чувствительность
данного станка к колебаниям основания.
Таким образом, в паспорте станка должны быть приведены:
а) результаты измерений качества поверхности и точности деталей,
обработанных при упругой и жесткой установке станка; б) коэф-
фициенты передачи колебаний от станины в зону резания на часто-
тах собственных колебаний станка на опорах; ориентировочные
значения частот собственных колебаний узлов, определяющих чув-
ствительность станка к колебаниям основания; в) максимальный
уровень колебаний от возмущений, действующих в станке — отно-
сительных колебаний инструмента и детали и абсолютных колеба-
ний станины; г) заключение завода-изготовителя о способах вибро-
изоляции станка — при каких допустимых амплитудах относитель-
ных колебаний (аотн. д) и при каком уровне колебаний основания (а)
возможна установка непосредственно на виброизолирующие опоры
или необходима установка станка на дополнительный бетонный блок.
Возможности виброизолирующей установки в ряде случаев
ограничиваются чрезмерными наклонами станка при перемещении
тяжелых узлов с обрабатываемыми деталями; поэтому в паспорте
должна быть указана допустимая величина угла наклона. Если
необходимость установки на бетонный блок диктуется требованием
обеспечения соответствующей жесткости станины за счет фунда-
мента, это также оговаривается соответствующим образом.
При окончательном выборе способа установки станка следует
руководствоваться сведениями, которые должны быть приведены
в паспорте. Если указано, что установка станка непосредственно на
Упругие опоры возможна, и условия, в которых при этом может
работать станок, не отличаются от оговоренных, станок устанавли-
вается на резинометаллические опоры на полу цеха; в противном
149
случае для установки станка должен использоваться индивидуаль-
ный фундамент. Последовательность выбора параметров виброизо-
ляции, типа и размеров фундамента следующая.
1. Выбирают параметры виброизоляции в зависимости от аотн.д,
а и у; тип и ориентировочные размеры фундамента.
2. Определяют амплитуды колебаний от возмущений, действу-
ющих в станке (непосредственным расчетом по величинам возмуща-
ющих сил или пересчетом амплитуд, измеренных при испытаниях
станка), и углы наклона в результате перемещения тяжелых узлов
станка.
Сравнивая эти величины с допустимыми, уточняют размеры
фундаментного блока и параметры опорных элементов.
3. Проверяют правильность выбора параметров и способа вибро-
изоляции, вычисляя амплитуды относительных колебаний инстру-
мента и детали, вызываемых колебаниями основания заданного
уровня, и сравнивая их с допустимыми.
Если в паспорте станка рекомендуемый способ виброизоляции
не указан, и перечисленные выше сведения, характеризующие ста-
нок, не приведены, то проводят соответствующие измерения допол-
нительно, или используют известные общие данные по аналогичным
станкам. При этом параметры системы виброизоляции определяются
так же, как указывалось выше, и по вычисленным величинам ампли-
туд колебаний от возмущений, действующих в станке, оценивается
возможность виброизоляции с помощью упругих опор. В остальном
порядок расчета остается тот же.
Проведение расчетов, необходимых для решения вопросов вибро-
изоляции особо точных металлорежущих станков, может осуще-
ствляться общими методами, используемыми для расчетов сложных
колебательных систем на вынужденные колебания под действием
периодических, импульсных или случайных возмущений — кинема-
тических и силовых. Эти методы в настоящее время достаточно
хорошо разработаны. Однако трудоемкость таких расчетов при
использовании их для определения виброизоляции станков не
соответствует точности исходных данных. Поэтому ниже приво-
дятся приближенные методы расчета, сравнительно простые и обес-
печивающие точность, достаточную для решения практических
задач.
МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ,
ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ВЫБОР СПОСОБА
ВИБРОИЗОЛЯЦИИ СТАНКОВ
При исследовании определяются чувствительность станка к ко-
лебаниям основания (коэффициенты передачи и собственные частоты
колебаний узлов), уровень колебаний от возмущений, действующих
в станке, и предельный уровень колебаний основания, при котором
возможна виброизоляция с помощью упругих опор. При экспери-
ментальном определении коэффициентов передачи на станине на
уровне направляющих должны быть установлены датчики для
150
измерения абсолютных колебаний станины и датчик для измерения
относительных колебаний инструмента и детали по нормали к обра-
батываемой поверхности. Абсолютные колебания станины удобно
измерять комплектом датчиков К001, обеспечивающим измерение
колебаний с минимальной амплитудой 1 мкм в диапазоне частот
2—200 Гц.
Относительные колебания можно измерять виброщупом с про-
волочными датчиками *; при подаче сигнала через усилитель ТА-5
а)
Рис. 57. Схемы расстановки приборов при исследовании чувствительности станков
к колебаниям оснований:
а — плоскошлифовальные станки; б — токарные станки; е — круглошлифовальные станки;
/ — внброщуп, измеряющий относительные колебания; 2 — датчики, измеряющие колебания
станины
на чувствительный шлейф осциллографа Н700 с помощью вибро-
щупа обеспечивается коэффициент усиления до 25 000. Схемы рас-
становки приборов для определения коэффициентов передачи пло-
скошлифовальных, токарных и круглошлифовальных станков при-
ведены на рис. 57.
Коэффициент уг передачи вертикальных колебаний станины на
частоте fz, соответствующей собственной частоте вертикальных
колебаний станка на опорах, определяется как отношение амплитуд
относительных колебаний аотн к амплитудам вертикальных колеба-
* Для того чтобы величины экспериментальных коэффициентов передачи могли
характеризовать чувствительность станка к колебаниям станины в процессе резания
необходимо, чтобы жесткость прибора, измеряющего относительные колебания, была
близка к жесткости, определяемой составляющей силы резания Ру, направленной по
нормали к обрабатываемой поверхности. Жесткость резания = Kb, где К — удель-
ная сила резания в кгс/мм2, Ь — ширина среза в мм (при точении углеродистых ста-
лей 200 кгс/мм2; при чистовом точении 30-=-50 кгс/мм; при шлифовании
(Зч-5) 103 кгс/мм). Влияние составляющей силы резания Рг, направленной по
касательной к обрабатываемой поверхности, при измерениях учесть трудно. Однако
во многих случаях, например в шлифовальных станках, где составляющая Рг суще-
ственно меньше Ру, это влияние незначительно и им можно пренебречь.
151
ний станины аСТ2 на этой частоте при возбуждении свободных коле-
баний станка броском болванки рядом со станком. Коэффициент у
передачи горизонтальных колебаний станины на частоте угловых
колебаний станка на опорах определяется как отношение амплитуд
относительных колебаний аот11 к амплитудам горизонтальных коле-
баний станины асту на этой частоте при возбуждении свободных
колебаний станка толчком. Примеры записи соответствующих коле-
баний приведены на рис. 58.
Полученные таким образом значения у2 и уу характеризуют
чувствительность станка к колебаниям с частотами, соответству-
ющими собственным частотам при той установке станка, при которой
проводились испытания. Для ориентировочной оценки значений
Рис. 58. Примеры записи свободных колебаний, вызываемых броском груза
рядом со станком (а) и толчком станины (б)
коэффициентов передачи на других частотах (удаленных от соб-
ственных частот верхних узлов станка), можно принимать
= (31)
to
где ух — определяемое значение коэффициента передачи на ча-
стоте fi, уо—значение коэффициента передачи, определенное на
частоте f0.
По экспериментальным значениям коэффициентов передачи для
станка одного размера (I) можно грубо оценить значения у для
станков той же компоновки другого размера (II), принимая
_ й ~ «
?П T’l р ’
где fH, /, — собственные частоты верхних узлов станков I и П’>
а = — отношение линейных размеров; (3 = ----------отношение
масс узлов, определяющих чувствительность станков к колебаниям
основания.
Значения нижних собственных частот колебаний узлов станка,
определяющих его чувствительность к колебаниям основания (верх-
них узлов станка), можно оценить по осциллограммам относитель-
152
ных колебаний инструмента и детали при возбуждении импульсных
колебаний пола броском болванки рядом со станком (рис. 58, а).
На этих осциллограммах обычно достаточно четко проявляются
колебания с собственными частотами колебаний станка на опорах
(которые легко определить по соответствующим записям колебаний
станины) и относительно высокочастотные колебания, определяемые
параметрами верхних узлов станка. Экспериментально полученные
значения коэффициентов передачи и собственных частот колебаний
верхних узлов некоторых станков приведены выше.
Колебания станины, вызываемые возмущениями, действующими
в станке, измеряются датчиками К001 при той же установке.
Относительные колебания инструмента и детали на холостом
ходу при невращающемся шпинделе и неподвижных узлах, несу-
щих инструмент и деталь, могут измеряться виброщупом. Для
определения относительных колебаний между движущимися узлами
(например, между столом и шпинделем), вызываемых возмущениями
при реверсах, следует использовать бесконтактные датчики. В част-
ности, можно использовать токовихревой виброметр ТВВ-2 [6],
который в диапазоне частот до 200 Гц обеспечивает максимальное
усиление порядка 10000. В качестве контрольной детали, по которой
проводятся измерения при перемещении узлов, используется точная
прошлифованная и тщательно выставленная оправка или плита.
Примеры записи относительных колебаний стола и шпинделя плоско-
шлифовального станка при реверсах приведены на рис. 52.
Ориентировочно предельный уровень колебаний основания, при
котором для данного станка возможна виброизоляция с помощью
упругих опор, оценивается по значениям коэффициентов передачи у0
на частоте /0 на основе приближенной зависимости
/о 6
С~Соти.д ^2 л ’
где а — амплитуда колебаний основания в диапазоне частот до 20—
25 Гц; f2 — частота собственных колебаний станка на опорах, 6 —
логарифмический декремент колебаний опор; аота. д — допустимые
амплитуды относительных колебаний инструмента и детали в ре-
зультате регулярных колебаний основания.
При назначении допустимых амплитуд относительных колебаний
инструмента и детали в результате регулярных колебаний основа-
ний принимается, что высота волн на поверхности детали, обрабаты-
ваемой на станках каждого типоразмера данного класса, не должна
превышать некоторой доли (например, половины) допуска на откло-
нения формы, например на круглость, для деталей, обрабатываемых
на станках меньших размеров (из данной размерной группы) *.
Между точностью обработки и шероховатостью поверхности суще-
* Допустимая высота волн устанавливается по допускам для станков меньших
размеров, так как получение детали требуемого качества должно быть обеспечено
иа всех станках данного класса независимо от размера; от размера станка зависит
величина коэффициента передачи.
153
ствует определенная зависимость: чем выше класс шероховатости
поверхности, которую можно получить на данном станке, тем меньше
должна быть допустимая высота волн, независимо от метода обра-
ботки. Исходя из этого, допустимые амплитуды относительных пере-
мещений инструмента и детали, обусловленные регулярными коле-
баниями оснований, принимаются численно равными половине
среднего арифметического отклонения Ra профиля для самого вы-
сокого класса шероховатости поверхности, который можно полу-
чить при обработке на данном станке в условиях эксплуатации.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВИБРОИЗОЛЯЦИИ;
ВЫБОР СПОСОБА УСТАНОВКИ,
ТИПА И РАЗМЕРОВ ФУНДАМЕНТА
Основными параметрами виброизоляции, определяющими ее
эффективность, являются частоты собственных колебаний станка
относительно основания и демпфирование системы на этих частотах.
Собственные частоты колебаний станка (или станка вместе с фун-
даментным блоком, рассматриваемыми как одно целое) относительно
основания, при которых обеспечивается требуемая степень вибро-
изоляции, определяются в зависимости от следующих факторов:
1) допустимых амплитуд аотн. д относительных колебаний инстру-
мента и детали; 2) коэффициентов передачи вертикальных -у02 и
горизонтальных уох колебаний станины в зону резания, определен-
ных для данного станка на некоторых частотах/ог и fox соответственно;
3) амплитуд вертикальных п/2 и горизонтальных а;х колебаний
основания.
Так как амплитуды колебаний основания, вызываемых работой
соседнего оборудования, в области низких частот (до 20—25 Гц),
в пределах которой лежат собственные частоты колебаний виброизо-
лированной установки, обычно различаются незначительно, то при
предварительном выборе параметров установки и при оценке при-
годности участка для размещения точных станков, в качестве расчет-
ного значения амплитуды колебаний основания можно принимать
некоторые средние значения аг и ах.
Собственная частота fz вертикальных колебаний для случая
установки станка на виброизолирующих опорах или на фундаменте
на резиновых ковриках или на пружинах определяется по критерию
виброизоляции
ф А = , (32)
в /6 у агпУог { '
где 6 — логарифмический декремент колебаний опор; значения 6
принимаются средними, типичными для данного вида опор.
Если амплитуды a.fz вертикальных колебаний основания на
разных частотах существенно различны, подбор частоты fz можно
проводить, ориентируясь на значения ускорений колебаний основа-
ния и сопоставляя их с допустимыми. При этом по амплитудам a/z
154
Бертикальных колебаний основания на разных частотах / опреде-
ляют амплитуды ускорений, с которыми происходят колебания
основания на этих частотах:
jfz= (2лУРаГг.
Допустимая величина амплитуды ускорений для данного станка
. _ л
/долг v ^ШХоти-д'
'го
Частота /г должна быть принята равной или меньше частоты f,
ПрИ КОТОрОИ jfz = /доп Z'
Для фундаментов обычного типа (опирающихся на естественное
основание) и свайных * определяется нижняя собственная частота
связанных горизонтальных и угловых колебаний станка вместе
с фундаментом.
Для обычных фундаментов
Л=^&2яфл1 (33)
•ОхX
где Фх — модуль затухания колебаний фундамента, определяемый
характером грунта.
Если амплитуды сцх горизонтальных колебаний основания на
разных частотах существенно различны, подбор частоты fx можно
проводить, ориентируясь на значения амплитуд скорости колебаний
основания и сопоставляя их с допустимыми. При этом по ампли-
тудам afx горизонтальных колебаний основания на разных часто-
тах f определяют амплитуды скорости, с которой происходят коле-
бания основания на этих частотах:
Vfx = 2nfafx.
