CC BY
18
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Chowalla, M. Growth process conditions of vertically aligned carbon nanotubes using plasma enhanced chemical vapor deposition [Текст] / M. Chowalla, K.B.K. Teo, C. Ducati, N.L. Rupesinghe, G.A.J. Amara-tunga, A.C. Ferrari, D. Roy, J. Robertson, W.I. Milne // J. Appl. Phys.,— 2001.— Vol. 90, № 10.— P. 5308-5317.
2. Pollard, A.J. Formation of Monolayer Graphene by Annealing Sacrificial Nickel Thin Films [Текст] / A.J. Pollard, R.R. Nair, S.N. Sabki, C.R. Staddon, L.M.A. Perdigao, C.H. Hsu, J.M. Garfitt, S. Gangopad-hyay, H.F. Gleeson, A.K. Geim, P.H. Beton // J. Phys. Chem. C Letters.— 2009.— № 113(38).— P. 16565-16567.
3. Kim, Y.-G. Fabricating magnetic Co-Ni-C thin-film alloys by organometallic the vapor deposition [Текст] / Y.-G. Kim, D. Byun, C. Hutchings, P.A. Dowben, H. Hejase, K. Schroder // J. Appl. Phys.— 1991.— Vol. 70.— P. 6062-6064.
4. Протопопова, В.С. Химическое осаждение из газовой фазы слоев Ni из бис-(этилциклопентадиенил) никеля [Текст] / В.С. Протопопова, С.Е. Александров // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер.: Информатика. Телекоммуникации. Управление.— 2011. № 3.— С. 145-150.
5. Оура, К. Введение в физику поверхности [Текст] / К. Оура, В.Г. Лифшиц, А.А. Саранин, А.В. Зотов, М. Катаяма.— М.: Наука,— 2006.— 490 с.
6. Brissonneau, L. MOCVD-Processed Ni Films from Nickelocene. Part II: Carbon Content of the Deposits [Текст] / L. Brissonneau, D. de Caro, D. Boursier, R. Ma-
dar, С. Vahlas // Chem. Vap. Deposition.— 1999.— Vol. 5. № 4.— Р. 143-149.
7. Rao, C.N.R. Synthesis of multi-walled and singlewalled nanotubes, aligned-nanotube bundles and nanoro-ds by employing organometallic precursors [Текст] / C.N.R. Rao, A. Govindaraj, R. Sen, B.C. Satishkumar // Mat. Res. Innovat. — 1998.— Vol. 2.— P. 128-141.
8. Premkumar, P.A. Synthesis and characterization of Ni and Ni/CrN nanocomposite coatings by plasma assisted metal-organic CVD [Текст] / P.A. Premkumar, A. Dasgupta, P. Kuppusami, P. Parameswaran, C. Mallika, K.S. Nagaraja, V. S. Raghunathan // Chem. Vap. Deposition.— 2006.— Vol. 12.— P. 39-45.
9. Brissonneau, L. MOCVD of Ni and Ni3C films from Ni(dmen)2(tfa)2 [текст] / L. Brissonneau, А. Kacheva, F Senocq, J.-K. Kang, S.-W. Rhee, A. Gleiez, C. Vahlas // J. Phys. IV.— France.— 1999.— Vol. 9.— P. Pr8-597-604.
10. Zhou, W. Ni/Ni3C Core-shell nanochains and its magnetic properties: one-step synthesis at low temperature [Текст] / W. Zhou, K. Zheng, L. He, R. Wang, L. Guo, C. Chen, X. Han, Z. Zhang // Nano Lett.— 2008.— Vol. 8.— № 4.— P. 1147-1152.
11. Протопопова, В.С. Исследование кинетических закономерностей процесса химического осаждения из газовой фазы никелевых слоев из бис-(этилциклопентадиенил)никеля [Текст] / В.С. Протопопова, С.Е. Александров // ЖПХ.— 2012.— Т. 85, № 5.— C. 741-745.
