antriebstechnik 1-2/2021

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