Допустимая величина амплитуды скорости колебаний для дан-
ного станка
______,
Чдоп х Д ^х^отн- Д'
• хО
Частота fx должна быть принята равной или меньше частоты f,
при которой vfx = пД0П, х.
Для свайных фундаментов
f _ Д/ аотн. л^Ох (34)
tx~y 4Vox '
Если амплитуды afx горизонтальных колебаний основания на
Разных частотах существенно различны, подбор частоты fx для
* Вопросы использования и расчета фундаментов обычного типа и свайных осве-
щаются по материалам исследований, проведенных под руководством О. А. Савинова
и М. М. Клатцо [7, 33].
155
свайных фундаментов можно проводить, ориентируясь на значения
амплитуд ускорения колебаний основания и сопоставляя их с до-
пустимыми. По частотам f2 и fx производится предварительный
выбор способа виброизоляции.
Если в паспорте станка не оговорено, что станок должен уста-
навливаться на индивидуальный фундамент, то при [г > 10 Гц
для станков с жесткими станинами (при < 4 ч-5, где I — длина,
h высота сечения станины) как предварительный вариант рас-
сматривается установка станка на виброизолирующие опоры. Воз-
можность такой установки для станков с высоким уровнем возму-
щений, действующих в станке, проверяется сравнением амплитуд
колебаний, вызываемых этими возмущениями, с допустимыми.
Если в паспорте станка указано, что станок должен устанавли-
ваться на индивидуальном фундаменте, а также при fz 10 Гц
и при > 5, или, если станок должен быть размещен в цеху, где
пол выполнен с нежестким подстилающим слоем, в качестве предва-
рительного варианта рассматривается установка станка на отдель-
ном фундаменте.
Использовать фундаменты на естественном основании можно
в том случае, если требуемая частота fx собственных колебаний
станка с фундаментом больше некоторой средней частоты /ср, за-
висящей от свойств грунта [15]. Ориентировочно можно принимать
следующие значени t /ср:
Основание fcp, Гц
Нежесткое — глины и суглинки текучепластичные, супеси
текучие................................................. 12
Малой жесткости — глины и суглинки мягко пластичные,
супеси пластичные, пески пылеватые водонасыщенные рых-
лые ......................................................15—18
Средней жесткости — супеси пластичные; пески пылева-
тые средней плотности и плотные; пески мелкие, средней
крупности и крупные.......................................20—21
При fcP в качестве предварительного варианта установки
рассматривается фундамент на естественном основании.
Использовать фундаменты на свайном основании можно при
fx >(0,3ч-0,4) /ср и целесообразно при жестких ограничениях га-
баритов фундамента и углов наклона станка. При собственной ча-
стоте вертикальных колебаний 5 Гц <С 15 Гц в качестве пред-
варительного варианта установки рассматривается фундамент на
резиновых ковриках, а при fz < 5 Гц — на пружинах.
Если для значительного количества станков, намеченного к раз-
мещению на рассматриваемой площадке, требуемая частота вибро-
изоляции Д окажется ниже 2 Гц, такую площадку следует считать
непригодной для установки этих станков, так как изготовление
системы виброизоляции, обеспечивающей столь низкие частоты,
сопряжено со значительными техническими трудностями.
156
Размеры фундаментного блока задаются ориентировочно из кон-
структивных соображений, в частности пи габаритам станка (при
высоте не менее 1 м). При малых габаритах станка в плане для вибро-
лзолированных фундаментов на ковриках и на пружинах масса
блока должна быть больше массы станка в 2—3 раза, а при низких
значениях fz в 4—5 раз. Опоры, коврики и пружины выбирают
в соответствии с указаниями, приведенными ниже [30, 32], подбор
количества и размеров свай, см. стр. 174.
При выбранном типе и размерах фундамента и параметрах опор-
ных элементов уточненные значения собственных частот колебаний
станка (или станка с фундаментом) относительнс основания
f f2 - 1 Г 1 / , Кх\^
/л~ 2л Г Л1 ’ /x- е~ W L2 \ + I М )
Здесь М, I — масса в кгс-с2/см и момент инерции в кгс-см-с2 си-
стемы (станка отдельно при установке на опоры или станка вместе
с фундаментом) относительно ее центра тяжести; h — расстояние
от плоскости опор (подошвы станка или фундамента) до центра
тяжести системы в см; Кг, Кх — расчетная жесткость основания
(опор) при колебаниях в вертикальной и горизонтальной плоскостях
соответственно, в кгс/см; Ке — расчетная жесткость основания
при угловых колебаниях в кгс-см.
Для резинометаллических опор собственная частота вертикаль-
ных колебаний fz соответствует той, по которой подбирались опоры.
Для вычисления собственных частот поступательных горизонталь-
ных и угловых колебаний при известной частоте Д, количестве п
и расположении опор расчетная жесткость основания
Кг=(2л/г)2М; = KQ=^kzixl (36)
Здесь j,—отношение жесткостей опор при вертикальных и горизон-
тальных колебаниях (см. стр. 170 и табл. 35);fcZI = -^-жесткость
одной опоры *; xt — расстояние от i-й опоры до центра жесткости **
системы в плоскости колебаний станка.
Для фундаментов обычного типа, опирающихся на естественное
основание, расчетная жесткость основания
Кг = 1 ОС/кгс/см; Кх = ; Кв = 10%J кгс-см. (37)
ъх
Здесь F — площадь подошвы фундамента в м2; J — момент инерции
Площади подошвы фундамента относительно оси, перпендикуляр-
г---------
* Для упругих элементов из резины вычисленная таким образом величина Кг
Характеризует жесткость опоры при колебаниях и отличается от жесткости при ста-
тическом нагружении [29].
* * Центром жесткости называется точка, расположенная в плоскости опор так,
что сила, действующая в этой точке, вызывает одинаковую осадку всех опор.
157
ной плоскости колебаний, в м4; = 1,07; Сг, — коэффициенту
упругого равномерного и неравномерного сжатия грунта.
При расчете фундаментов обычного типа на колебания под дей-
ствием кинематических возмущений коэффициенты
с,= зс[1+ 2(^fc)] У^;
СФ = 4С[1 + Ц±^]
(38)
где С — характеристика жесткости основания в тс/м8 (см. табл. 17);
а — размер подошвы фундамента в плоскости колебаний в м; Ь —.
размер подошвы фундамента в плоскости, перпендикулярной пло-
скости колебаний, в м; Л — коэффициент, принимаемый равным 1/м;
рст — величина статического давления на грунт от веса станка
с фундаментом в тс/м2.
Расчет свайных фундаментов * под точные станки производится
только на нижней частоте связанных поступательных горизонталь-
ных и угловых колебаний под действием горизонтальных колебаний
основания. При определении частоты собственных колебаний [по
формуле (35)] и амплитуд колебаний используют следующие вели-
чины: М —масса станка и ростверка в кгс-с2/см; h — расстояние
от подошвы ростверка до центра тяжести системы станок-ростверк
в см; I — приведенный момент инерции масс станка, -ростверка и
свай в кгс-см-с2; /
п
^ = 4 + ^2 (39)
/с — момент инерции масс станка и ростверка относительно оси,
проходящей через центр тяжести системы станок-ростверк перпен-
дикулярно плоскости колебаний, в кгс-см-с2; тсв— масса свай
в кгс • с2/см; п — количество свай; rz — расстояние от оси i-й сваи
до оси вращения подошвы ростверка в см.
Расчетная жесткость основания при колебаниях в горизонталь-
ной плоскости Кх, определяемая горизонтальной жесткостью свай,
которые рассматриваются как балки, защемленные в грунт, причем
условная глубина заделки принимается такой же, как при статиче-
ском расчете свайных фундаментов, вычисляется по формуле
Кх = СХсвп кгс/см, (40)
где Схсв = — коэффициент жесткости, обусловленный упру-
го
гим сопротивлением одной сваи, в кгс/см; k± — коэффициент, при-
* Приведенная методика расчета свайных фундаментов основана на разработках
ВНИИГСа, выполненных при участии ряда других организаций. Расчет свайных фУн'
даментов на колебания находится в стадии становления и достаточно опробирован-
ных методов расчета нет.
158
нимаемый для железобетонных призматических свай и деревян-
ных свай круглого сечения равным 12, и для деревянных пакет-
ных свай равным 6; JCB — момент инерции сечения сваи в см4;
£св — динамический модуль упругости материала сваи, принимае-
мый равным для железобетона 2,5- 10е кгс/см2 и для дерева 0,75 X
X 106 кгс/см2; 10 — условная глубина защемления сваи в грунте
см.
Для жестких свай (при-^j- 15, где 1СВ — глубина погружения
сваи в грунт) 10 = 0,4/св; для гибких свай (при -^~->15^ вели-
чина 10 определяется в зависимости от коэффициента С жесткости
грунтов, пройденных сваей (см. табл. 17); для железобетонных
свай при С — 200 тс/м3 /0 = 8d; при С = 400 тс/м3 I 0= Id и при
С — 600 тс/м3 /0 = 6d, где d — размер стороны сечения сваи в см;
для деревянных свай величина 10 принимается на 25% меньше, чем
для железобетонных.
Расчетная жесткость основания при угловых колебаниях, опре-
деляемая его жесткостью при равномерном сжатии и расположением
свай,
= г2. (41)
Здесь Kznp = AzPo — приведенный коэффициент жесткости осно-
вания при равномерном упругом сжатии в тс/м; Кг — коэффициент
жесткости основания по грунту в тс/м; 0О— коэффициент приведе-
ния жесткости системы с распределенными параметрами к жестко-
сти системы с одной степенью свободы.
Жесткость основания по грунту определяется как сумма жестко-
стей, создаваемых упругим сопротивлением грунта, развивающимся
в плоскости подошвы и по боковым граням условного массива грунта,
размеры и форма которого принимаются такими же, как при стати-
ческом расчете свайных фундаментов по деформациям (см. СНиП
П-Б.5-67).
Площадь подошвы условного массива
I 21 <рн V
+ , (42)
площадь боковой поверхности
SH = 4ZCBr^, (43)
где FK — площадь контура, ограниченного наружными гранями
свай, в м2, 1СВ — глубина погружения сваи в грунт в м; <р"р — сред-
невзвешенное нормативное значение угла внутреннего трения для
слоев грунта, пройденных сваями (<рср = / —; Ц—толщина
*св
Слоя, в пределах которой величина <р" постоянна).
159
При этом
Kz = KZ1 + Кя; ^zi — CZFM', ^zi= 0,35C2 cpSM, (44)
где Kzl, Кгг — коэффициенты жесткости основания по грунту,
обусловленные, соответственно, его сопротивлением в плоскости
острия свай и по боковым граням условного массива.
Коэффициент упругого равномерного сжатия для грунта, зале-
гающего в плоскости острия свай, в тс/м8;
С2 = С0<|/^. (45)
Средневзвешенное значение коэффициента упругого равномер-
ного сжатия для слоев грунта, пройденных сваями, в тс/м8:
Огер = ^0срХО j/"• (46)
Здесь Со — упругая характеристика грунта, залегающего в пло-
скости острия свай (табл. 17); СОср = ; COi—значения уп-
ругой характеристики Со (табл. 17), относящиеся к слоям грунта,
пройденным сваей; рст — величина статического давления, переда-
ваемого на основание условного массива в тс;
п ___ бет бр + Сев + брр
Рст FM
где GCT, Gp, GCB, Grp — вес станка, ростверка, свай и грунта соответ-
ственно; приближенно можно принимать Grp = FM/CEyrp, угр —
вес единицы объема грунта в тс/м3. Коэффициент х0, учитывающий
влияние величины площади подошвы на коэффициент С2, опреде-
ляется по табл. 34.
Таблица 34
Значения коэффициента х0
рм, м« FM. м* х0 FM, м. Хо FM. м» Хо
5 2,79 20 1,89 40 1,63 200 1,28
10 2,27 25 1,8 50 1,57 300 1,23
15 2,03 30 1,73 100 1,4
Коэффициент ро приведения жесткости системы с распределен-
ными параметрами к жесткости системы с одной степенью свободы
зависит от величин
v2 _ (Kzi + KzzHcB-IO3 „ „2 _ Kzi
св пЕсвГсв И т1св - К22 ’
где 1СВ — глубина погружения сваи в грунт в м; FCB — площадь
поперечного сечения одной сваи в см2; Есв — модуль упругости
160
материала свай в кгс/см2; в первом приближении можно принимать
ро = 0,4-т-0,65 — меньшие значения при относительно больших ХсВ
(3—4) и меньших г]св «1); большие значения при меньших Хе»
(1,2—2,5) и больших т|св (>1); крайние значения: при xL = 1 Ро = I
(независимо от т^в) и при t)c2B = оо и х?в = 4,2 ро ==» 0,2.
Для фундаментов на резиновых ковриках расчетная жесткость
основания определяется по частоте колебаний /г:
Кг = (2л/г)8Л4; = (47)
ЬХ
значения коэффициента см. в табл. 37.
Жесткость опор блока при угловых колебаниях при расположе-
нии ковриков по всей площади подошвы станины
= (48>
где LK — длина ряда ковриков, расположенных параллельно пло-
скости колебаний, в см.
При расположении ковриков рядами жесткость опор блока при
угловых колебаниях в плоскости, параллельной направлению рядов,
определяется по этой же формуле; при колебаниях в перпендикуляр-
ной плоскости
(49)
где FKB — полная площадь ковриков; F, — площадь i-ro ряда
ковриков; у, — расстояние в см от оси i-ro ряда до центра жесткости
системы в плоскости, параллельной плоскости колебаний.
Для фундаментов на пружинах определение величин Кг> Кх
и Ко см. гл. III части II.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ОТ СИЛОВЫХ ФАКТОРОВ,
ДЕЙСТВУЮЩИХ В СТАНКЕ
Уровень колебаний при реверсах, от вращения неуравновешен-
ных деталей или оправок с инструментом и т. п., а также углы на-
клона станка при перемещении тяжелых узлов могут ограничивать
возможность использования виброизолирующих опор и определять
необходимость установки станка на специальный виброизолирован-
ный фундамент и размеры фундамента *.