УДК 621.822.5.001.6
М.С. Бундур, В.А. Прокопенко, Н.А. Пелевин
ПОВЫШЕНИЕ ЭКСПЛУТАЦИОННО-ТЕХНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Улучшение статических характеристик, долговечности, виброустойчивости технологических систем и оборудования является основной задачей при их разработке, модернизации и эксплуатации. Применительно к металлорежущим станкам (МРС) она обусловлена как требованиями роста производительности и качества обработки, так и потребностью увеличения демпфирующих свойств, что практически не может быть удовлетворена при использовании в шпиндельных узлах (ШУ) традиционных подшипни-
ков качения. Эффективным решением может служить внедрение опор жидкостного трения — гидростатических подшипников (ГСП).
При проведении модернизации серийного токарно-винторезного станка модели 1И611П выполнен комплексный анализ статических и динамических характеристик опорных систем радиального и осевого базирования ШУ МРС с применением ГСП вместо подшипников качения, используемых в исходном (базовом) исполнении.
Основные статические и динамические достоинства ГСП общеизвестны, в том числе и на практике, однако их более широкому внедрению в серийные МРС препятствует недостаточный объем и доступность для специалистов-инженеров рекомендаций по расчетам, оптимизации конструктивных параметров, выбору наиболее обоснованным образом системы управления, средств, позволяющих повысить виброустойчивость, энергетическую стабильность и т. д.
Особое внимание в работе уделено выбору и исследованиям характеристик различных систем управления, среди которых анализировались следующие известные варианты и их возможности:
вариант I — типовая дроссельная система управления с использованием в передней (ПО) и задней (ЗО) опорах ШУ ламинарных дросселей типа «сопло — заслонка» (рис. 1, а);
вариант II — комбинированная схема управления с использованием в ПО и ЗО ШУ в каждом из каналов управления по одному дросселю и одному насосу (рис. 1, б);
вариант III — схема управления «насос — карман» c использованием в ПО и ЗО ШУ автономных насосов (рис. 1, в);
вариант IV c использованием в ПО ШУ в каждом канале управления мембранного регу-
лятора и дросселя, а в ЗО ШУ, аналогично варианту I, — дросселей (рис. 1, г).
Основными целями модернизации были повышение быстроходности ШУ—с п=2000 об/ мин до п^х = 5000 об/мин, его нагрузочной способности в 2,5 раза в радиальном и в 2 раза в осевом направлениях, а также демпфирующих свойств ШУ и МРС в целом, т. е. виброустойчивости. Значения приведенных параметров обоснованы результатами проведенных технологических исследований в направлении расширения возможностей обработки современных легких и цветных сплавов, а также черновой обработки труднообрабатываемых материалов, в том числе с использованием прогрессивных инструментов.
Эквивалентность вариантов в части статических характеристик была обусловлена обеспечением одинаковой жесткости С радиального ГСП (примерно 1,1 кН/мкм) с определением рабочей точки по давлению (р0) в опоре ГСП при разной ширине ГСП В с целью ограничения максимального радиального смещения 5^ на кромке ГСП (не более 50 % от рабочего зазора, принятого равным 45 мкм).
Установлено, что диаметр шпинделя необходимо увеличить до 90 мм. Ширина ГСП определена по результатам статических расчетов, приведенных в табл. 1.
Рис. 1. Схемы управления опорами ГСП
Таблица 1
Результаты статического расчета вариантов ГСП
Вариант рп, МПа D, мм B, мм С-106, Н/м 5е, мкм 5^, мкм
I 9 90 50 844 24,3 165
60 987 23,5 156
70 1098 22,5 148
II 2,1 90 50 859 24,2 163
60 979 23,4 152
70 1101 22,2 146
III 1,85 90 50 838 24,4 162
60 963 22,8 154
70 1091 22,3 146
IV 4,5 90 50 840 24,3 165
60 975 23,1 155
70 1095 22,0 144
По статическим показателям все рассмотренные варианты обладают близкой нагрузочной способностью, но при этом из-за существенной разницы в несущей способности систем потребное давление питания (начальное давление в опорах ГСП) различно. При этом, как следствие, в вариантах II, III, IV расход рабочей жидкости значительно меньше, чем при использовании дроссельной системы управления (вариант I). Принятое значение ширины ГСП составляет B = 70 мм.
Аналогичным образом определены параметры упорного ГСП: ширина B = 18 мм; рабочий зазор h0 = 45 мкм; давление питания рп = 6 МПа; статическая ошибка (при максимальной нагрузке) 5 = 9,4 мкм; ошибка на кромке углового поворота при радиальной деформации шпинделя Дп = 5,3 мкм.
