antriebstechnik 1-2/2021

FORSCHUNG UND

FORSCHUNG UND ENTWICKLUNG Bei der Hochgeschwindigkeitszerspanung stellt nicht mehr die Leistungsfähigkeit der Antriebe die Leistungsgrenze dar, sondern die Prozessstabilität von Fräsoperationen. Für hohe Zeitspanvolumina werden die Grenzen der Produktivität durch Ratterschwingungen bei instabilen Prozesszuständen erreicht. Ratterschwingungen sind selbsterregte Schwingungen, die aufgrund einer ungünstigen dynamischen Wechselwirkung aus Zahneingriffsfrequenz (Drehzahl) und Strukturschwingungen des Werkzeugs entstehen. Wird die Spindelwelle durch Kräfte infolge des Zahneingriffs zu Schwingungen angeregt, entstehen Relativverlagerungen zwischen Werkzeug und Werkstück. Aufgrund dieser Verlagerung kann es zu einer Variation der Spanungsdicke bei jedem Zahneingriff kommen. Hieraus resultiert eine sich zeitlich ändernde Schnittkraft F C . Eine zeitliche Änderung der Schnittkraft wirkt auf die Spindelstruktur zurück, sodass eine geschlossene Wirkkette entsteht. Ist die Strukturdämpfung der Spindel nicht hinreichend hoch, wird der Zerspanprozess instabil, und die Werkzeugmaschine „rattert“. Diese Ratterschwingungen reduzieren die Werkstückqualität sowie die Lebensdauer von Werkzeug und Maschine. Um Prozessinstabilitäten zu vermeiden, wird in der Regel die Schnitttiefe beziehungsweise -breite verringert. Zur Kompensation von Ratterschwingungen an der Hauptspindel erforscht das IFW gemeinsam mit dem Institut für Antriebssysteme und Leistungselektronik (IAL) der Leibniz Universität Hannover eine Methode zur motorintegrierten Spindeldämpfung. Die Methode ermöglicht eine Erhöhung der Grenzschnitttiefe bei gleichzeitiger Verringerung der Strukturschwingungen. Der Ansatz der motorintegrierten Spindeldämpfung basiert auf der Integration eines elektromagnetischen Aktors in das Aktivteil eines Synchronmotors [BIC15]. Hierfür wurde der Bauraum einer bestehenden Motorspindelkonstruktion verändert. In Bild 05 oben ist das Funktionsmuster a) im Querschnitt als Prinzipdarstellung gezeigt. Die dynamische Schnittkraftänderung führt zu einer dominanten Biegeeigenform der Werkzeugspindel (siehe Bild 05, blaue strichpunktierte Linie). Um die Biegeeigenform der Spindel zu beeinflussen, ist das externe Aktorwicklungssystem mittig zwischen zwei Motorsegmente positioniert. Die Permanentmagnete auf dem Rotorblechpaket werden im Bereich des Aktorwicklungssystems durch einen magnetischen Rückschluss ersetzt. Durch die Anordnung von drei um 120° versetzten Aktorsträngen um den Spindelschaft (Bild 05, rechts) kann ein Kraftvektor, ähnlich wie bei einem Magnetlager [MAS09], erzeugt werden. Zur Detektion der Spindelschwingungen sind drei Wirbelstromsensoren in unmittelbarer Nähe zu der Aktorwicklung verbaut. Anhand eines Systemmodells werden dann in einem Regelungssystem die notwendige Stellkraft und die Kraftrichtung berechnet. Durch Transformationsberechnungen werden Kraft und Kraftrichtung anteilig für die Aktorstränge berechnet. Die entsprechenden Aktorstränge werden bestromt, sodass die resultierenden Grenzflächenkräfte den Schwingungen entgegen wirken, sodass diese aktiv gedämpft werden. Das Konzept der motorintegrierten Spindeldämpfung wurde mit Hilfe von Fräsversuchen anhand des Funktionsmusters a) evaluiert. In den Versuchen wurden Nuten in ein Werkstück aus dem Werkstoff EN AW-7075 (3.4365) mit unterschiedlichen Werkzeugdurchmessern (D WZ = 25 mm und D WZ = 16 mm) gefräst. Um die Leiswerden die Schwingungen vom Maschinenbett entkoppelt. Die aktive Ruckentkopplung wirkt so als Tiefpass zweiter Ordnung ohne Reso-nanzüberhöhung, wie sie bei einer passiven Ruckentkopplung auftritt. Um die Eigenschaften aktiv ruckentkoppelter Vorschubachsen zu erforschen, wurde am IFW ein Kreuztisch-Prüfstand mit integrierter aktiver Ruckentkopplung konzipiert und