Амплитуды относительных колебаний, возникающих между
инструментом и деталью при реверсах в станках с возвратно-посту-
пательно перемещающимися узлами (например, в шлифовальных),
можно вычислять непосредственно по записям ускорений узла или
пересчетом соответствующих амплитуд, измеренных при испытаниях
Данного станка. При этом можно использовать общую методику
* Для станков, устанавливаемых на фундаментах на естественном или свайном
основаниях. амплитуды колебаний от возмущений, действующих в станке, не опре-
деляются.
И В. В. Каминская ’^1
расчета колебаний несущих систем при импульсных возмущениях.
При непосредственном расчетном определении максимальных ампли-
туд относительных колебаний инструмента и детали можно исполь-
зовать формулу [61
i=n
^отн шах
где S (pi) — спектральная плотность импульса сил инерции, дей-
ствующего при реверсе на частоте р, собственных колебаний системы,
в кгс-с; 6,-, К (р^ — логарифмический декремент колебаний и соот-
ветствующий коэффициент передачи системы на частоте р,-.
В общем случае величины Л (р;) определяются по эксперимен-
тальным или расчетным амплитудно-частотным характеристикам
системы.
При относительно плавном реверсе, когда в спектре импульса
сил инерции не содержится высокочастотных составляющих *,
а ~ 1^(Р1)|т]У1 m
UOTH max ~ рЩ •
Здесь S (pj—спектральная плотность импульса сил инерции на
частоте р} (рх = 2nf1) собственных колебаний станка относительно
основания, возбуждаемых при реверсе; ух — коэффициент передачи
на частоте рх собственных колебаний станка в плоскости реверса,
определенный экспериментально; т] — коэффициент, учитывающий
связанность горизонтальных и угловых колебаний системы; при
движении реверсируемых узлов в вертикальной плоскости г] 1;
при движении реверсируемых узлов в горизонтальной плоскости
-1+х)(^-1+,<
Кх
при р = рх
(51)
П =
х Кх-Мрг
Н, Нх — расстояния от плоскости опор (подошвы станка или фун-
дамента) до плоскости направляющих станины (где измеряются
амплитуды колебаний станин) и до плоскости, в которой действует
возмущение.
Величина импульса сил инерции Q определяется массой т и
скоростью перемещения узла, а спектр импульса — его формой,
т. е. законом изменения силы инерции R = mj во времени (т —
масса реверсируемого узла; j — ускорение при реверсе). Поэтому
для определения спектральной плотности импульса сил инерции
необходима соответствующая обработка записей ускорений стола
* Амплитуда колебаний станины, вычисленная по формуле аст = -—»
представляет собой не максимальную величину смещения станины при импульсном
возмущении, а только максимальную амплитуду колебаний с частотой Р1 [6].
162
при реверсах. Методика определения спектральной плотности им-
пульсов разной формы, используемая при технических расчетах
станков, изложена в работе [6].
Более простым является определение максимальных амплитуд
относительных колебаний инструмента и детали путем пересчета
величин аотнтах1, измеренных непосредственно на данном станке
ранее, при какой-то другой установке. При этом, если реверс до-
статочно плавный, то
а М,р^2
“отн max ~ “out maxi Л^рр^ '
где Л1), Pi, T)i—масса системы, частота собственных колебаний
и коэффициент, учитывающий связанность колебаний, при той
установке станка, при которой производилось измерение вели-
чины Оотншахь ТИ2, р2, — масса системы, частота собственных
колебаний и коэффициент т] при рассматриваемом варианте уста-
новки станка.
При резком реверсе с помощью такого пересчета определить
максимальные амплитуды относительных колебаний нельзя.
Амплитуды относительных колебаний инструмента и детали при
обработке неуравновешенных деталей или неуравновешенным ин-
струментом, как правило, незначительны, и в этом случае опреде-
ляющими являются максимальные амплитуды колебаний станин,
ограничиваемые из тех же соображений, что и для станков нормаль-
ной точности (см. гл. III, ч. I).
Максимальные амплитуды колебаний станин при частоте возму-
щения f, не совпадающей с резонансными частотами системы fc
(f2, fx или /0)
а ________________!____
стпих 4л2/2Л4 /,Л\
\ )
где R — амплитуда возмущающей силы от неуравновешенности;
т] — коэффициент, учитывающий связанность горизонтальных и
угловых колебаний.
При совпадении или близости частот f и Д амплитуды колебаний
станины оказываются существенно больше:
__ R л
°сттах~ 4л2/2М ’б’’1’
В этом случае целесообразно несколько изменить параметры
опор.
Для станков с двигателями мощностью более 10 кВт необходимо
определять амплитуды колебаний в опорах п0П, вызываемых вклю-
чением тока при пусках двигателя или коротким замыканием. В этом
случае
И
163
Здесь Мп — расчетный момент, принимаемый равным: при пуске
двигателя 2Л4н, где М„ — вращающий момент при установившемся
рабочем режиме; при коротком замыкании Мп 8U7 кгс-м, где
W — мощность двигателя в кВт; Д6м — угловая жесткость при
колебаниях в плоскости действия момента Л4П; г — расстояние от
центра жесткости до опоры, в которой определяются амплитуды
колебаний. Величины аоп не должны превышать 5 мм при пуске
двигателя и 10 мм при коротком замыкании [8].
Вычислив для предварительно выбранного варианта установки
величины атах и сравнив их с допустимыми, можно оценить допу-
стимость установки на упругие опоры и определить или скорректи-
ровать размеры фундаментного блока.
Допустимые амплитуды относительных колебаний инструмента
и детали назначаются в зависимости от допуска на отклонение формы
поверхности детали, обрабатываемой на станке данного класса
точности и размера. Отклонения формы поверхностей деталей, обра-
батываемых на станках, регламентируются ГОСТ 10356—63. С умень-
шением номинального размера обрабатываемой поверхности значе-
ния предельных отклонений формы уменьшаются, поэтому при опре-
делении допустимых значений амплитуд относительных колебаний
инструмента и детали следует исходить из допуска на отклонения
формы обрабатываемых деталей меньших размеров.
Для зубообрабатывающих станков допустимые амплитуды отно-
сительных колебаний определяются величинами допусков на про-
филь и направление зуба (например, по ГОСТ 1643—72) в зависи-
мости от степени точности и минимального размера зубчатых колес,
обрабатываемых на станке. Для данных расчетов допустимая ве-
личина амплитуды относительных колебаний может приниматься
равной половине соответствующего допуска.
В тех случаях, когда предельные отклонения формы деталей не
оговариваются, или если величина этих отклонений существенно
больше высоты 7?г [или (4-4-5) микронеровностей для того класса
шероховатости, который должен быть получен на станке, допусти-
мые амплитуды импульсных относительных колебаний инструмента
и детали целесообразно принимать примерно равными половине
величины Rz.
Минимально необходимая масса станка вместе с фундаментом М'
ориентировочно может быть определена исходя из того, что умень-
шение амплитуд колебаний примерно пропорционально увеличению
массы *:
М' = М .
ацап
* При уменьшении амплитуд колебаний станины в результате установки станка
на дополнительный бетонный блок (за счет увеличения массы и жесткости станины),
уменьшаются амплитуды относительных колебаний на частотах, соответствующих
собственным частотам колебаний системы, определяемых колебаниями станины и
станка на опорах. Если в спектре возмущений уровень высокочастотных составляю-
щих значителен, амплитуды относительных колебаний могут остаться достаточно
большими [6].
164
Угол наклона станка от веса перемещающихся узлов в зависи-
мости от частоты собственных колебаний fz для случаев установки
станка на резинометаллических опорах, на фундаменте на ковриках
или пружинах
(52)
где бд, G — вес перемещающегося узла и вес станка (или станка
с фундаментом), ДА — путь перемещения узла, в см; Lo — рас-
стояние между крайними опорами, в см; kam — динамический
коэффициент жесткости — отношение жесткости упругой опоры при
колебаниях к жесткости при статическом нагружении.
Коэффициент принимается равным при четырех опорах 50 см/с,
при шести опорах — 75 см/с и при восьми опорах — 90 см/с.
При использовании обычных фундаментов угол наклона станка
может определяться не только перемещением узлов станка, но и
наклоном фундамента в результате неравномерной осадки грунта,
вызываемой, например, наездом кранов на расположенные рядом
со станком колонны. Величины углов наклона станка в результате
осадки фундамента от нагрузок, действующих на соседние фунда-
менты (машин или элементов здания), могут быть вычислены по
общей методике расчета осадок с учетом влияния соседних фунда-
ментов 138]. При этом если расчет ведется на подвижные нагрузки
в формулы подставляется не модуль общей деформации, а модуль
упругости грунта.
Допустимые величины углов наклона должны оговариваться
в паспортах станков. В большинстве случаев углы наклона, возни-
кающие при перемещении узлов станков средних размеров, не пре-
пятствуют нормальной работе на станке; однако они затрудняют
сборку и юстировку станков. В этом случае целесообразно приме-
нять упруго-жесткие опоры.
проверка правильности выбора способа
И ПАРАМЕТРОВ ВИБРОИЗОЛЯЦИИ
При проверке правильности выбора способа и параметров вибро-
изоляции вычисляются амплитуды относительных колебаний инстру-
мента и детали, вызываемые: 1) вертикальными регулярными коле-
баниями основания на частотах наиболее интенсивных источников
возмущений и на частоте, соответствующей частоте собственных
колебаний системы (г\ 2) горизонтальными регулярными колеба-
ниями основания на частотах наиболее интенсивных источников
возмущений и на частотах, соответствующих частотам собствен-
ных колебаний системы Д и /е; 3) импульсными колебаниями
основания (в случае, если рядом с рассматриваемым участком
имеется источник интенсивных импульсных колебаний, например
молот).
165
Амплитуды относительных колебаний инструмента и детали,
вызываемых регулярными колебаниями основания на частоте ft
^ОТН ®С1То Л » (53)
'О
где у0 — коэффициент передачи колебаний станины в зону резания,
измеренный на частоте f0; йст — амплитуды колебаний станины.
При определении амплитуд аотн колебаний, вызываемых верти-
кальными колебаниями основания, в формулу (53) подставляют
амплитуды вертикальных колебаний станины астг и величины уОг
и /ог; вызываемых горизонтальными колебаниями — амплитуды
горизонтальных колебаний станины в плоскости направляющих остх
и величины уох и fox,e.
Амплитуды колебаний станины на частоте f при установке станка
на резинометаллических опорах, на фундаменте на резиновых
ковриках или на пружинах
Л ГШЕу
~ / \ fz^ /
<7стг = Фг I / т /j_ б \2; (54)
г \
Л 1+(гЧ-)2
йсгл а?х "1/ / р \2 / f g \2 1Ь.0- (55)
Г
Коэффициент 1] можно определять по формуле (51), принимая
Нх — 0 и р = 2лД, е.
При установке станка на фундаменте на естественном основании
°ст г = Of г -’ (56)
]/('-?) +4"=,,ф‘
йст X — afx /- — Р . 2 — Т1е» (57)
гдеФг и Фх—модули затухания колебаний фундамента (см. табл. 18).
При установке станков на фундаментах на свайном основании
анплитуды горизонтальных колебаний станины
=. (58)
у ( I
Величина t|xpe3 приближенно принимается не зависящей от ма-
териала свай и грунта и равной 8.
166
Амплитуды горизонтальных колебаний вычисляются только на
нижней собственной частоте связанных поступательных горизон-
тальных и угловых колебаний системы станина—фундамент; при
определении так же, как в предыдущем случае, принимается Нх =
= 0. Амплитуды колебаний, вызываемых импульсными колебаниями
основания, определяются по методике, изложенной в работе [6].
Максимальные амплитуды колебаний инструмента и детали
«отнп,ах~£|ЭД A(Pf)^-
В данном случае S (р,) — спектральная плотность импульса ко-
лебаний основания на частоте р, собственных колебаний системы;
6,-, А (Р/) — логарифмический декремент колебаний и коэффициент
передачи колебаний от основания в зону резания на частоте р,.
Импульсные колебания основания чаще имеют форму, прибли-
жающуюся к форме полуволны синусоиды или затухающей сину-
соиды.
Модуль спектра для этих импульсов определяется по формулам:
для импульса в форме полуволны синусоиды длительностью т с
при ы0 = -2-
|-ЭД|= Z12/V/0SZ; {59)
\ “о /
для импульса в виде затухающей синусоиды при частоте ю0 и де-
кременте колебаний 60
Здесь h — максимальная величина импульсного перемещения ос-
нования в мкм.
Величины К (pi) в общем случае определяются по эксперименталь-
ным или расчетным амплитудно-частотным характеристикам си-
стемы [6]. Однако, если спектральная плотность импульсов колеба-
ний основания на частотах, существенно превышающих собственные
частоты колебаний станка на опорах, незначительна, для расчета
можно использовать экспериментальные значения коэффициентов
передачи у.
При этом максимальные амплитуды относительных колебаний,
вызываемые вертикальными колебаниями основания,
аОтн max 15 (Рг) | ргТг, где Р2 = 2л/2 и тг = у20-^-> (61)
'г0
максимальные амплитуды относительных колебаний, вызывае-
мые горизонтальными колебаниями основания,
«отн max IS (ре) | РеУ:М, где ре = 2л/е; ух = ух0 - (62)
1x0
167
Коэффициент т] определяется по формуле (51) при Нх — 0; дЛ
свайных фундаментов можно принимать tj = 1; уг0 и уд0 — киэффи.
циенты передачи, определенные экспериментально для данного j
станка на частотах f20 и fx0.
Параметры колебаний основания h, w0 и 60 могут быть уставов-1
лены по записям соответствующих колебаний или заданы ориенти-
ровочно, поскольку величины <оо и 60 определяются собственной
частотой и затуханием колебаний фундаментной плиты или фунда-
мента — источника возмущений (например, молота) и в данных
конкретных условиях могут быть известны.