В результате энергетического расчета и исследования вариантов определены значения перегрева рабочей жидкости на максимальных частотах вращения шпинделя, которые не превышают допустимых значений и составляют 15-30 °C.
Важнейший этап исследований — анализ поведения ГСП в динамике и оценка его результатов.
По известным системам уравнений [1, 2], представляющим собой математическое описание нелинейной модели ГСП в программном пакете «МАТЪАВ 81шиНпк», разработаны модели, по которым выполнены исследования ГСП для всех вариантов систем управления.
Расчет, построение и исследование частотных характеристик производились по линейным моделям системы автоматического регулирования (САР) ГСП, разработанным в «МАТЪАВ 81шиНпк». На рис. 2 в качестве примера приведено окно со структурной схемой линейной разомкнутой САР в обозначениях «МА^АВ 81шиНпк» для дроссельного варианта ГСП.
Для остальных вариантов отличие в структурах состоит лишь в значениях некоторых исходных и расчетных параметров схемы или в дополнительных элементах структуры (как в варианте IV).
Основным параметром при оценке динамического качества САР служит значение запаса по фазе (Дф) на частоте среза (юср) логарифмической амплитудно-частотной характеристики (ЛАЧХ) [3].
На рис. 3 кривая 1 — это ЛАЧХ для варианта I ГСП, а кривая 1' — соответствующая ей ЛФЧХ. Фактический запас по фазе при этом
File Edit View Simulation Format Tools Help
□ ^Уё ffl ^ iM ^ Q | ► ■ (ÎÔ15 I Normal
Разомкнутая структурная схема CAP* ГСП
Ready_|l00% _| |ode45 /;,
Рис. 2. Окно со структурной схемой в обозначениях «MATLAB 81шиИпк» для линейной САР
; ; ; System: linsys I
I Phase Margin (deg): 25,6 J..:U. Delay Margin (sac): 0 000106 j : At frequency (rad/sl: 4.22e+03 ■ Closed loop stable? Yes
System: Iinsys2
;__Phase Margin (degu 35
" OelaylVlargrrvfsec): O.OOCtt 79 nAt frequency (rad/s): 3.4 le+03 Closed looo stable'? Yes
Рис. 3. ЛАЧХ и ЛФЧХ для вариантов I и IV
составляет Дф1 = 26° (на частоте среза юср1 = = 4220 с-1), что существенно ниже минимально допустимого значения 55° [3].
Кривая 2—ЛАЧХ для варианта IV, а 2 — соответствующая ей ЛФЧХ. Фактический запас по фазе при этом несколько выше и составляет Дф2 = 35° (на частоте среза юср2 = 3410 с-1), т. е. на 31 % больше, чем в варианте I, но также ниже упомянутого минимально допустимого запаса для САР высокого качества. Результаты расчета вариантов II, III представлены в табл. 2.
Для дополнительной оценки и анализа динамического качества ГСП выполнены расчет и построение соответствующих переходных процессов (ПП) при больших (рис. 4, а) и малых
(рис. 4, б) нагрузках (черновые и чистовые режимы резания соответственно) на базе пакета «ЫАТЬАБ БтиИпк».
При малых нагрузках обе схемы в начале ПП имеют некоторую колебательность. Варианты II, III исследованы аналогичным образом; колебательность ПП в них также присутствует и соответствует рассчитанным значениям Дф (см. табл. 2). При больших нагрузках для всех вариантов колебательность проявляется значительно слабее.
Таким образом, установлено, что наилучшими показателями динамического качества обладает САР в варианте IV.
