Диссертация (1026045), страница 17

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 17)

Разница осевых смещений впокоящемся состоянии шпинделя и при приложении силы определяетрадиальный зазорh0U   0,5ucZc0(A)  ucZc0(Б)  cos 1 .(4.2)Измерение повторено 3 раза. Результат статистическое обработки пораспределению Стьюдента с вероятностью 95% h0U   (9,39±0,21)·10-6 мблизки к оценке зазора по силовым характеристикам h0<R>, что свидетельствуето точности определения жёсткости и о незначительности контактных и упругихдеформаций.4.5.3. Измерение зазора по вязкому моменту торможенияИз-за малости момента торможения аэростатических шпиндельныхузлов ему не уделяется значительного внимания.

Но иногда им нельзяпренебрегать. Например, при прецизионной обработке на выбеге, когдашпиндель с маховиком для проведения обработки отключается от приводапосле разгона. В монографии [40] при обзоре приводов аэростатических игидростатических шпиндельных узлов для прецизионных станков говорится,что именно этим способом достигнута наименьшая шероховатость деталей сRz=(2…8)·10-8 м, благодаря устранению вибраций привода. При такойобработке нужно совершить проход инструмента за время одного выбега,поэтому необходимо точно знать момент торможения.В то же время сопротивление вращению важно, как критерий качества,который легко измерить без использования дорогостоящего оборудования.

Вразделе 2.4.8.1 показано, что вязкое сопротивление вращению обратнопропорционально зазору, если пренебречь смещениями. А в приложении115П.4.3.1 на примере узла НШУС 110 показано, что смещения шпинделя менее0,5 h0 меняют момент торможения не более чем на 8%.Процедура измерениям усреднённого зазора по кривой выбега для узлаРТШ 020, описанная в приложении П.6.2, дала следующие результаты. Давление подачи и направление вращения не влияют на кривую выбега ихарактеристики трения. Несмотря на отсутствие электродвигателя, кривая выбега шпиндельногоузла опять лучше всего описана моделью с вязким и сухим сопротивлением,с параметрами указанными в Таблице 6 с разбросом, определённым пораспределению Стьюдента с вероятностью 95%. По вязкому сопротивлению оценён усреднённый зазор h0<M>=10,09·10-6 м.Коэффициент вязкого сопротивления меньше, чем у узла НШУС 110примерно в 2,7 раз, что является следствием меньшего радиуса опор;Постоянный момент сопротивления MT в 20 раз меньше, чем у узлаНШУС 110.

Следовательно, основной, но не единственной причиной MT уНШУС 110 были потери на перемагничивание.Таблица 6.Результаты исследования выбега шпиндельного узла РТШ 020Определённая величинаПостоянный моментMT, Н·мсопротивленияКоэффициент вязкогоa, Н·м·ссопротивленияОценка номинальногоh0<M>, мрадиального зазораЗначениеε, %-(11,83±1,13)·10-49,53(1,4946±0,0158)·10-41,0610,09·10-64.5.4. Измерение шероховатости опорных поверхностейВ приложении П.6.3 определены параметры шероховатости опорныхповерхностей шпинделя Ra=0,382·10-6 м, Rz=4,81·10-6 м. Усреднённый зазордолжен быть больше зазора, определяемого по смещениям примерно на Rz илисумму Rz опорных поверхностей [159].

Обработка опорных поверхностей узлаНШУС 110 выполнена по схожей технологии. Полученное значение Rz116объясняет, почему расчётные характеристики совпали с измеренными прибольшем зазоре h0=18·10-6 м. Также в приложении П.6.3 по виду микрорельефаповерхности сделаны рекомендации по снижению шероховатости.4.5.5. Итоги оценки зазора разными способамиВ Таблице 7 сопоставлены оценки минимального зазора по осевымсмещениям, среднего зазора по вязким сопротивлениям и шероховатость.Таблица 7.Зазор h0, оценённый разными методамиМетод определенияОбозначениеЗначениепо осевой силовой характеристикеh0F , м9,4730·10-6по осевым биениям без давления подачиh0U  , м9,388·10-6по вязкому сопротивлению при вращенииh0M  , м10,09·10-6среднее по всем методамh0 , м9,65·10-6Параметры шероховатости опорных поверхностейсреднее арифметическое отклонение профиля RaRa, ми высота неровностей по десяти точкамRz, м0,382·10-64,81·10-6Выполненные оценки зазора дали близкие оценки зазора, но в то жевремя выявили следующие противоречия.При предварительных испытаниях узла НШУС 110:1.Оценка минимального зазора по смещениям оказалась больше оценкиусреднённого зазора по вязкому сопротивлению на выбеге на 0,9·10-6 м(приложение П.5.4).2.Экспериментальная осевая силовая характеристика для узла НШУС 110(приложение П.5.1.3) показала совпадение с расчётами при усреднённом зазореh0≈18·10-6 м, что соответствует разнице δ≈(6…7)·10-6 м.При расширенных испытаниях узла РТШ 20:3.Оценка усреднённого зазора по вязкому сопротивлению вращениюоказалась на 0,7·10-6 м больше, чем по смещениям.