Если спектральная плотность возмущения в диапазоне частот
выше собственных частот колебаний станка на опорах и, в особен-
ности, на частотах собственных колебаний узлов станка, расположен-
ных на станине, значительна, то необходим расчет по общей формуле.
Вычисленные величины максимальных амплитуд колебаний
сравнивают с допустимыми. Если вычисленные величины окажутся
больше допустимых, то подбирают другие параметры опорных эле-
ментов или другой способ виброизоляции (например, вместо фунда-
мента на резиновых ковриках фундамент на пружинах). В том слу-
чае, если ни один из приемлемых в данных условиях способ вибро-
изоляции не дает желаемого результата, рассматриваемый участок
следует считать непригодным для размещения прецизионного обо-
рудования.
Для случая установки станков средних размеров на виброизо-
лир)ющих опорах качество виброизоляции может быть проверено
с помощью специального эксперимента. При этом импульсные ко-
лебания основания возбуждаются броском болванки весом 20 кгс
с высоты 1 м на расстоянии 0,5 м от передней поверхности и на рас-
стоянии 0,5 м от боковой поверхности станка. Броски болванки
производят во время обработки. Обработанная поверхность атте-
стуется. При правильно выбранных параметрах опор на поверх-
ности детали не должны наблюдаться какие-либо дефекты, вызван-
ные импульсными колебаниями основания.
Глава III. СРЕДСТВА ЕИБРОИЗОЛЯЦИИ
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Виброизоляция станков может осуществляться установкой на
упругие опоры на полу цеха, или установкой на упруго опертый
фундаментный блок. При установке на полу используются виброизо-
лирующие опоры и подкладки, которые могут размещаться непосред-
ственно под станиной или, в некоторых случаях, под вспомогатеть-
ной плитой, на которую станок устанавливается с целью повышения
жесткости станины или изменения расположения опорных точек
(рис. 59).
Виброизоляцию с помощью ynpj го-опертого вспомогательного
блока осуществляют в двух вариантах — опорном и подвесном
(рис. 60). Применяют различные способы опирания блока — по всей
168
длине (на естественном или свайном основаниях, на подушках из |
песка, шлака, на слое битума, на подкладках из пробки, войлока j
и т. п.) и в отдельных точках (на стальных пружинах, на резиновых
пластмассовых, комбинированных
резино-металлических и т. п. виб-
роизоляторах).
Из всего разнообразия средств
виброизоляции и виброизолирую-
щих материалов наибольшее рас-
пространение получают те, для
которых можно заранее надежно
определить и реализовать задан-
ные параметры виброизоляции.
Поэтому, хотя известно, что в
ряде случаев положительные ре-
зультаты обеспечиваются, напри-
мер, при опирании фундаментного
блока на слой песка, на войлоч-
ные или пробковые маты, на
битум и т. п., эти способы уста-
новки применяются все же доста-
точно редко. Кроме того, там,
где это возможно, стараются при-
менять виброизоляторы, серийно
номенклатура которых в последние годы существенно увеличи-
лась [32].
В настоящей главе рассматриваются только основные рекомен-
дуемые средства виброизоляции станков в объеме, необходимом для
Рис. 59. Схемы виброизоляции с по-
мощью виброизолирующих опор при
установке станков на общей плите
цеха:
а — на опорах, расположенных непосред-
ственно под станиной; б — на опорах,
расположенных под вспомогательной пли-
той
выпускаемые промышленностью,
Рис. 60. Схемы виброизоляции с помощью упруго опертого вспомогательного
блока:
а, б — опорные варианты — блок опирается по всей длине (о) и на отдельные виброизоля
торы (6); в — подвесной вариант
общего представления и для непосредственного решения основных
практических задач. Более подробные сведения о различных сред-
ствах виброизоляции, применяющихся и для станков, приведены
в работах [29, 32].
169
j
I
I
I
I
[
I
I
I
I
j
I
I
I
\
ОПОРЫ ДЛЯ ВИБРОИЗОЛИРУЮЩЕЙ
УСТАНОВКИ СТАНКОВ
—
Chipmaker.ru
Ц
В
Рис. 61. Равночастотная резинометалличес-
кая опора
настоящее время известно значительное количество виброизо-
лирующих опор, различающихся материалом упругого элемента
(резиновые, резинометаллические, металлические с пружинами и из
объемной проволочной сетки, из фетра, пробки и т. п.) и конструк
тивными признаками [6, 291. Большинство этих конструкций имеют
линейную характеристику и обеспечивают получение fz 10
при нагрузках 100—4000 кгс.
Основные конструкции отечественных резинометаллических
опор — равночастотные опоры ОВ-31 и ОВ-33 (рис. 61). Для равно
частотных опор жесткость
примерно пропорциональна
нагрузке, и поэтому частота
собственных колебаний стан
ка мало зависит от нагрузки
на опору. Это существенно
упрощает подбор опор, так
как не нужно вычислять опор
ные реакции от веса станка,
и требуется только опреде
лить, не превышает ли на-
грузка на опору предельно
допустимую. Преимущества
ми равночастотных опор по
сравнению с опорами с ли
нейной характеристикой яв
ляется и то, что изменение
веса детали или перемеще-
ние тяжелых узлов станка не вызывает перегрузки опор, один
типоразмер может использоваться для установки разных машин и
т. п. Частотные характеристики равночастотных резинометалличе-
ских опор приведены на рис. 62.
Опора ОВ-31 выпускается в нескольких вариантах. Для сниже-
ния частоты собственных колебаний при нагрузках на опору 200 —
300 кгс и для увеличения демпфирования в упругий элемент вводится
демпфер жидкостного трения; при этом 6 = 0,5-ь0,7 (без демпфера
6 = 0,4-г-0,6). Частотная характеристика опоры с демпфером пока
зана на рис. 62 (кривая 2).
Для того чтобы жесткость опоры в горизонтальной плобкости
была различной в разных направлениях, что важно для станков
с тяжелыми реверсируемыми узлами, в опору может быть вставлен
специальный вкладыш. При наличии вкладыша соотношение жест-
k.
костей в вертикальном и горизонтальном направлениях
= 1,5; ^ = -^- = 2; для опоры без вкладыша ^1&=2,5.
размеры опоры ОВ-31: диаметр D = 142 мм; высота без
170
z _.
~ ъ
Основные
вкладыша
Н = 47 мм; с вкладышем Н = 50 мм; регулировочный болт
Д116.
Опоры ОВ-ЗО имеют характеристику, близкую к линейной, и мо-
гут обеспечить значение частоты собственных колебаний в вертикаль-
ном направлении f2 Ю-т-11 Гц при нагрузках до 5000 кгс [30].
Опоры ОВ-ЗО применяются в тех случаях, когда нужно получить
Рис. 62. Частотные характеристики равночастотных
резинометаллических опор:
/ и 2 — ОВ-31 (/ — опора без демпфера; 2 — с демпфером); 3,
4, 5 — ОВ-33
значения частот, отличные от получаемых с помощью равночастот-
ных опор. Частотные характеристики опор ОВ-ЗО-1 приведены
в табл. 35. Основные размеры опор: диаметр D = 105 мм, высота Н =
— 43 мм; регулировочный болт М12.
Таблица 35
Основные характеристики опор ОВ-ЗО-1
Тип опоры У Нагрузка в кгс при собственной частоте, Гц Наибольшая рабочая на- грузка, кгс
12 15 18 22
ОВ-30-1-Г 2,8 2,4 250 160 100 63 400
ОВ-ЗО-1-2 1,9 1,4 400 250 160 100 600
ОВ-30-1-3 2,0 1,6 630 400 250 160 1000
Примечание. В числителе значения определенные при деформации сжатия
1,5 мм, в знаменателе — при 3 мм.
Логарифмический декремент колебаний для опор ОВ-ЗО-1
б = 0,44-0,6.
Каждую опору из устанавливаемых под станком, подбирают по
табл. 35 так, чтобы при той нагрузке, которая действует на данную
опору от веса станка, обеспечивалась заданная частота собственных
колебаний станка на опорах. Нагрузка на опоры может опреде-
171
Свайные фундаменты (рис. 64) применяются, когда площадка
сложена сильно или неравномерно сжимаемыми грунтами, которые
не разрешается использовать в качестве естественного основания;
когда требуется уменьшить угол наклона при перемещении узлов
или амплитуды колебаний, а также при ограниченных габаритах
подземной части фундамента; наличие свай всегда снижает уровень
колебаний фундамента.
Для свайных фундаментов под точные металлорежущие станки,
как правило, применяют призматические железобетонные сван.
Применять полые круглые сваи
Таблица 36
Максимально допустимый шаг свай
Длина сваи, м Шаг сван при норма- тивном угле внутрен- него трепня <рп (см. табл. 1б)
До 20° 20—30° Cn. 30°
До 6 6d 7,5d 9d
6—10 7,5d 9d lid
Св. 10 9d lid 13d
не разрешается, так как при этом
уровень горизонтальных колеба-
ний фудамента, вызываемых коле-
баниями основания, оказывается
выше. Применять деревянные сваи,
снижающие уровень колебаний,
допустимо, если положение уровня
грунтовых вод позволяет избе-
жать загнивания свай. Количество
и размеры свай назначаются по
их несущей способности в соот-
ветствии с указаниями СНиП
П-Б.5-67 и проверяются расчетом
на колебания..
Для уменьшения уровня колебаний рекомендуется по возмож-
ности уменьшать размеры сечений свай, сокращать их количество
и увеличивать шаг и длину. Шаг свай — расстояние между их
осями — должен быть не менее 3d (d — размер стороны сечения сваи)
и не более величин, указанных в табл. 36.
При возведении фундаментов на площадках, сложенных слабыми
грунтами, подстилаемыми более плотными, рекомендуется погружать
сваи в слой плотных грунтов на 1—1,5 м.
ФУНДАМЕНТЫ НА РЕЗИНОВЫХ КОВРИКАХ
Виброизолирующий фундамент на резиновых ковриках (рис. 65)
представляет собой бетонный короб, заглубленный в грунт, внутри
которого размещается фундаментный блок на упругих прокладках
из резиновых ковриков* КВ1 и КВ2 [30].
Коврики КВ1 и КВ2 изготовляются из маслостойких резин с ма-
лой ползучестью. Характеристики ковриков приведены на рис. 66
и в табл. 37.
Коврики КВ1 и КВ2 могут обеспечить частоты f2^94-U Гц.
в широком диапазоне нагрузок. Если нужно получить меньшие
значения /2, то коврики можно укладывать в несколько слоев; при
этом f. уменьшается в | и раз (п — число слоев); логарифмический
декремент колебаний 6 = 0,44-0,7.
* Использовать для прокладок листовую резину не рекомендуется, так как при
этом сложно обеспечить получение требуемых параметров системы виброизоляции.
174
Площадь FKn прокладок, которые укладываются под бетонный
блок, определяется в зависимости от частоты fz и веса G станка с
блоком:
где Pfz — удельная нагрузка в кгс'см2, соответствующая частоте
В большинстве случаев требуемая площадь прокладок меньше,
чем площадь подошвы фундаментного блока, устанавливаемая по.
-*: - .. ~ г-уи.- .ю- > о--и л о у у
Рис. 65. Фундамент на резиновых ковриках
габаритным размерам станка в плане, и коврики укладываются не
под всей подошвой, а рядами на соответствующих постаментах (см.
рис. 65). Обычно ширина каждого ряда принимается равной размеру
стороны коврика (350 мм). При выборе расположения и типа коври-
ков следует исходить из требуемй частоты горизонтальных и угловых
колебаний системы виброизоляции (fx;e)' и учитывать, что горизон-
тальная жесткость ковриков КВ1 во всех направлениях одинакова,
а ковриков КВ2 — разная (табл. 37).
Рис. 66. Частотные характеристики резиновых ковриков
Если необходимо уменьшить связанность колебаний по разным
координатам, коврики располагаются не в плоскости подошвы фун-
даментного блока, а в плоскости центра тяжести системы. Для
этого короб выполняют со специальными опорными выступами,
а блок — с опорными консолями. Возможность осуществления та-
кого варианта ограничивается удельными нагрузками на коврики
(в этом случае вся нагрузка воспринимается только одним рядом
ковриков, расположенных по краям блока).
175
Таблица 37
Основные параметры ковриков КВ1 и КВ2
Тип коврнка Высота в иеиагру- женном состоянии, мм Тип коврика Высота в неиагру- женном состоянии, мм ^х £
КВ1-1 21 1,5 1.4 КВ2-1 . - . 21 1,8 3,4 1,1 2,3
1,1 0,6 0,6 0,7
КВ1-2 . . . 21 КВ2-2 - . - 26 2/3 2J
КВ1-3 . . 21 1,3 1,0 КВ2-3 . . . 26 1,3 1,7 1,2 1,5
Примечание. В числителе даны значения £ для ковриков КВ1 и КВ2-1 при
сжатии 1.4 мм; для ковриков КВ2-2 —1.8 мм и для КВ2-3 — 2,1 мм; в знаменателе £ соот-
ветственно при сжатии 3; 3,9 и 4,5 мм.
Рис. 67. Примеры использования
прокладок из ковриков для уста-
новки станков:
а — на винтовых опорах; б — на кли-
новых опорах
Фундаменты на ковриках имеют некоторые преимущества перед
пружинными фундаментами — блок может быть сделан меньше;
конструкция фундамента проще; стоимость резиновых ковриков
значительно ниже стоимости пружинных виброизоляторов; демпфи-
рование фундамента на ковриках
существенно больше пружинного
ит. п. Однако заданные параметры
виброизоляции удается реализовать
только при соответствующей техно-
логии изготовления. Обычно при
отливке фундаментного блока для
равномерного распределения наг-
рузки на коврики бетон заливается
непосредственно на поверхность
прокладок, покрытую гидроизоля-
ционным материалом и тонким
железным листом. При этом бетон
должен укладываться по всей поверх-
ности равномерно и равномерно уплот-
няться. Недопустимо попадание бе-
тона в пазы ковриков; если это случилось, то пазы необходимо
прочистить. Расстояние между блоком и коробом как по боковым
сторонам, так и по подошве должно быть достаточным для
того, чтобы можно было наблюдать за состоянием ковриков и, в слу-
чае необходимости, прочистить или сменить их. По техническим
условиям срок службы ковриков 15 лет.