Исследование ЛАЧХ и ЛФЧХ упорного ГСП с дроссельной системой управления показало
Т аблица 2
Влияние радиального смещения оси шпинделя на динамические показатели качества САР ГСП
Вариант Р„, МПа А, мкм с-1 Аф, град f, Гц
I 9 0 4220 25,6 700
5 4170 27,8 680
10 4000 35,1 680
15 3560 49,0 -
20 2620 68,6 -
II 2,1 0 4180 32,7 730
5 4120 35,8 730
10 3920 44,4 720
15 3420 60,0 -
20 2310 75,7 -
III 1,85 0 4190 28,4 670
5 4150 30,5 670
10 3980 37,7 670
15 3540 51,5 -
20 2610 71,3 -
IV 4,5 0 3410 35,0 630
5 3030 47,4 600
10 2470 61,2 -
15 1780 74,2 -
20 1160 85,4 -
а)
Амплитуда,х 10-5
б)
\ s
2
1
Время, с
Амплитуда,х 10-'
System: linsysl
I/O: Edenichnyj impurs to Transfer Fcn5 . Settling time (seconds): 0.00397
0005 001 0415 002 00» 009 00» 00*
System; linsy$2
I/O : Edenichnyj impul's to Transfe Settling time (seconds): 0.0312
Время, с
Рис. 4. Переходные процессы в вариантах I (1) и IV (2) САР ГСП:
а — при Ррад = 6,1 кН; б — при Pp;
100 Н
2
фактический запас по фазе Дф = 71° (на частоте среза юср = 7800 с-1), что выше упомянутого критерия, т. е. САР упорного ГСП соответствует динамическому качеству для САР высокого уровня.
После определения показателей динамического качества следует в случае колебательности САР оценить ее допустимость по критерию виброустойчивости [4], в соответствии с которым собственная частота / ШУ должна быть не менее 500 Гц. Собственная частота для варианта IV составляет 630 Гц (см. рис. 4, б) и близка к упомянутому нижнему пределу. С учетом того, что верхний предел частот вращения модернизированного привода главного движения составляет 5000 об/мин, нельзя исключать при высокоскоростных операциях вероятность появления возмущающих воздействий в области резонансной частоты. Для остальных вариантов установленные значения частот /приведены в табл. 2. Они незначительно отличаются от собственной частоты в варианте IV.
Из изложенного следует, что необходимо рассмотреть возможности дополнительного повышения динамического качества САР ГСП для исключения колебательности и реализации возможностей высокопроизводительной обработки.
Средством повышения динамического качества САР, известным наибольшей эффективностью, является подключение ЛС-цепей коррекции [5]. Введение ЛС-цепей коррекции широко используется в практике, но применительно к рассматриваемому станку этому способу присущи следующиме недостатки: большие габаритные размеры гидрокорректора; проблемы, связанные с размещением и установкой гидрокорректора; сложность сборки и настройки. Поэтому было проведено исследование возможностей повышения динамического качества за счет перехода к несимметричной схеме САР при радиальном смещении оси шпинделя без использования корректирующих ЛС-цепей.
В табл. 2 показатели динамического качества при концентричном положении шпинделя (Д = 0) приведены для всех рассматриваемых вариантов. При выполнении радиального смещения для конструктивно несимметричных систем управления ГСП в вариантах II и IV существенное значение в случае токарного станка
имеет расположение относительно шпинделя в горизонтальной плоскости опоры с дроссельным управлением, что связано с отличиями как в жесткости и несущей способности нагрузочной и разгрузочной ветвей статической характеристики, так и в значениях запаса по фазе Дф соответствующих САР. В результате выполненного анализа для варианта IV установлено, что опора с регулятором должна размещаться относительно резцедержателя со стороны, противоположной фартуку станка, и смещение шпинделя Д должно выполняться в том же направлении. Приведенные в табл. 2 результаты получены с учетом отмеченных особенностей.
Из анализа результатов следует, что запас по фазе растет с увеличением смещения во всех вариантах. Однако с учетом исследований влияния изменяющихся при этом расходов жидкости через опоры ГСП установлено, что тепловыделение на скорости птах = 5000 об/мин (чистовые режимы обработки) в опорах с меньшими зазорами также возрастает и при достижении смещения Д = 15 мкм близко к предельно допустимым значениям, что является энергетическим ограничением по дальнейшему увеличению возможного смещения и связанного с ним повышения динамического качества. Исходя из этого вариант IV при Д = 15 мкм по критерию запаса по фазе существенно превосходит остальные варианты (примерно на 25 %) и поэтому обеспечивает наибольший уровень виброустойчивости.
Окончательное решение по выбору величины радиального смещения шпинделя следует принимать из расчета и построения ПП по разработанной динамической модели в программном пакете «МАТ^В 81шиНпк». Для различных вариантов смещения построены приведенные на рис. 5, а ПП в варианте IV на больших (Ррад = = 6,1 кН) нагрузках (черновые режимы резания).
