Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Обзор и анализ существующих методов регулирования опор с внешним нагнетанием смазки 11
Выводы 24
Глава II. Теоретическое исследование статических и динамических характеристик аэростатических опор с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента 25
2.1. Разработка принципиальных схем управляемых аэростатических опор 25
2.2. Разработка методики расчета и исследование статических характеристик аэростатических опор с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента 32
2.3. Исследование динамических характеристик аэростатических опор с САР 53
2.3.1. Вывод системы дифференциальных уравнений, описывающих переходный процесс в исследуемой аэростатической опоре с САР 54
2.3.2. Определение характеристического уравнения исследуемой системы и анализ влияния конструктивных параметров опоры и регулятора на устойчивость 62
Выводы
Глава III. Теоретическое исследование управляемых аэростатических опор для эталонных установок, воспроизводящих гармонические линейные ускорения 97
3.1. Анализ эталонных установок для воспроизведения гармонических линейных ускорений 97
3.2. Аэростатическая опора секционного типа с пневматическим управляющим устройством 105
3.2.1. Пневматический мембранный преобразователь как элемент САР аэростатической опоры и его статическая характеристика 105
3.2.2. Динамическая модель пневматического мембранного преобразователя 112
3.2.3. Пневматическое управляющее устройство. Конструкция и выбор его параметр ов 116
3.2.4. Математическая модель аэростатической опоры с пневматическим управляющим устройством 120
Выводы 133
Глава IV. Экспериментальное исследование газостатического шпиндельного узла с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента 134
4.1. Методика исследования 134
4.2. Свойства аэростатического шпиндельного узла как объекта регулирования 144
4.3. Статические характеристики аэростатического шпиндельного узла 150
4.3.1. Статические характеристики пневматического мембранного преобразователя и пневматического управляющего устройства 150
4.3.2. Нагрузочные характеристики аэростатического шпинделя с системой автоматического регулирования 153
4.4. Динамические характеристики аэростатического шпиндельного узла с САР 158
4.4.1. Амплитудно-частотные характеристики пневматического мембранного преобразователя 158
4.4.2. Амплитудно-фазочастотные и переходные характеристики аэростатического шпиндельного узла с САР 162
4.4.3. Точность газостатических опор 168
Выводы 168
Глава V. Модификации газостатических опор с повышенной несущей способностью и жесткостью и их практическое использование 170
5.1. Газостатические опоры с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента 170
5.2. Газостатические опоры измерительных устройств и приборов 187
Выводы 197
Заключение 198
Литература 201
Приложения 215
- Обзор и анализ существующих методов регулирования опор с внешним нагнетанием смазки
- Разработка методики расчета и исследование статических характеристик аэростатических опор с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента
- Аэростатическая опора секционного типа с пневматическим управляющим устройством
- Динамические характеристики аэростатического шпиндельного узла с САР
Введение к работе
С каждым годом требования к надежности конструкций возрастают. Срок службы машины и агрегатов в ряде областей (автомобилестроение, станкостроение, космическая и ядерная техника, энергетика, приборостроение и т.п.) весьма значителен и достигает 1000СН-20000 час.
До сих пор подшипники являются ответственными, но относительно малонадежным элементом машин, от работоспособности которых часто зависит не только надежность эксплуатации машин, агрегатов, ядерных реакторов и др., но и жизнь человека.
Качество работы подшипников является решающим, когда условия эксплуатации затрудняют ремонт или замену агрегата. Так, поломка или повышенный износ, к примеру, подшипников гироскопа ракеты может привести к аварии системы значительной стоимости. Показатели надежности изделий ракетно-космической техники достигают 99,99%, т.е. авария возможна в одном случае из 10 тысяч.
За счет совершенствования материалов можно увеличить температуру рабочего тела двигателя до 500-1000С, что повысит КПД машины. Температуры в местах расположения агрегатов современных самолетов, ракет и подводных лодок достигают 150-350С. При этом, несмотря на меры по охлаждению подшипниковых узлов, значительно увеличивается скорость окисления масел, что затрудняет создание надежных противозадирных пленок на рабочих поверхностях подшипников качения. Дополнительное увеличение температуры рабочих поверхностей этих подшипников вследствие трения усложняет условия их работы. Так, для сравнительно легконагруженных подшипников качения вентиляторов охлаждения электронного оборудования, повышение рабочей температуры с +50 до +150С снижает срок службы на 10-50%. Аналогичное повышение рабочих температур, например, в газовых подшипниках не вызывает снижения сроков службы.