Прокладки из ковриков КВ1 и КВ2 могут использоваться не
только для установки под фундаментные блоки, но и для непосред-
ственной установки станков при отсутствии соответствующих виб-
роизолирующих опор. Возможные способы установки станков на
прокладках показаны на рис. 67. Площадь прокладок определяется
.176
по частоте собственных колебаний станка на опорах fz и весу
станка.
При сплошном опирании фундаментного блока, размещенного
в коробе, кроме прокладок из резины могут использоваться про-
кладки из пористой резины, пробки, пластмассы, войлока, фетра,
стекловолокна, из песка, заключенного в тонкостенную металличе-
скую коробку и т. п. В ряде случаев прокладки размещают и по бо-
ковым граням фундаментного блока. При всех этих способах уста-
новки оценить ожидаемую эффективность виброизоляции практи-
чески невозможно; данные эксплуатации таких фундаментов не-
многочисленны и не могут быть обобщены. Известны конструкции,
в которых предусмотрены два варианта опирания блока — на пес-
чаную подушку и на пружины. Если установка на песке не дает
желаемых результатов, песок можно удалить вымыванием и блок
останется подвешенным на пружинах [50].
ФУНДАМЕНТЫ НА ПРУЖИНАХ
Фундаменты на пружинах являются самым совершенным, но
в то же время и самым дорогим средством виброизоляции. Достоин-
ства фундаментов на пружинах определяются особенностями пру-
жин. Стальные пружины допускают большие статические упругие
перемещения (до 350 мм), поэтому с помощью пружин могут быть по-
лучены весьма низкие частоты собственных колебаний виброизоли-
рованной установки. Пружины могут быть точно рассчитаны и из-
готовлены для получения любой заданной (линейной и нелинейной)
характеристики; они могут работать при различных температурах,
ползучесть стальных пружин пренебрежимо мала. Чаще используют
спиральные пружины, навиваемые из круглого прутка. При отсут-
ствии оборудования для навивки используют пружины с витками
прямоугольного сечения, изготовляемые точением или фрезерова-
нием. Так как для стальных спиральных пружин характерно низкое
демпфирование (б = 0,05), в большинстве случаев они работают
в комплекте с демпферами.
Фундаменты на пружинах применяют для виброизоляции машин
давно, и вопросы их расчета и проектирования достаточно хорошо
разработаны. При проектировании фундаментов на пружинах следует
иметь в виду, что хотя их стоимость и высока, но поскольку они
используются для виброизоляции особо точных станков, стоимость
фундамента все же не превышает 10—20% стоимости станка, и по-
тому должны быть приняты все меры для того, чтобы обеспечить ма-
ксимально возможную эффективность виброизоляции — должна
быть выбрана соответствующая конструктивная схема, подобрано
расположение пружин и демпферов так, чтобы исключить связанность
колебаний по различным координатам и т. п.
Виброизолированный фундамент на пружинах (рис. 68) представ-
ляет собой фундаментный блок, размещенный внутри ограждающего
коре ба и связанный с коробом через виброизоляторы. При этом воз-
можны два варианта — опорный (см. рис. 60, б), когда виброизоля-
12 в. В Каминская 177
торы расположены под блоком (под подошвой или под специальными
опорными консолями), и подвесной (см. рис. 60, в), когда фунда-
ментный блок подвешен на пружинах, закрепленных выше его
подошвы. Наиболее распространены опорные варианты; подвесные
применяются при очень низких частотах собственных колебаний.
Иногда в одном коробе размещается несколько виброизолированных
блоков.
При проектировании фундаментов на пружинах основные пара-
метры системы виброизоляции — частота собственных вертикаль-
ных колебаний и ориентировочные размеры, т. е. масса фундамент-
Рис. 68. Фундамент на пружинах
ного блока, должны быть заданы па основе соображений, изложен-
ных в гл. II части II.
По этим данным должны быть определены количество, располо-
жение и жесткость упругих элементов и демпферов, а затем прове-
рена правильность полученных результатов — вычислены собствен-
ные частоты колебаний системы и амплитуды колебаний от возмуще-
ний, действующих в станке. Общая суммарная жесткость вибро-
изоляторов при вертикальных колебаниях определяется по частоте fz
и массе М станка вместе с фундаментным блоком:
Kz = 4n2fiM.
Число виброизоляторов п выбирают из соображений удобства
их размещения и установки. Обычно все упругие элементы прини-
маются одинаковыми. Тогда жесткость каждого виброизолятора
в вертикальном направлении
178
Для виброизоляторов используются как одиночные цилиндри-
ческие пружины, так и составные (концентрические) пружины сжа-
тия. Для одиночных пружин по значению kz и величине нагрузки
на пружину Р — -~ (G — вес станка с блоком) по общим форму-
лам, используемым для расчета пружин (см. [31 ]), определяются
основные размеры пружины: диаметр d проволоки; средний диаметр
D пружины; высота Но ненагруженной пружины и др. (для длинных
пружин при2,5 необходима проверка на устойчивость [31]).
При использовании стандартных пружин или типовых пружинных
виброизоляторов из ассортимента, выпускаемого промышленно-
стью, подбор их также производится по величинам kz и Р. При этом
все параметры пружин известны и в случае необходимости корректи-
руется количество пружин п.
Жесткость у пружины в горизонтальном направлении опреде-
ляется по рис. 69 в зависимости от высоты Нп пружины под нагруз-
кой Р (Нп = Но — X), осадки К пружины под нагрузкой Р, среднего
диаметра пружины D и жесткости k2.
Статическая осадка пружины в см, при которой виброизолиро-
ванная установка имеет заданную частоту собственных колебаний:
, 25
В пружинный виброизолятор могут входить одна или несколько
пружин, состоящих из двух-трех концентрически расположенных
пружин сжатия, совместно воспринимающих нагрузку Р. Полная
12* 179
нагрузка, приходящаяся на одну составную пружину, равна сумме
нагрузок, воспринимаемых составляющими пружинами. Для согла-
сованной работы концентрических пружин необходимо, чтобы были
одинаковыми; высота пружин в предельно сжатом состоянии; на-
пряжения, возникающие вследствие кручения; и индексы составляю-
щих пружин с—^~ 131].
После определения жесткости виброизоляторов в вертикальном
(Z?2) и горизонтальном (kx, ky) направлениях подбирают расположение
виброизоляторов применительно к выбранной конструктивной форме
фундаментного блока.
При выборе формы блока для станков со значительными динами-
ческими нагрузками следует исходить из того, что расстояние между
центром тяжести всей установки и линией действия возмущающей
силы должно быть минимально возможным; при этом уменьшаются
амплитуды угловых колебаний установки. Уменьшение амплитуд
этих колебаний может быть также достигнуто увеличением момента
инерции системы относительно оси вращения.
Виброизоляторы следует располагать так, чтобы был удобен
их монтаж и замена, а также возможность наблюдения за их состоя-
нием в процессе эксплуатации. Для этого необходимо иметь соответ-
ствующие зазоры между блоком и коробом или проходы, обеспечи-
вающие Доступ ко всем виброизоляторам.
В плане виброизоляторы следует располагать так, чтобы их
центр жесткости находился на одной вертикали с центром тяжести
установки. Это условие всегда выполняется при симметричном рас-
положении относительно центра тяжести установки одинаковых виб-
роизоляторов. При этом все виброизоляторы будут иметь одинаковую
статическую осадку и связанность вертикальных колебаний с коле-
баниями по другим координатам исключается.
При несимметричном расположении в плане одинаковых вибро-
изоляторов, если принять начало координат в центре тяжести си-
стемы для того, чтобы вертикальные колебания не были связаны
с другими формами колебаний, необходимо выполнение условий
= 0и = 0, где xt и у,- — координаты центра жесткости i-ro
виброизолятора. Для того чтобы и угловые колебания вокруг вер-
тикальной оси были несвязанными, необходимо выполнение усло-
вия = 0.
Для уменьшения связанности горизонтальных и угловых коле-
баний необходимо стремиться к уменьшению расстояния по вы-
соте между центром жесткости виброизоляторов и центром тяжести
установки (т. е. к выполнению условия z(- = 0). Подбор параметров
такой системы виброизоляции достаточно прост, однако ее практи-
ческое осуществление в большинстве случаев затруднительно.
При применении комбинированных виброизоляторов из пружин
и резиновых элементов, вводимых для увеличения демпфирования
системы, необходимо, кроме того, выполнение условия, чтобы центр
жесткости пружин и центр жесткости резиновых элементов находи-
лись на одной вертикали. При проектировании виброизоляции сле-
180
дует учитывать, что расположение виброизоляторов влияет на ча-
стоты собственных угловых колебаний изолируемой машины —
удаление виброизоляторов в любом направлении от центра тяжести
изолируемой установки повышает, а приближение их к центру тя-
жести — понижает эти частоты.
При выбранных параметрах, расположении виброизоляторов
и конструктивной форме фундаментного блока определяют частоты
собственных колебаний виброизолироваиной установки. При этом
жесткости опор в направлении осей X, Y и Z
Kx = iikx[-, ХУ=Ъ^ Xz = ^kzl.
Угловые жесткости относительно осей х, у, z
п п
Хох == 2 ф" 2 kyl Zki',
п п
Хоу = 2 ф 2 kziXkii
Хог = 2 kyi^ki ф" 2 Uki,
где xki, ук1, zxi — координаты центра жесткости i-ro виброизоля-
тора относительно осей, проходящих через центр жесткости системы.
Координаты центра жесткости относительно центра тяжести опре-
деляются по формулам
%kz= ft? ук = 2 Mi’
Zk = 2 2<.
где хь у,, Zi — координаты центра жесткости i-ro виброизолятора
относительно осей, проходящих через центр тяжести системы.
Обычно в плоскости XY центры тяжести и жесткости совпадают
и вертикальные колебания не связаны с горизонтальными и угло-
выми. При этом хм = х£; yki = yt.
Если частоты собственных колебаний окажутся неприемлемыми
(например, если в станке действуют интенсивные динамические на-
грузки с частотами, близкими к одной из частот собственных коле-
баний), необходимо изменить параметры системы. Снижение соб-
ственной частоты колебаний может быть достигнуто уменьшением
жесткости виброизоляторов, уменьшением расстояния по вертикали
между центром тяжести изолируемой установки и центром жесткости
(величины zfc), приближением в плане виброизоляторов к центру
жесткости, увеличением моментов инерции установки путем добав-
ления дополнительных масс и удаления их от общего центра тяжести.
Для уменьшения колебаний изолируемой установки при пусках
и остановках станка, от случайных причин или при действии низко-
181
частотных импульсных возмущений система внброизоляции должна
обладать достаточным демпфированием. Демпфирование пружинных
виброизоляторов низкое. Для увеличения демпфирования исполь-
зуют комбинированные виброизоляторы (из пружин и резиновых
элементов) или встраивают специальные демпферы, обычно жидкост-
ного трения. Некоторые конструкции демпферов, используемых для
фундаментов на пружинах, и их расчет, а также расчет комбиниро-
ванных виброизоляторов приведены в работе [31]. Для уменьшения
шумообразования под пружины иногда подкладывают звукопогло-
щающие прокладки.
Так как при использовании фундаментов на пружинах углы на-
клона виброизолированной установки под действием веса переме-
щающихся узлов оказываются довольно значительными, для станков,
требующих периодической юстировки, используют упруго-жесткие
опорные элементы, позволяющие быстро переходить от упругой уста-
новки блока, обеспечивающей его виброизоляцию, к жесткой.
В частности, для получения как упругой, так и жесткой установки
блока иногда кроме пружин предусматривают регулируемые жест-
кие опоры, например винты, которые при упругом опирании блока
выводятся из контакта с основанием, а при жестком — вводятся
в контакт и воспринимают значительную часть нагрузки.
Общие указания по проектированию железобетонных элементов
фундамента — подфундаментного короба и фундаментного блока —
аналогичны соответствующим указаниям по проектированию фунда-
ментов станков нормальной точности. При возведении виброизоли-
рованного фундамента первоначально на площадке бетонируется
подфундаментный короб. После снятия опалубки блока устанавли-
вают предварительно сжатые пружинные виброизоляторы. Высота
сжатого виброизолятора должна быть равна его высоте в нагружен-
ном состоянии под действием веса блока и станка. Затем сооружают
опалубку фундаментного блока и бетонируют, укладывая бетонную
смесь горизонтальными слоями без перерывов. По достижении бето-
ном фундаментного блока 70%-ной прочности болты виброизолято-
ров освобождают и опалубку блока снимают.
Глава IV. УСТАНОВКА СТАНКОВ, РАБОТАЮЩИХ
В АВТОМАТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСАХ
ОСОБЕННОСТИ УСТАНОВКИ СТАНКОВ
АВТОМАТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ
Автоматизация в машиностроении развивается по пути создания
сложных станков с автоматическим управлением — с ЧПУ, с адап-
тивным управлением, многооперационных станков — и автомати-
ческих комплексов — автоматических линий из специализирован-
ных, специальных или агрегатных станков, замкнутых участков из
программных станков с централизованным управлением от ЭВМ и
т. п. Установка таких станков имеет свои особенности, определяемые
182
условиями эксплуатации, требованиями, предъявляемыми к стан-
кам, их конструкцией и т. п.
При выборе способа установки должны учитываться следующие
особенности автоматизированного оборудования.
1. Повышенная интенсивность эксплуатации, при которой ресурс
оборудования исчерпывается в значительно более короткие сроки,
чем для станков обычного типа, а сокращение сроков службы в ре-
зультате неправильной установки приводит к существенно более вы-
соким затратам на восстановление работоспособности.
Влияние установки на срок службы автоматизированного обору-
дования может быть наглядно проиллюстрировано таким примером.
Для двух одинаковых автоматических линий, из которых одна уста-
новлена на жестком фундаменте, а другая — на перекрытии второго
этажа, время работы до восстановительного ремонта различалось
в несколько раз; станки, работающие на перекрытии, приходилось
ремонтировать каждые 1,5—2 года.