Но разница δ должна бытьзначительно больше δ≈(1…2)·Rz опорных поверхностей [159].117Выводы по измерению зазора1.Измерения вязкого сопротивления на выбеге не позволили установитьусреднённый зазор. Возможно, это связано с микрорельефом опор послепритирки, который оказывает большее сопротивление окружному куэттовскомудвижению воздуха, чем напорному меридиональному течению.2.Упругие, контактные и температурные деформации от давления подачи ивращения шпинделя при разработанной конструкции узла увеличивают зазорне более чем на (0,1…0,7)·10-6 м.4.6. Исследование ударных переходных процессов4.6.1. Особенности проведения испытанийАвтоматизированная запись осевых перемещений двух точек шпинделяD1 и D2 (Рис.

4.2) с частотой 9000 Гц позволила вычислить по формуле (П.6.1)осевые смещения uCZc0(t) и угол поворота φx(t) вокруг оси C1Yс1 (Рис. 4.2 д, е).По ним определены характеристики опор в осевом и в радиальномнаправлениях, и косвенно получены характеристики радиальных колебанийшпинделя вдоль оси C1Yс1 (Рис. 4.2 ж).Рис. 4.2. Динамические испытания: а - положение датчиков Di и точек ударовPj; б, в, г - направления ударов; д, e, ж - предполагаемые формы колебаний118Удары по шпинделю нанесены в точках P1, P2, P3 в направлениях,указанных на Рис.

4.2 б…г. В каждой точке при разных давлениях подачиприложены серии ударов. Для анализа лучше подошли удары в точки P1 и P2(Рис. 4.2).Оцифрованные показания датчиков были записаны на компьютереследующим образом. По резкому росту перемещений выделялся момент удараt<s>. Прямоугольным окном выбран переходный процесс для каждого удараuD1Zc0(t<s-N1>)… uD1Zc0(<s+N2>) и uD2Zc0(t<s-N1>)… uD2Zc0(t<s+N2>), где N1 и N2 некоторое количество точек до и после момента удара t<s>. Выброшены израссмотрения грубые измерения и переходные процессы с двойными ударами истационарным шумом. В результате в каждой серии осталось от 6-ти до 13ударов.

Для исключения погрешности установки, из переходных процессоввычтены среднее перемещения. Быстрым дискретным преобразованием Фурьедля временных зависимостей осевого смещения uCZc0(t) и угла перекоса φx(t)определены частотные образыuCZc 0 t i  , i  1...N  U  f k    Au  f k   , k  1... N и x t i  , i  1...N  F  f k    Af  f k   , k  1...N ,(4.3)где Au  f k   и A f  f  k   - комплексные амплитуды преобразования Фурье приkk-той частоте f , а U  f k   и F  f  k   - их абсолютные значения.4.6.2. Гипотезы для обработки экспериментальных данныхПри обработке результатов измерений использован ряд допущений.1.

Угол перекоса оси шпинделя мал |φx|<h0R-1≈10-3 рад.2. Скорость вращения шпинделя равна нулю ωZa=0.3. Опорные реакции опор линейно зависят от смещений и скоростей.4. Перекрёстные зависимости опорных реакций отсутствуют.5. У двух опор жёсткости и вязкие сопротивления равны.6. Центры жёсткости и тяжести шпинделя совпадают.119При принятых допущениях собственными формами колебаний будутосевые, радиальные и угловые колебания (Рис. 4.2), а радиальные и угловыежёсткость и вязкое сопротивление связаны между собойKSpdY  4KSpd bSpY  4bSp,(4.4)L2 ABL2 ABгде LAB - расстояние между центрами сфер; KSpdY, bSpY – жёсткость и вязкое,сопротивление шпинделя при поступательном смещении вдоль оси С1YС1;KSpφ, bSpφ – жёсткость и вязкое сопротивление при перекосе шпинделя вокругоси С1XС1.