Наряду с распространением машин, работающих при высоких температурах, расширяются области применения низкотемпературных подшипников, в особенности в криогенных установках. В этом случае применение масел приводит к недопустимому загрязнению рабочего тела и усложнению установки. Рабочие температуры криогенных установок достигают минус 269С, а подшипниковых узлов таких установок - около минус 100С.
5 Число оборотов современных малых турбин составляют 100-150 тыс. в минуту,
а в некоторых случаях и 500 тысяч в минуту.
Успешное внедрение опор с газовой смазкой в различных отраслях промышленности объясняется свойствами газового смазочного материала. Минимальные потери на трение, а следовательно, и незначительное тепловыделение, являющиеся следствием малой вязкости газов, позволяют достигать очень больших частот вращения, а также ввиду отсутствия скачков сил трения при относительном перемещении узлов, разделенных смазочным газовым слоем, становится возможным осуществлять также перемещения с минимальной скоростью скольжения. Подшипники с газовой смазкой, не теряя своих эксплутационных качеств, могут работать в широком диапазоне температур и давлений (вязкость газов практически не зависит от температуры и давления), а также в зоне повышенной радиации (газы не подвержены фазовым изменениям). Кроме того, у правильно рассчитанных и изготовленных узлов на опорах с газовой смазкой изнашивание рабочих поверхностей практически отсутствует. Газ, выходящий под повышенным давлением из зазоров опор, не загрязняет окружающую среду и предохраняет рабочие поверхности от попадания на них через смазочный зазор пыли, масла и т.п. По этой же причине опоры с газовой смазкой не требуют применение уплотнений и сборников, что упрощает их конструкцию. Для смазывания опор турбокомпрессоров и других машин может быть использована любая газовая среда: воздух, водяной пар, гелий и др., т.е. та же среда, в которой работают эти машины.
Газовые опоры разделяют на газостатические (газ в зазор подается через устройства наддува), газодинамические (газ поступает из окружающей среды за счет высокочастотного относительного движения поверхностей) и гибридные (с наддувом и относительным движением).
В прецизионных станках, испытательных стендах и приборах газовые опоры применяются для формирования выходных осей и подвеса чувствительных элементов. Поэтому к ним предъявляются дополнительные требования, вытекающие из условий эксплуатации. Так, в процессе обработки детали на шпиндельный узел станка действуют силы резания, которые вызывают относительное перемещение шпинделя. Значения сил резания непрерывно меняются, что влияет на точность обработки. Для компенсации этих погрешностей применяются специально разрабатываемые адаптивные системы [1], анализ которых показывает, что газовая опора при разме-
щении в ней шпинделя должна быть управляемой газостатической опорой, в которой возможно перемещение шпинделя в пределах части рабочего зазора по заданному закону за счет создания перепада давления в радиальном направлении, и выполнять функции привода микроперемещений с применением регуляторов, управляемых по положению подвижного элемента (шпинделя) и включенных в замкнутую цепь автоматического регулирования. Привод микроперемещений на базе управляемой газостатической опоры устраняет необходимость в дополнительных механизмах микропередач, сокращает кинематическую цепь станка, повышает плавность и точность микроперемещений.
В расточных станках для управления точностью диаметрального размера и формы в продольном и поперечном сечениях отверстий сообщают дополнительные радиальные движения резцу, вращающемуся при резании с высокой частотой, с амплитудой перемещения 1...2 мкм [2]. Используемые для этой цели сложные механические устройства не нашли широкого применения.
В точных центрифугах до последнего времени применяли прецизионные опоры качения. Однако в настоящее время эти опоры не обеспечивают в полной мере соблюдения комплекса требований, особенно в отношении точности и плавности вращения. В образцовых центрифугах все более широко применяют аэростатические опоры. Известно применение этих опор в приборах для контроля круглости, вследствие чего обеспечивается вращение поверяемой детали с погрешностью менее ОДмкм.
В станках с числовым программным управлением (ЧПУ) и автоматических линиях возникает необходимость в дополнительном движении, накладываемом на основное относительное движение инструмента и детали, предназначенным для точного позиционирования, компенсация износа инструмента или упругих деформаций станка, приспособления, инструмента или детали (СПИД), компенсации температурных деформаций и т.п. Обычно такие движения осуществляются с помощью специальных, сравнительно сложных дополнительных устройств. Так, например, магнитострикционные, термодинамические, упруго-силовые приводы в корректирующих устройствах адаптивных систем станков - специальные дополнительные устройства, которые входят в кинематическую цепь и систему СПИД, и при их применении требуются существенные изменения в конструкции основных элементов станка [2].