2. Высокая производительность, обеспечиваемая за счет высокой
интенсивности рабочего процесса и высоких скоростей холостых
перемещений, определяющих высокий уровень динамических на-
грузок в станках. Значительные динамические нагрузки обуслов-
ливают необходимость жесткого ограничения уровня колебаний стан-
ков и соответственно высокой жесткости установки, так как
в противном случае не будут обеспечены требуемые сроки службы
станков.
3. Высокая степень автоматизации, в том числе обеспечивающая
автоматическое получение заданного качества обработки партии
деталей, что вызывает необходимость сохранения стабильных усло-
вий обработки в течение достаточно длительного времени. В связи
с этим при выборе способа установки станков должны приниматься
во внимание все факторы, которые могут привести к нарушению
точности установки, — неравномерные осадки фундаментов, темпе-
ратурные деформации, связанные с колебаниями температуры в цехе
в течение смены, нарушение точности установки от действия динами-
ческих нагрузок и т. п.
4. Конструктивные особенности автоматизированных станков,
например, наличие в станках с ЧПУ направляющих качения или
гидростатических с малым трением или значительные массы узлов
многооперационных станков при расположении непосредственно на
станке тяжелых многоинструментальных магазинов. Эти обстоя-
тельства обусловливают сравнительно низкие собственные частоты
колебаний узлов и высокую чувствительность станков к колебаниям
от динамических нагрузок, действующих в станке, и со стороны ос-
нования. ,
5. Связанность станков, работающих в автоматических комплек-
сах, транспортирующими устройствами, диктующая необходимость
обеспечения высокой точности монтажа станков и сохранения ее во
времени.
6. Размещение под станками подвалов для транспортировки
стружки, подвода электроэнергии, сжатого воздуха и пр., обуслов-
183
ливающая сравнительно сложные конструктивные формы фундамен-
тов (с каналами, шахтами, приямками и т. п.).
7. Высокая стоимость, заставляющая стремиться к максимально
возможному повышению коэффициента использования оборудова-
ния, определяет также необходимость сокращения сроков монтажа,
что может быть обеспечено только за счет широкого использования
современных конструкций фундаментов и способов установки и креп-
ления станков.
Нормальная работоспособность автоматизированного оборудова-
ниия обеспечивается только в тех случаях, когда станки устанавли-
вают с учетом изложенных выше соображений. Например, для
автоматизированных станков, в частности для станков с ЧПУ,
в связи с высокими требованиями к точности при высоком уровне
динамических нагрузок наиболее рациональной оказывается уста-
новка на индивидуальных фундаментах или на полу из бетонных
плит, разделенных деформационными швами, причем толщина пдит
должна приниматься большей, чем для обычных станков той же
массы (порядка 40—60 см). При этом будет обеспечена как защита
станков от высокочастотных колебаний основания, так и сравнительно
невысокий уровень колебаний от возмущений, действующих в станке.
Установка таких станков на резинометаллические опоры, при которой
колебания элементов станка оказываются значительно выше, чем
при жесткой установке, в большинстве случаев использована быть
не может.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ПО КОНСТРУКЦИЯМ
ФУНДАМЕНТОВ И УСТАНОВКЕ*
Исходными данными для проектирования фундаментов автомати-
ческих комплексов являются массы и расположение станков. Станки
могут устанавливаться как на общей плите цеха, так и на отдельных
фундаментах. Обычно на отдельные фундаменты устанавливают
станки с интенсивными динамическими нагрузками и станки повы-
шенной точности. Высоту фундаментов под станки можно выбирать
в соответствии с рекомендациями, приведенными в табл. 38. Высота
фундаментов под электрошкафы, инструментальные шкафы, гидро-
баки, стойки и т. п. принимается равной 0,25 м; допустима установка
указанного оборудования непосредственно на общую плиту цеха.
Оборудование линий с синхронной транспортной системой лучше
ставить на общий фундамент, высоту которого следует принимать рав-
ной максимальной из назначаемых для отдельных станков.
Фундамент линии должен быть изолирован от стен здания и под-
крановых колонн. В фундаменте предусматривают траншеи для раз-
мещения транспортера стружки и для подвода коммуникаций, а в бе-
тонной подливке станков — стоки для эмульсий. Для возможности
демонтажа транспортера стружки траншея с одной стороны удли-
* При освещении вопросов установки автоматических линий и агрегатных стан-
ков использованы материалы Специального конструкторского бюро автоматических
линий н агрегатных станков.
134
няется на 2—4 м. Для неармированных фундаментов применяют бе-
тон марки не ниже 75, для армированных — не ниже 100. Фунда-
менты под станки массой более 12 т армируют сетками 150X150 мм
на расстоянии 20—30 мм от верхней грани фундамента. Стенки и дно
траншеи транспортера штукатурят цементным раствором с гидро-
добавками и подвергают железнению с тем, чтобы не допустить утечки
жидкостей в грунт. Верхняя часть фундамента и подливки станков
покрывается маслостойкими покрытиями.
Таблица 38
Высота фундаментов агрегатных станков (от дельных
и в автоматических линиях)
Группы станков Длина станка L, м Высота Н фундамента, м не менее
Для станков I группы Для станков И группы
Вертикальные станки 2^3 >3 0,8 1,0 0,6/L 1,0 1,2 0,72 КL
Горизонтальные станки 5—8 >8 0,6 0,8 0,3/£ 0,8 1,0 0,36 Vl
Примечание. К станкам I группы относятся сверлильные, резьбо-нарезные
и другие станки нормальной точности; к станкам II группы относятся фрезерные станки,
расточные станки с жесткими шпинделями, станки для чистовых расточек.
Обычно установка автоматических линий на фундаменте произво-
дится в следующей последовательности — вначале устанавливается
транспортер стружки, затем станки, транспортеры для перемеще-
ния обрабатываемой детали и, наконец, электрические и инструмен-
тальные шкафы и другие отдельно стоящие устройства.
При установке станки выставляются в вертикальной и горизон-
тальной плоскостях с учетом привязки к заранее подготовленным ба-
зовым отметкам* (относительно колонн и уровня чистого пола цеха) —
в горизонтальной плоскости с помощью натянутых струн, а в вер-
тикальной — с помощью контрольных линеек и уровней.
Точность установки оборудования в автоматической линии за-
висит от ее компоновки. Для автоматических линий из агрегатных
станков с синхронной транспортной системой точность установки
отдельных видов оборудования довольно высокая (±0,2 мм). Станки
и механизмы этих линий устанавливают по оси линии (по натянутой
струне) относительно фиксаторов или технологических отверстий
в корпусах приспособлений двух станков (или механизмов), распо-
* Отметки по осям колонн, определяющие их шаг, называются плашками; вы-
сотные отметки на колоннах у их оснований, определяющие уровень чистого пола
помещения, называются реперами.
185
ложенных по концам линии. Точность взаимного расположения стан-
ков проверяют по транспортным планкам или по штанге транспортера;
для установки станков по шагу иногда применяют специальные ли-
нейки с отверстиями.
Для автоматических линий из специальных станков с несин-
хронной транспортной системой отдельные единицы оборудования
могут быть установлены с меньшей точ-
ностью (±5 мм). Меньшая точность
установки относительно транспортных
устройств компенсируется искривле-
нием гибких лотков по месту. Допус-
тимые отклонения от горизонтальности
для токарных, фрезерных, расточных
станков нормальной точности и агре-
гатных станков 0,04/1000; для стан-
ков повышенной точности, в частности
для шлифовальных, 0,02/1000. Регули-
ровка по высоте осуществляется с
помощью регулируемых винтовых или
клиновых опор.
Чаще других опор используются
винтовые, в виде установочных вин-
Рис. 71. Пример крепления стан-
ков на фундаменте с помощью
цанговых болтов, устанавливае-
мых в скважинах на готовом
фундаменте
" I ' I L
В мм
Рис. 70. Схема установки станков, работаю-
щих в автоматических линиях, на фундамент:
1 — колодец; 2 — подливка
50 92 300
60 102 310
70 112 320
тов са сферическими шайбами (рис. 70). Винты опираются на
стальные плиты, перекрывающие колодцы для фундаментных бол-
тов. При установке станка болты заводят в колодцы через устано-
вочные винты, станок выверяют и болты заливают бетоном. После
твердения бетона производится затяжка болтов с одновременной вы-
веркой станка. После нескольких смен работы производится оконча-
тельная выверка и подливка опорной поверхности станины цементным
раствором. В большинстве случаев используются глухие фунда-
ментные болты. В последнее время получают распространение цан-
говые болты (рис. 71), устанавливаемые в скважины, которые свер-
186
Ляг в готовом фундаменте по разметке (или по кондуктору) с помощью
специального станка (например, пневмосверлильной машины НИА-
С72Б, предназначенной для сверления железобетона, стекла и ке-
рамики).
Тяжелое оборудование устанавливается не на винтовых, а на
клиновых опорах. При этом для обеспечения хорошего контакта
в стыках опоры и высокой жесткости соединения рекомендуется сле-
дующая последовательность установки и выверки (рис. 72). Пред-
варительно станки устанавливаются и выверяются на установочных
винтах (рис. 72, а)-, затем в отверстия основания станины и в колодцы
заводят фундаментные болты с кольцами (рис. 72, б); под станину
над колодцем ставят клиновые башмаки и притягивают их с помощью
фундаментных болтов к нижней поверхности станины (рис. 72, в).
Рис. 72. Последовательность установки п выверки станков на клиновых
башмаках
Около башмаков устанавливают опалубку, колодцы бетонируют
и нижнюю часть башмака подливают (рис. 72, г). После твердения
бетона установочные винты вывертывают и производят выверку
станка на башмаках — затягивают болты с одновременным контро-
лем выверки (для болта М20 рекомендуемая сила затяжки 2000 кгс).
Так же как при установке на винтах, после нескольких смен работы
производится окончательная выверка станков и подливка их бето-
ном. Все изложенное касалось установки автоматических линий на
обычных железобетонных фундаментах.
Анализ зарубежного опыта установки линий и опыта ВАЗа
позволяет отметить некоторые решения, обеспечивающие при высо-
кой точности и жесткости установки станков существенное сокраще-
ние сроков их монтажа. В частности, на ВАЗе автоматические линии
из агрегатных станков монтировались на металлическом каркасе,
заделанном в общей бетонной плите цеха, без специальных фундамен-
тов. Оборудование крепилось цанговыми болтами, устанавливаемыми
в скважинах на готовом фундаменте, без подливки. Вокруг площа-
док, на которых смонтированы линии, имеются неглубокие приямки
(50—60 мм) шириной 400—500 мм, в которые вложены заподлицо
с полом поперечно-полосовые съемные решетки; в просветы решетки
уходят СОЖ, масла, сор и пр.
187
Рис. 73, Балочный настил фундамента автоматической линии
Рис. 74. Пример крепления
станков на балочном фунда-
менте
Для установки автоматических линий перспективным оказы-
вается применение специальных фундаментов, так называемых ба-
лочных, с настилом из проката. Балочный фундамент представляет
собой монолитный армированный фундамент, в верхней части кото-
рого размещается настил из балок проката двутаврового сечения.
I абариты фундамента в плане определяются расположением обору-
дования; высота — в зависимости от длины, чтобы обеспечить необ-
ходимую жесткость. В частности, на ВАЗе при общей длине фунда-
мента около 16 м высота его была 2 м. Фундамент выполняется из
бетона марки 200 и армируется сетками
с шагом 500x500 мм из круглой стали
диаметром 8 мм на расстоянии 20—30 мм
от нижней и верхней граней фундамента
и от дна траншеи для транспортера
стружки. К верхнему поясу привари-
ваются закладные части, к которым, в
свою очередь, приваривается арматура
балочного настила.
Балочный настил (рис. 73) сварива-
ется из балок двутаврового профиля.
Балки укладываются параллельно оси
линии так, что в поперечном сечении
полки двутавров наклонены под углом 2°
к оси линии. В продольном направлении
отклонение верхних поверхностей полок
двутавров не должно превышать ±1 мм.
Балки устанавливаются с шагом 450 мм.
По оси линии располагается канал для
стружечного транспортера. Для демон-
тажа транспортера, как обычно, преду-
сматривается свободное пространство с
торца; в сторону движения стружки
канал делается длиннее на 1500 мм.
Канал для стружечного транспортера,
и эмульсии, углубления под насосную станцию и прочее облицовы-
ваются металлическими листами, которые должны иметь антикор-
розийное покрытие. После монтажа и проверки прочности крепле-
ния арматуры настила на фундаменте производится заливка его бе-
тоном марки не ниже 150. Перед укладкой бетона верхняя поверх-
ность фундамента очищается и промывается водой. После заливки
к полкам двутавров привариваются листы толщиной 2 мм так, чтобы
была обеспечена водонепроницаемость металлической обшивки на-
стила. Утечка охлаждающей жидкости в грунт в зоне балочного на-
стила и армированных приямков не допускается. Расчетная нагрузка
на балочный настил 5 тс/м2.
Крепление станков на балочном фундаменте осуществляется
с помощью установочных винтов со сферическими шайбами, опираю-
щимися на специальные проставки размером 80x80 мм толщиной
40 мм, нижняя плоскость которых скошена под углом 2° (рис. 74).
189
ц L
В мм
50 92 152
60 102 162
70 112 172
стружки
ДЛЯ
каналы
Проставки привариваются к балкам после установки и выверки
станков в линии. Головки установочных винтов и болтов, крепящих
станки к настилу, подкаливаются. Стойки электрокоробов, гидро-
привода и т. п. устанавливают вне балочного настила на плитах,
которые крепятся к фундаменту с помощью цанговых болтов. Про-
странство между станками и другим оборудованием в зоне балочного
настила закрывается металлической решеткой из полосового мате-
риала высотой 30 мм с ячейками 30X30 мм. Открытые участки при-
ямков перекрываются плитами.