Индекс «Sp» означает, что характеристика относится к шпинделю.Индекс «d» отличает жёсткость, полученную по динамическим испытаниям.4.6.3. Основные особенности переходных процессовПолученныезатухающиепереходныепроцессы вовременномичастотном диапазоне представлены в приложении П.6.4. Из-за ручногонагружения процессы каждой серии немного различаются амплитудами, но всесоответствующие абсциссы экстремумов во временной и частотной областисовпадают, что подтверждает корректность измерений. Все переходныепроцессы затухают достаточно быстро.Удары в точку P1 под углом к оси (Рис. 4.2-б) возбуждали угловыеколебания φx(t), с одним главным и малыми побочными спектральными пикамии почти моногармонические колебания вдоль оси uCZc0(t).После осевого удара в точку P2 (Рис.

4.2-в) происходили почтимоногармонические осевые колебания uCZc0(t).Осевой удар в точку P3 (Рис. 4.2-в) вызывал переходный процесс осевыхколебаний, аналогичный осевому удару в точку P2, но угловые колебания φx(t)отличались двумя сопоставимыми перекрывающимися частотными пиками.Этот случай неудобен для анализа угловых колебаний φx(t) и не несётдополнительнойинформацииобосевыхколебанияхuCZc0(t).переходные процессы при ударе в точку P3 не рассмотрены ниже.Поэтому120Моногармонические осевые колебания uCZc0(t) характеризуются однимчастотным пиком и схожей амплитудой независимо от точки удара. Амплитудыугловых колебаний φx(t) при косых ударах в точку P1 больше на порядок, чемпри осевом ударе в точку P2.

При избыточном давлении pe=490·104 Па и882·103 Па на угловых колебаниях φx(t) проявляется пики осевых илирадиальных колебаний (приложение П.6.4). Данное обстоятельство может бытьследствием связи осевых и радиальных колебаний, несимметричности илипогрешность приложения силы.Таким образом, идентифицированы частотные пики: меньшая частотасоответствует осевым или радиальным колебаниям, в зависимости от ударабольшая частота – угловым (приложение П.6.4.1.3).Рост давления подачи увеличивает частоты колебаний.4.6.4.

Обработка импульсных переходных процессовДля обработки полученных переходных процессов опробованы удобныеметоды БДПФ (для определения частот) и построения огибающих (дляполучения демпфирования), а также более сложный метод Прони дляихпроверки (приложение П.6.4.1). Результаты описаны в Таблице 34 и на Рис. 4.3,где отражено влияние давления подачи pe на модальные параметры.Рис. 4.3. Модальные параметры f и λ, полученные разными методами121Демпфирования λ, определённые аппроксимацией огибающих имеютзначительную погрешность из-за сложности анализ затухающих биений(приложение П.6.4.1.1). Использование аппроксимации огибающих допустимотолько для моногармонических переходных процессов.Наличие дажесравнительно небольшого второго пика сильно искажает результат.4.6.5.

Результаты измерения динамических характеристикПомодальнымпараметрамопределеныдинамическиехарактеристикишпиндельного узла РТШ 020 (формулы для расчёта в приложении П.6.4.2): демпфирования для радиальной, осевой и угловой форм колебаний λ; радиальная, осевая и угловая частоты свободных колебаний f; радиальная, осевая и угловая жёсткости шпинделя, соответствующиечастотам колебаний, KSpd; коэффициенты вязких сопротивлений шпинделя для радиального, осевого иуглового перемещений bSpd; декременты затухания Δ радиальной, осевой и угловой форм колебаний.Также определены характеристики сферических аэростатических опор: осевая и радиальная жёсткости опор, соответствующие частотам колебанийK d; коэффициенты осевых и радиальных сопротивлений опор bd.4.7.

Характеристики

Список файлов диссертации