aufgebaut (Bild 03). Der Versuchsstand ermöglicht den experimentellen Vergleich von aktiver Ruckentkopplung, passiver Ruckentkopplung und einer starren Anbindung des REK-Schlittens an das Maschinenbett. Die aktive Ruckentkopplung ist hierbei in die überlagerte X-Achse des Kreuztisches implementiert. Der Entkopplungsaktor ist als konventioneller Lineardirektantrieb 1 FN3600-4WC00 der Siemens AG, mit einer Nennkraft von F A = 5 kN, zwischen REK-Schlitten und Y- Schlitten positioniert. Das Sekundärteil des REK-Aktors ist auf dem REK-Schlitten und das Primärteil auf dem Y-Schlitten angebracht. Zur Evaluierung der aktiven Ruckentkopplung wurde das dynamische Strukturverhalten des Kreuztisches bei passiver Ruckentkopplung, aktiver Ruckentkopplung und starrer Anbindung im Frequenz- und im Zeitbereich bestimmt. Für die Betrachtung im Frequenzbereich wurde das Nachgiebigkeitsverhalten zwischen Hauptantrieb und Maschinengestell anhand des Nachgiebigkeitsfrequenzgangs analysiert. Hierfür wurde die Maschinenstruktur über den Hauptantrieb der X-Achse über eine sinusförmige Kraftanregung mit einer Amplitude von F M = 350 N in einem Bereich von 3 Hz bis 250 Hz bei einer Schrittweite von 0,5 Hz angeregt. Mit Hilfe eines Laservibrometers (Polytec, OFV 303) wurden die resultierenden Gestellschwingungen in X-Richtung am Y-Schlitten bei aktiver Ruckentkopplung, passiver Ruckentkopplung und starrer Anbindung ermittelt. Links in Bild 04 ist der Nachgiebigkeitsfrequenzgang des Gestells bei passiver Ruckentkopplung (blau), aktiver Ruckentkopplung (rot) und starrer Anbindung (schwarz) dargestellt. Bei starrer Anbindung ist eine Resonanzüberhöhung bei 38 Hz zu sehen. Die Starrkörperschwingung des Maschinengestells wird bei dieser Frequenz maximal angeregt. Die dynamische Nachgiebigkeit beträgt dabei δ = 250 µm/kN. Durch das Tiefpassverhalten der passiven Ruckentkopplung wird die maximale dynamische Nach giebigkeit bei 38 Hz um 80 % reduziert (von δ = 250 µm/kN auf 50 µm/kN). Zu erkennen ist die zusätzliche Resonanzerhöhung in der Eigenfrequenz der passiven Ruckentkopplung bei 5 Hz. Die dynamische Nachgiebigkeit beträgt bei der Eigenfrequenz δ = 100 kN/µm. Durch den Einsatz der aktiven Ruckentkopplung wird die Resonanzüberhöhung durch die passive Ruckentkopplung um 50 % (von δ = 100 kN/µm auf 50 µm/kN) reduziert. Die Wirkung der aktiven Ruckentkopplung als Tiefpass zweiter Ordnung wird anhand der Reduzierung der beiden Resonanzüberhöhungen bei passiver Ruckentkopplung ersichtlich. Zur Validierung des Ansatzes wurden Positioniersprünge mit einem Weg s = 120 mm bei einem trapezförmigen Beschleunigungsprofil (a max = 15 m/s², v max = 0,5 m/s) für unterschiedliche Ruckwerte durchgeführt. In Bild 04 rechts ist die Auslenkung des Maschinengestells für einen Ruck von r = 500 000 m/s³ über der Zeit dargestellt. Dieser Ruck stellt die maximale Belastung der starren Anbindung dar und wurde als Referenzwert verwendet. Es zeigt sich, dass durch die passive Ruckentkopplung die maximale Amplitude im Vergleich zur starren Anbindung um 40 % (von x G = 42 µm“ auf 25 µm) reduziert wird. Die Gestellschwingung bei passiver Ruckentkopplung weist jedoch eine um 40 % höhere Ausschwingzeit auf. Die Auslenkung des Maschinengestells bei aktiver Ruckentkopplung hat eine ähnliche Amplitude wie die passiver Ruckentkopplung. Die Ausschwingzeit ist gegenüber der passiven Ruckentkopplung jedoch um 50 % kürzer. Ziel weiterer Forschung ist der Vergleich der Entkopplungs-Maßnahmen innerhalb einer Werkzeugmaschine im Fräsversuch. Hierfür wird eine Werkzeugmaschine mit existierender passiver Ruckentkopplung um die aktive Ruckentkopplung erweitert. MOTORINTEGRIERTE SPINDELDÄMPFUNG 40 antriebstechnik 2021/01-02 www.antriebstechnik.de