При монтаже линии транспортер стружки монтируется до уста-
новки станков. После обкатки транспортера станки устанавливают
на фундамент по разметке и производят их выверку по шагу, прямо-
линейности, уровню и высоте, а затем закрепляют. После установки
и окончательной выверки оборудования закладная арматура для
монтажа вспомогательного оборудования и коммуникаций, распо-
ложенных вне балочного настила, заливается бетоном в уровень
чистого пола. Относительно высокая стоимость балочного фунда-
мента окупается существенным сокращением сроков монтажа линии.
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
ПРИМЕР РАСЧЕТА ДЛЯ ВЫБОРА ТИПА
И РАЗМЕРОВ ФУНДАМЕНТА
ГОРИЗОНТАЛЬНО-РАСТОЧНОГО СТАНКА
(ИЗ УСЛОВИЙ ЖЕСТКОСТИ)
1. Исходные данные
♦7 >7 +j >4+5 7*
4/4 7 4
Л 73 -4/Z 4-/7 4-10 4-9 8^
а. Параметры станка (расчетную схему см. рис. 13). Масса станка 13,1 т (стойка
и головка 7 т, станина 4,2 т, салазки 0,9 т, стол 1 т); максимальная масса обрабаты-
ваемой детали 2 т; ход стола в поперечном направлении 100 см; длина основания
стойки 120 см. Отклонения от прямолинейности в вертикальном направлении: при
перемещении салазок (со столом и деталью) по станине — не более 0,03 мм на всей
длине хода; при перемещении стола с деталью по салазкам — не более 0,04/1000.
б. Параметры станины. Длина станины L — 500 см; ширина В = 150 см; вы-
сота йСт = 80 см. Жесткость на изгиб в вертикальной плоскости Е J= 70-1010 кге- см2;
жесткость на изгиб в горизонтальной плос-
кости Д/изг — 250- Ю10 кге- см2; жесткость
на кручение. GJKp = 50-Ю10 кгс-см2.
Модули упругости материала станины
Е — 1- 10е кгс/см2; G = 0,4- 106 кгс/см2.
Площадь поперечного сечения Дст =
= 850 см2; расстояние от плоскости на-
правляющих до центра тяжести сечений
станины гст = 35 см. Площадь опорной „ _
поверхности станины Fo= 15- 103 см2; ^ис- ^5. Схема расположения опор
ширина опорной поверхности под боковой горизонтально-расточного станка
стенкой bt — 30 см; расстояние от плос-
кости, проходящей через ось станины, до середины опорных поверхностей шири-
ной bi ri = 67,5 см; число опор 14; расстояние между опорами 100 см.
в. Параметры опорных элементов. В качестве опор используются клиновые баш-
маки с размерами опорной поверхности 300X 160 мм. Площадь стыка башмак—фунда-
мент — 433 см2; площадь стыка клин—основание башмака — 186 см2; площадь стыка
клин—опорная поверхность станины — 150 см2.
г. Параметры основания. Пол в цехе — железобетонная плита толщиной 40 см;
бетон марки 200. Грунт на площадке — тугопластичные глины (Со = 2000 тс/м3;
р0 = 0,41; коэффициент фильтрации k*, = 300 см/год; £0= 100 кгс/см2 (см. табл. 16,
17 и стр. 78).
2. Проверка возможности установки станка на общей плите цеха
а. Проверка прочности плиты цеха. Проведем проверочный расчет плиты на
прочность. Схема расположения опор станка приведена на рис. 75, а примерные ве-
личины нагрузок, действующих на опоры, в таблице 1.1.
Таблица 1.1
Нагрузки, действующие на опору
№ опор Нагруз- ка на опору, тс Расстоя- ние г0 от рас- четного центра до опо- ры, см Коэф- фициент 4, № опор Нагруз- ка иа опору, тс Расстоя- ние г0 от рас- четного центра до опо- ры, см Коэф- фициент
1 0,3 334 3,08 8 1,3 200 20,8
2 0,3 250 10,9 9 1,3 100 75,2
3 1,3 180 26,1 10 2,3 0 —-
4 2,3 150 32,6 11 1,3 100 75,2
5 1,3 180 26,1 12 1,3 200 20,9
6 1,3 250 10,9 13 0,3 300 5,7
7 1,3 214 17,3 14 0,3 309 4,7
191
За расчетный центр примем наиболее нагруженную опору № 10. Размеры следов
опирания примем равными размерам опорного элемента: а = 30 см; Ь = 16 см. Рас-
четный изгибающий момент вычислим по формуле (29). Характеристику гибкости
плиты при k0 — 6,5 (табл. 21) и Eq = 2,25 1 06 кгс/см3 (табл. 20) определяем по фор-
муле (30)
I = 0,541
2.25-105-40з
6,5
= 117 см.
В зависимости от величин а = — = = 0,26 и 0 = — = -руу = 0,14
по табл. 22 получаем — 130.
Значения коэффициентов kt, определенные по табл. 23 по соответствующим зна-
чениям-^-, приведены в табл. 1.1. При этих данных Мр = 713 кгс-см/см. По фор-
713 1
муле (28) Op = 3>5'4q-2= *>6 кгс/см2. Для бетона марки 200 Др = 6,4 кгс/см3
(табл. 20). Таким образом, как и следовало ожидать, величина напряжения значи-
тельно меньше допустимой.
Оценим возможность установки станка непосредственно на пол цеха из условий
жесткости, причем рассмотрим два варианта — без закрепления станка и с закрепле-
нием.
б. Определение жесткости элементов системы
Расчетная жесткость станины указана в исходных данных. Расчетная жесткость
фундамента при установке станка на плите определяется по приведенной ширине
фундаментной балки. Приведенная ширина фундамента по формуле (2)
Впр = 150 + 13-40 = 670 см.
Жесткость фундамента на изгиб в вертикальной плоскости
670-403
Вф/фу + 2,25-106- = 80,5- 10Ю кгс-см3.
Жесткость фундамента на изгиб в горизонтальной плоскости
40-6703
Дф/фг = 2,25- Юз- - = 2,25-101* кгс-см3.
Жесткость фундамента на кручение (модуль упругости Gq =
|.i = 0,167 Об — 0,96-106 кгс/см2);
Дб .
2(ГН0’ПРИ
(-) /I !. 41 ю
Сф7фк = 0,96-106- 3 = 132- 10Ю кгс-см2.
Площадь сечения фундамента F$ = 670- 40 = 2,68- 104 см2. Коэффициенты /?вф,
Дкф повышения жесткости станины за счет фундамента (без учета деформаций в стыке
между станиной и фундаментом) определяем по формулам табл. 12. Для станка, не
закрепленного на плите,
132-101° 80 5-10Ю
/?кФ=1+-5оЛ^ = 3^ ^Ф=1+^1^=2’15-
Для станка, закрепленного на плите, предполагается, что станина и фундамент
деформируется совместно относительно оси, проходящей через общий центр тяжести
сечения системы. Расстояние от направляющих станины до центра тяжести системы
192
при zCT = 35 см; гф = йст 4. _^L = 80-f-20 = 100 см;
2,25-10®
6 Е 1 106 ’
850-35 4- 2,68-104-0,225-100
Zc - 850 ~ 2,68-104-0.225 - 92,2 см’
Коэффициенты распределения сдвига: дли сечения фундамента хф = 1,2; для
сечения станины при -Д- = 1,9 хст = 1,65 [6]. Коэффициенты sK = 0,02;
Лет
1002-0,4 10®-850 1002-0,96-10®-2,68-104
Рст + 12-1,9-250-IO40 — ’ РФ—1 ' 12-1,2-2,25-10м — *'
При этих данных коэффициенты повышения жесткости
п _ , , 80,5-101° , 1 • 10® [850 (35 — 92,2)2 + 2,68-104-0.225 (92,2 — 100)2]
Квф— + 70,j0io "т 70- IO4® —
= 6,65;
132 10Ю . 0,4-10® (100 — 35)2 -kiq
Ккф 4 50-10Ю •" ( 1,651,07 1,2-1 \ '
W Д 850 + 2,68-104 0,225 )
Расчетная жесткость основания станины при установке станка с креплением
болтами или с подливкой не определяется, так как в этом случае деформации в стыке
станины и фундамента не учитываются. При установке станка без закрепления жест-
кость основания станины определяется жесткостью опор /0.
Для вычисления величины /0 воспользуемся формулой (10). При среднем давле-
нии в стыке башмак—фундамент около 3 кгс/см2 и в металлических стыках опоры
6—7 кгс/см2 можно принять йоп = 15-104 см3/кгс и k = 1 • 10 4 смэ/кгс (см. рис. 11).
При этом податливости стыков
L 1 0,0054 , , 1 0,0067 ,
186-Ю4 ~ 104 см/кгс; 150-104 ~ 104 см/кгС(
И
t 15 0,0346
М- 433. Ю4 — ю4 см/кгс-
104
Откуда /0 = 0 0467~ = 21,4 104 кгс/см.
Расчетную жесткость основания станины при изгибе и кручении определим по
формулам (4).
Приведенный коэффициент постели основания станины по формуле (6):
, 14-21,4-104 ,
*пр =----15П03-----= 200 кгс/см '
При этом, вычисляя по формулам (5) Ьст = 2-15= 30 см и Jj Ст= 2' 15- 67,52 =
= 13,7-104 см3, получим
Ест = 200- 30 = 0,6 104 кгс/см3; Кст.к = 200-13,7-104 = 27,4 10® кге.
Расчетная жесткость основания фундамента вычисляется по формулам (7) в за-
висимости от коэффициентов постели грунта. Расчетные значения коэффициентов
постели зависят от характеристик упругости грунта и размеров фундамента. Модуль
упругости грунта определим по формуле (26)
Е'о = 0,6 (1 — 0,412) 2000 = 1000 кгс/см2.
13 в. В. Каминская
193
Приведенная ширина фундаментной балки Впр = 670 см. Для определения при-
веденной длины балки, эквивалентной по деформациям общей плите цеха, восполь-
зуемся формулой (3). Подставляя в эту формулу соответствующие величины, получим:
для станка, не закрепленного на плите (Двф = 2,15),
, о 2,15.70-10W(l—0,412) ссо
inp = 3,46 J/---------------------> = 652 см;
для станка, закрепленного на плите (Д,ф = 6,65),
4' 6,65-70- 10Ю(1 —0,412)
'----------------------------------------------— 862 см.
inp
1000
Значения коэффициентов постели
3-3,14-1000 . _
*кр~ 4-670(1 -0,412) ~4-23 кгс/см •
Для
плите,
1000 о ле / о.
670(1 —0,412) -2’05 кгс/см
Для
Для
ДЛЯ
станка, не закрепленного на
3-14
о 1 л 652
2 П 4 670
станка, закрепленного на плите,
. 3.14 1000 , „
к~ . 862 ‘ 670(1 —0.412) 1,72 кгс/см .
21п4 670
При этом коэффициенты жесткости основания фундамента
6703
Дфк = 4,23 = 106- 10е кгс;
незакрепленного станка Дф = 2,05- 670 = 1375 кгс/см2,
закрепленного станка Дф = 1,72-670= 1153 кгс/см2.
в. Определение расчетной жесткости системы станина—фундамент
Для вычисления расчетной жесткости системы станина—фундамент жесткость
станины должна быть умножена на полный коэффициент повышения жесткости ста-
нины. Для станка, закрепленного на фундаменте, полный коэффициент повышения
жесткости определяем как произведение двух коэффициентов — коэффициента Дф
повышения жесткости станины за счет фундамента (Двф или Дкф), и коэффициента
До повышения жесткости за счет сопротивления грунта деформациям системы. Вели-
чины коэффициентов До вычисляем по формулам табл. 12. Показатели жесткости
системы станина—фундамент как балки на упругом основании;
Ю6-106
50-1010.5.13 ’
^-сф —
_____U53_____
4-70-ЮЮ-6.65_’ ’
Коэффициенты повышения жесткости
Rbd= 1 + 0,123-1,2Р= 1,26;
вследствие отпора грунта
Дко = 1 + 0,02-5,53г= 1,61.
Полные коэффициенты повышении жесткости станины при изгибе в вертикальной
плоскости Дв = 1,26- 6,65 = 8,38; при кручении Дк = 1,61- 5,13 = 8,25.
Расчетная жесткость системы станина—фундамент при закреплении станка на
плите
£Дф = RbEJ = 8,38- 70 ЮЮ = 5>87. юн кгс. см2.
С7сф = ДкО7кр = 8,25- 50- 10Ю = 4д2-1012 кгс см2.
Для станков, не закрепленных на плите, поскольку толщина плиты довольно
большая, полный коэффициент повышения жесткости Д' вычисляем по формулам
£
194
табл. 12. Показатели жесткости станины и фундамента как балок на упругом основа-
нии:
. 652 0.6-104 _ _ _ т /" 27 4- 10е
с ~ 2 1 4-70-1010 ~ 2’22' ^ск = 652 У ’5b’. ЮМ = 4-83’>
, 652 -.У 1375 „ / Ю6-10®
ф~ 2 1 4-80,5-1010~ 1,48; Чк = 652 |/ 732.10W = 5’83'
Коэффициенты повышения жесткости
Rb = 1
1 +0,123-1.481 о 1О
1 ( 1,48 \4 70- 10Ю ~2,13;
0.123-2.224 Г \ 2,22 ) + 80,5-10“
^ = 1+______________1_+0.02.5,832_____________
1 1 /5.83\2 50-10Ю
0,02-4,832 Н \ 4,83 ) + 132-101°
Расчетная жесткость системы станина—фундамент при установке станка на
плите без закрепления
В/Сф = 2,13 70- lOio = ij49. 10i2 кгс.СМ2.
СЛф = 1,42 50- 10Ю = 0,71 1012 кгс см2.
г. Определение упругих перемещений станины под действием веса стола с деталью.
Для определения прогиба и угла закручивания станины воспользуемся фор-
мулами (12) и (13). Для станка, закрепленного на плите.
3900-8623
' ~ 128-5,87-1012
1 5
-^5 = 0,015 мм;
3000-100-500
ф~ 8-4,12-1012
500 \ 0,0065
862/ ~ IO3
аналогично для станка, не закрепленного на плите, / = 0,059 мм; <р = —.