Анализ полученных зависимостей (см. рис. 5, а) показывает, что смещение Д = 15 мкм практически позволяет при наибольшей нагрузке свести к нулю колебательность САР.
При нагрузке Ррад = 100 Н колебательность САР в случае смещения Д = 15 мкм практически устраняется (рис. 5, б).
Таким образом для повышения динамических показателей САР ГСП принимается вариант IV с радиальным смещением шпинделя Д =
а)
Амплитуда,х 10-5
\ =0 um f........Амкм ......
ЦК. [ д Ч,=Ю mm
Дw=15mkm ■■ ; л п> -20 мкм
• i i
б)
Амплитуда,х 10-
üists j tu и:-; :ûî :ci "i c.iî ггл ¡зек Время, с
luui t_i ¡л'ц: uo ль «.ч.^ и::--; : к Время, с
Рис. 5. Переходные процессы при Ррад равном 6,1 кН (а) и 100 Н (б)
= 15 мкм. В дополнение к табл. 2 выполнен анализ статических показателей выбранного варианта ШУ; результаты следующие: Д = 15 мкм; С = 1097-106 Н/м; = 22,5 мкм; = 148.
ШУ с ГСП в варианте IV удовлетворяет условию жесткости (5^ < 0,5й0); кроме того, при наибольшей нагрузке на максимальном вылете прогиб шпинделя на конце ШУ (радиальная деформация) составляет 5^ = 148 мкм. При этом доля радиальной деформации собственно шпинделя около 125 мкм для всех вариантов.
В соответствии с системой допусков и посадок гладких соединений погрешность обработки, равная 5^ = 148 мкм, для интервалов номинальных размеров соответствует таким квалитетам точности:
св. 30 до 80 мм — 11 квалитет; св. 80 до 250 мм — 10 квалитет;
св. 250 до 500 мм — 9 квалитет.
Для ГСП в варианте IV в соответствии с методикой [6] проведено проектирование мембранного регулятора с сопротивлением типа «сопло — заслонка», в результате которого определены основные его конструктивные параметры: диаметр мембраны Бм = 45,6 мм; наружный диаметр сопла йн = 12 мм; диаметр отверстия сопла йвн = 2 мм; толщина диафрагмы 5м = 2,4 мм; начальный зазор в регуляторе Н0 = = 24 мкм.
При этом обеспечиваются необходимые значения коэффициента формы статической характеристики — кф = 3, выполнение условий лами-нарности потока жидкости ((йн — <!вн)/2Нр > 50) и прочности мембраны (а < [адоп]) при изготовлении ее из рессорно-пружинной листовой стали 50С2.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Прокопенко, В.А. Динамика шпиндельных гидростатических подшипников при исследовании схем управления с регулятором [Текст] / В.А. Прокопенко, И.А. Чернов // Теория механизмов и машин.— 2007.— № 1. Т. 5.— С. 45-50.
2. Прокопенко, В.А. Выбор систем управления для гидростатических подшипников по критериям динамического качества [Текст] / В.А. Прокопенко // Новые промышленные технологии.— 2010.— № 1.— С. 47-53.
3. Иващенко, H.H. Автоматическое регулирование. Теория и элементы систем [Текст] / H.H. Иващенко.— М.: Машиностроение, 1978.— 736 с.
4. Пуш, В.Э. Конструирование металлорежущих
станков [Текст] / В.Э. Пуш.— М.: Машиностроение, 1977.— 390 с.
5. Привалова, О.В. Анализ динамического качества шпиндельных гидростатических подшипников с RC-коррекцией в различных областях колебательных движений [Текст] / О.В. Привалова, В.А. Прокопенко, Д.Ю. Скубов.— В кн.: Situation and perspective of research and development in chemical mechanical industry.— Krudevac (Югославия): IMK 14 October, 2001.— С. 331-337.
6. Якир, Е.М. Гидростатические направляющие с регуляторами. Расчет и проектирование. Рекомендации [Текст] / Е.М. Якир, Г.А. Левит, Б.Г. Лурье.— М.: ЭНИМС, 1970.— 64 c.