FORSCHUNG UND ENTWICKLUNG tungsfähigkeit der Spindeldämpfung zu bewerten, wurden Bearbeitungsparameter gewählt, die im ungedämpften Fall zu einem instabilen Bearbeitungsprozess führen. Aus den Prozessparametern resultiert beim Werkzeug mit D WZ = 25 mm ein instabiler Bearbeitungsprozess. Bei den Versuchen wurde eine Hälfte der Nut mit deaktivierter Dämpfung bearbeitet. Im Anschluss erfolgten eine Unterbrechung des Vorschubs und eine Aktivierung der Dämpfung. Der Rest der Nut wurde mit aktivierter Dämpfung bearbeitet. Bild 06 oben zeigt das Messsignal des internen Schwingungsmesssystems in X-Richtung für den Bearbeitungsprozess mit den gewählten Prozessparametern. Das Messsignal resultiert aus der kartesischen Transformation der drei Wirbelstromsensoren. Im ungedämpften Fall ist anhand des Anstiegs der Schwingungsamplitude ab dem Zeitpunkt t = 2,7 s eine Instabilität erkennbar. Nach dem Einschalten der aktiven Dämpfung nehmen die Schwingungsamplituden um 40 % ab. Anhand einer optischen Betrachtung des Nutgrunds (Bild 06, Mitte) ist im gedämpften Fall eine Oberfläche ohne signifikante Rattermarken zu erkennen. Der Nutgrund des ungedämpften Prozesses weist hingegen deutliche Rattermarken auf. Die Messung des Flankenprofils (Bild 06, unten) erfolgte über ein taktiles Rauheitsmessgerät. Die Analyse des Flankenprofils zeigt, dass durch eine aktive Spindeldämpfung der Mittenrauwert R a um 95 % und die gemittelte Rautiefe R z um 88 % reduziert werden können [BIC15]. Durch die externe Dämpfungswicklung ergibt sich jedoch eine Einschränkung beim Betrieb des Funktionsmusters a). Das Aktivteil des Spindelmotors ist in diesem Konzept in zwei Teile unterteilt. Die Dämpfungswicklung ist zwischen den beiden Statorteilen positioniert. Als Folge ist die Aktivteillänge des Stators im Vergleich zu einem baugleichen Motor um 57 % reduziert (von 140 mm auf 60 mm). Im gleichen Maße wird das maximale Motormoment (von 38 Nm auf 16,34 Nm) und die entsprechende Motorleistung (von 43,5 kW auf 18,7 kW) reduziert [BIC15]. Um dieser Einschränkung zu begegnen, wird am IFW aktuell ein neuartiges Konzept erforscht. Hierbei werden die Aktorstränge in das Statoraktivteil eines konventionellen Motors integriert. In Bild 05 unten ist das Konzept schematisch dargestellt (Funktionsmuster b). Als Motor wurde für dieses Konzept ein Synchronmotor mit vergrabenen Permanentmagneten ausgewählt. Der Vorteil gegenüber einer Variante mit oberflächenmontierten Permanentmagneten sind ein kleinerer magnetisch wirksamer Luftspalt für die Aktorstränge und ein besserer Schutz der Permanentmagnete gegen Demagnetisierung. Die Anordnung der drei Aktorstränge in den Nuten der Statorwicklung zeigt Bild 05 unten rechts. Die Aktorwicklung beanspruchen hierdurch einen Teil des Bauraums der Statorwicklung. Die Dämpfungskräfte werden entsprechend über die gesamte Länge des Motors aufgebracht. Für die Messung der Spindelschwingungen sind nur geringfügige Änderungen der konventionellen Konstruktion notwendig. Hierfür wird in der Nachgiebigkeit δ Beschleunigungssensor REK- Schlitten Y-Schlitten KGT Y-Achse Maschinenbett Y µm/kN X 10 1 10 0 Aktive Ruckentkopplung 10 -1 Passive Ruckentkopplung 0 10 20 30 Hz 50 Frequenz f Bh/89234 © IFW 03 Kreuztisch-Prüfstand 04 Schwingverhalten der Maschinenstruktur im Frequenzbereich (links) und im Zeitbereich (rechts) Auslenkung Gestell x G 60 µm 20 0 -20 Hauptantrieb Gestell- 10 3 Nachgiebigkeitsfrequenzgang -50 % Starre Anbindung -80 % Gestellschwingung bei Positionssprung Passive Ruckentkopplung Feder-Dämpfer Elemente Messfleck Vibrometer Bh/89233 © IFW Aktive Ruckentkopplung -50 % -40 -60 -40 % Starre Anbindung 0 0,2 0,4 0,6 s 1 Zeit t Bh/89235 © IFW 05 Prinzipieller Aufbau der motorintegrierten Dämpfungsaktoren. Funktionsmuster a) mit externem Aktor, Funktionsmuster b) mit im Stator integrierten Aktorwicklungen www.antriebstechnik.de antriebstechnik 2021/01-02 41