Как указывалось выше, при оценке допустимости вычисленных величин упругих
перемещений можно исходить из того, что они должны быть существенно (в 5—10 раз)
меньше, чем допуск на прямолинейность перемещения данного узла. Из сравнения
вычисленных величин с соответствующими допусками видно, что даже для закреплен-
ного станка они достаточно близки. Поэтому установка рассматриваемого станка на
общей плите цеха использована быть не может.
3. Выбор размеров индивидуального фундамента
Размеры фундамента в плане выберем, исходя из конструктивных соображений.
Примем £ф= 570 см; Вф = 210 см; высоту фундамента определим ориентировочно
по табл. 9, откуда Нф = 0,6 РВф = 1,4 м. При этих размерах проведем провероч-
ный расчет, полагая станок закрепленным, поскольку установка на специально
проектируемом фундаменте без крепления нерациональна. Жесткость фундамента
210-1403
Вф/фу = 2,25- 10е = 10,8-1012 кгс-см2;
140-2103
Вф/фг = 2,25-10® = 24,4-1012 кгс-см2.
1
При 4Д = 44 = 1,5; бф7фк = 0,96-10° 0,21-210-1403 = 11,6- 10i2 кгс-см2.
F Нф 140
Площадь сечения фундамента Вф= 210 140 = 2,94- 10® см2.
13* 195
Расстояние от направляющих станины до центра тяжести системы станина—
фундамент при /ф = 80 + 70 = 150 см zc = 137 см.
Коэффициенты
R т П7 R 1 _i_ ’002 0,96-10Б-2,94-104
- Рет - 1.07, РФ - 1 Ч 12-1,2-24,4-10х2 ~ 1 -°8’
Коэффициенты повышения жесткости станины за счет фундамента по форму-
лам табл. 12 7?вф = 30,6; 7?кф = 28,8.
Коэффициенты постели по формулам (8) k = 3,76 кгс/см3; йкр = 13,5 кгс/см3.
Коэффициенты жесткости основания фундамента
2103
Кф = 3,76-210= 790 кгс/см2; Кфк =13,5 = 10,4- 10е кгс.
Показатели жесткости системы станина-фундамент как балки на упругом осно-
вании
Хсф 2 у 4-70-1010-30.6 ~ °’5’ 7'кфс 570 V 50-1010-28,8 °’49’
При X <4 I балка на упругом основании может рассматриваться как жесткая.
При этом RBO = Дко = 1.
Расчетная жесткость системы станина—фундамент
Е7сф = 30,6-70 101° =21,4 1012 кгс-см2;
G/сф = 28,8 50 10Ю = 14,4-1012 кгс- см2.
Упругие перемещения станины под действием веса стола с деталью
3900-5703
' ~ 128-21,4-1012
[-4(-^)+40
500 \4
570 )
= 0,002 мм;
3000-100-500 / 500 \ 0.0014
Ф 8-14,4-1012 \2 570 ) ~ ДО-
Как видно, в этом случае вычисленные величины перемещений можно считать
допустимыми. Очевидно, удовлетворительные результаты можно было бы получить
и при несколько меньшей высоте фундамента.
4. Проверка искривления стаиииы в результате оседания фундамента.
Для определения искривления станины за некоторое время t воспользуемся фор-
мулой (14). Определим коэффициент повышения жесткости /?в0 (/), для чего вычис-
лим коэффициент постели kt.
По формуле (9) при Ео = 100 кгс/см2; k$ = 300 см/год; ув = 0,001 кгс/см2,
полагая £0 = 1,52, получим
д, =_ 1.52-300-100(1 -2-0,41)/ =
2Ю2 1п2 41^.(1 — 0.412) (1—0.41)0,001
3,14 100 0.376
' - 21п 4'57° ‘ 210 (1 -0.412) (1 -е-22’29 “ 1 — е22-2* ’
210
Для того чтобы оценить необходимость периодической выверки станка, обуслов-
ленную неравномерной осадкой фундамента, вычислим прогиб станины по формуле
(14) при полной осадке, полагая / -> со, т. е. kt = 0,376 кгс/см3.
196
При этом получим
570 V' 0.376-210
2 V 4-30,6 70-10Ю
= 0,28;
/?ио(0 = 1
_ 7000 (500-2 -120)3 (5-500+ 2-120) . птй
A max аял.ппл ал я an шю — 0,0008 мм.
384-500-30,6-70-10Ю
Поскольку максимальная величина прогиба за время полной осадки меньше пре-
дельно. допустимой, очевидно, что периодическая выверка станка, обусловленная
осадками фундамента, не потребуется. Таким образом фундамент выбранных размеров
при высоте 1,4 м обеспечивает необходимую жесткость системы.
ПРИЛОЖЕНИЕ II
ПРИМЕР РАСЧЕТА ВИБРОИЗОЛЯЦИИ ПОД ТОЧНЫЙ
ПЛОСКОШЛИФОВАЛЬНЫЙ СТАНОК
1. Исходные данные
а. Параметры станка. Масса 12т (стойка и головка 5,5т, стол и станина 6,5т);
моменты инерции относительно осей, проходящих через центр тяжести—относительно
оси X 1стх= 14’ Ю4 кгс- см- с2; относительно оси Y /ау— 23,8 104 кгс- см с2; коор-
динаты центра тяжести zc = 87 см; ус — 160 см; габариты опорной поверхности ста-
нины (рис. 76) 550X 300 см, высота станины 90 см; масса стола 1400 кг; ход стола
200 см; закон изменения ускорения при реверсе стола по форме близок к полуволне
синусоиды; при скорости движения стола v = 30 м/мин время реверса т = 0,45 с.
Коэффициенты передачи, характеризующие чувствительность станка к колеба-
ниям на частоте 30 Гц: yz3(l= 0,07; ур30 = 0,36; ухз0 = 0,15; нижняя частота собствен-
ных колебаний узлов, определяющих чувствительность станка к колебаниям основа-
ния, 60 Гц.
б. Допустимые амплитуды относительных колебаний и углы наклона станка.
Допустимые амплитуды относительных колебаний инструмента и детали, обеспечи-
вающие получение 9-го класса шероховатости обработанной поверхности, обуслов-
ленные регулярными колебаниями основания, 0,16мкм и импульсными колебаниями,
0,5 мкм; допустимый угол наклона станка при перемещении стола из одного крайнего
0,02
положения в другое .
в. Параметры основания. Площадка, на которой размещается механический цех,
сложена мягкопластичными суглинками на глубину 7,7 м (Со = 800 тс/мэ; С =
= 350 тс/мэ; Фг = 0,0045, см. табл. 17, 18), подстилаемыми тугопластичными гли-
нами (Со = 2000 тс/м3, табл. 17). Пол в цеху выполнен с жестким подстилающим
слоем толщиной 300 мм.
Уровень регулярных колебаний пола: в области частот до 20 Гц амплитуды
вертикальных колебаний az = 2,5 мкм; горизонтальных колебаний ах,у = 2 мкм.
Импульсные колебания основания, вызываемые работой молота в соседнем цехе,
имеют форму затухающей синусоиды с максимальной амплитудой 20 мкм и частотой
соо = 62,8 Vc (10 Гц); 60 = 0,6.
2. Определение параметров виброизоляции и выбор способа установки
а. Для предварительного выбора способа виброизоляции определим собствен-
ные частоты колебаний системы f2 и fx< и, при которых обеспечивается необходимая
степень виброизоляции. Для случаев установки станка на виброизолирующих опо-
рах, на фундаменте на резиновых ковриках или на пружинах определяем частоту
вертикальных колебаний fz. Так как амплитуда вертикальных колебаний основания
197
в диапазоне частот до 20 Гц одинакова, для определения/2 вычислим величину крите-
рия виброизоляции по формуле (32)
. 1Л °-16'302 9-
/6 ~ V 2,5-3,14-0,07 -16’2’
для опор и фундаментов на резиновых ковриках
б = 0,6 и /г = Фв Иб = 16,2 /ОД = 12,5 Гц;
для фундамента на пружинах 6 = 0,05 и f2 = 16,2 р^О.05 = 3,6 Гц.
Для случая установки станка на обычный или свайный фундамент определяем
нижнюю частоту fy связанных горизонтальных и угловых колебаний в плоско-
сти ZY, поскольку чувствительность рассматриваемого станка к колебаниям в этой
плоскости, характеризуемая коэффициентом передачи у</30, существенно выше, чем
к колебаниям в плоскости ZX. Так как амплитуды горизонтальных колебаний осно-
вания на частотах до 20 Гц одинаковы, воспользуемся для вычисления величин [у
формулами (33) и (34).
Полагая Фх = 0,25Ф2 = 0,25-0,0045 = 0,001, получим для обычного фунда-
мента
. 0,16-302-0.0011-6,28
=--------0Ж2---------= 1 ’4 1 Ц:
для свайного фундамента
. _-j / 0.16 - 303 _ _ .
V 2-0,36-8 5 Гц’
б. Анализируя полученные значения fz и fy, рассмотрим возможные варианты
установки. Поскольку простейшим способом виброизоляции является установка
непосредственно на виброизолирующие опоры, оценим возможность такой установки.
Полученное для установки на опоры значение fz = 12,5 Гц> 10 Гц может быть реа-
лизовано с помощью опор ОВ-ЗО; использование равночастотных опор ОВ-31 и ОВ-33
исключается, так как/2<Г 14 Гц (см. рис. 62).
I 5 5
Ориентировочная оценка жесткости станины по величине-^- — -уд = 6 пока-
зывает, что формально станину нельзя отнести к категории жестких. Поскольку ста-
нок работает с реверсами возвратно-поступате' >но перемещающегося стола, необхо-
дима проверка уровня амплитуд колебаний, ь зываемых возмущениями, действую-
щими в станке.
При выборе способа установки следует также иметь в виду, что в данном случае
целесообразно использовать опоры с максимальной несущей способностью. В про-
тивном случае при такой большой массе станка количество опор будет слишком вели-
ко, и выверка станка окажется весьма трудоемкой и сложной. Из серийно выпускае-
мых опор ОВ-ЗО наибольшую рабочую нагрузку 1000 кгс допускают опоры ОВ-ЗО-1-2,
т. е. необходимое количество опор с учетом неравномерного распределения нагрузки
на опоры будет больше 12. Учитывая изложенное, установка рассматриваемого станка
на виброизолирующие опоры нецелесообразна.
Использовать обычные фундаменты, опирающиеся па естественное основание,
можно, если вычисленная величина /Ср- В данном случае fy < /Ср (для мягко^-
пластичных суглинков fcp = 15=18 Гц, см. стр. 156), т. е. станок, установленный
на обычный фундамент, не даст требуемой точности. Для более грубых работ при
йотн.д = 1=2 мкм такой фундамент можно использовать.
Применить свайный фундамент можно, так как fyXO,3=0,4) /ср- Полученное
значение fz для фундамента на резиновых ковриках 5 ^fz<C 15 Гц. Таким образом,
для рассмотрения выбираем два варианта — свайный фундамент и фундамент на
резиновых ковриках. Для обоих вариантов следует определить размеры фундамент-
ного блока и параметры опорных элементов и убедиться, что при этом обеспечивается
заданная частота системы виброизоляции и уровень колебаний от возмущений со сто-
роны основания и действующих в станке не превышает допустимый.
198
3. Определение размеров фундамента и параметров опорных элементов;
проверочный расчет системы виброизоляции
а. Свайный фундамент *. Размеры фундаментного блока (ростверка) зададим по
габаритам станка. Примем, что размеры ростверка в плане £фХВф = '600X 500 см;
высота /7ф = 120 см. Площадка, на которой размещается цех, на глубину 7,7 м сло-
жена мягкопластичными суглинками (нормативный угол внутреннего трения <р” =
= 18' ), подстилаемыми тугопластичными глинами (ф)? = 24°). Установившийся уро-
вень грунтовых вод располагается на глубине 2 м. При таком уровне грунтовых вод,
расположенном на 0,8 м ниже подошвы ростверка, применять деревянные сваи нельзя.
Так как сваи целесообразно заглубить в малосжимаемые грунты, выберем для фунда-
мента железобетонные призматические сваи длиной 8 м сечением300 X 300 мм, несущая
способность которых 30 т (СНиП П-Б.5-67). При весе ростверка Gp = 90 тс
Рис. 76. Расположение свай (а) и ковриков (б) под фундаментным бло
ком для плоскошлифовального станка:
1 — габариты опорной поверхности станины
(Gp = 5- 6-1,2-2,5 = 90 тс) и весе станка 12 тс число свай, определяемое их несущей
способностью, — четыре. Учитывая указание, что шаг свай целесообразно принимать
максимально допустимым, примем число свай равным шести; расположение свай
показано на рис. 76, а.
Расчетные параметры фундамента. Вес ростверка 90 т; вес свай II т; момент
инерции массы ростверка относительно оси X, проходящей через его центр тяжести,
1хр = 200-104 кгс- см- с2; площадь сечения сваи ВСв = 900 см2; момент инерции пло-
щади сечения сваи JCB = 6,8- 104 см4.
При мощности верхнего слоя грунта (г = 7,7 м, заглублении свай в малосжимае-
мый грунт на величину 12— 1,3 м и высоте ростверка Нф= 1,2 м глубина погру-
жения сваи в грунт (св =7,7 — 1,2 + 1,3 = 7,8 м.
F „ (90 +12) Юз _
Расчетные параметры системы. Масса станка и ростверка М = ----ggj-------
= 104 кгс с2/см. Расстояние от подошвы ростверка до центра тяжести системы ста-
нок—ростверк h = 67 см. Момент инерции масс станка и ростверка относительно оси,
проходящей через центр тяжести системы станок—ростверк, 1С — 234-104 кгс- см- с2.
Приведенный момент инерции при тсв = 11 кгс- с2/см, п = 135 см и количестве свай
п = 6 по формуле (39)
I = 234 104 + -V- • 6 • 1352 = 254 • 104 кгс • см• с2,
о
* При расчете свайного фундамента использованы методика и данные из мате-
риалов ВНИИГСа.
199