7 Применение аэростатических шпиндельных узлов, управляемых по положению
подвижного элемента (шпинделя), для решения вышеперечисленных задач позволяет
повысить удельную жесткость опор, использовать их в машинах, а на станках еще и в
качестве дополнительного привода микроперемещений, органически вписываться при
этом в систему станка как дополнительная функция опоры. Кроме того, привод
микроперемещений на основе аэростатической опоры ввиду очень малого трения
между движущимися частями (практически трение отсутствует) обладает высокой
чувствительностью и равномерностью установочных перемещений.
Известные публикации относятся к изучению аэростатических опор, у которых в качестве ограничителей расхода сжатого воздуха (газа), вводимого между источниками питания и газовой пленкой в опоре, используются дроссели (жиклеры) постоянного сопротивления. Кроме того, большое внимание особенно в последнее время уделяется аэростатическим опорам с регуляторами расхода, работающими в режиме стабилизации подвижного элемента опоры при действии внешних нагрузок. Использование регуляторов расхода в аэростатических опорах позволяет значительно повысить жесткость, стабилизировать положение подвижного элемента опоры, однако применение таких опор пока ограничено из-за недостаточности исследований, отсутствия методик расчетов и практических рекомендаций по применению. Исследованию управляемых перемещений подвижной части гидростатических подшипников посвящены работы МАШимановича [2 ... 4], М.Ф.Агашина [5]. В [2 ... 5] теоретически и экспериментально исследовались свойства упорного гидростатического подшипника шпинделя, используемого как привод микроперемещений. В качестве регулируемых дросселей на входе в противоположные карманы опоры в [3] были применены гидравлические сопротивления в виде цилиндрических щелей между плунжером и корпусом, длина которых изменялась с помощью кулачкового механизма; а в [5] на входе в противоположные карманы опоры устанавливались регулируемые мембранные делители расхода.
В других работах, посвященных вопросу применения опор с внешним нагнетанием смазки в качестве привода микроперемещений, содержатся весьма мало практических сведений, причем по аэростатическим опорам подобные сведения отсутствуют вообще.
Динамическому расчету гидростатических опор посвящено достаточно большое количество как теоретических [6... 11], так и экспериментальных работ [3,9,12].
8 Исследования аэростатических опор проводились в основном с целью
выяснения влияния величины дисбаланса шпинделя на величину пороговой скорости
вращения [13...20], а исследования аэростатических опор как объекта регулирования,
необходимые при их использовании в качестве привода микроперемещений, не
проводились. В связи с этим, а также по причине необходимости учета специфики
газовой смазки по сравнению с жидкостной, разработка управляемых
аэростатических опор требует проведения дополнительных теоретических и
экспериментальных исследований.
Таким образом, актуальность темы настоящего исследования обусловлена: а) необходимостью все более широкого применения в машиностроении аэростатических опор, обладающих высокой достижимой точностью; б) отсутствием целостных исследований специфических особенностей реализации в таких опорах различного рода микроперемещений для технологических и иных целей, определяющих в конечном итоге точность обработки; в) практической потребностью в повышении удельной несущей способности и жесткости аэростатических опор.
Цель диссертационной работы состоит в разработке и исследовании методов повышения несущей способности и жесткости газостатических опор машин и приборов, разработке математических моделей, алгоритмов и программных средств для расчёта газостатических опор с повышенной несущей способностью, исследовании устойчивости их в стационарных и переходных режимах и разработке рекомендаций по проектированию газостатических опор с повышенной несущей способностью. Для достижения указанных целей в работе сформулированы и решены следующие задачи:
проведён анализ методов регулирования опор с внешним нагнетанием смазки;
предложены технические решения газостатических опор с повышенной несущей способностью;
построены математические модели предлагаемых газостатических опор;
теоретически исследованы статические и динамические характеристики разработанных устройств;
предложен рациональный выбор конструктивных параметров газостатических опор с повышенной несущей способностью;
проведён анализ влияния конструктивных параметров опоры и регулятора на
устойчивость;
рассмотрена математическая модель газостатической опоры с пневматическим управляющим устройством применительно для эталонных центрифуг;
исследованы свойства газостатического шпинделя как объекта регулирования;
экспериментально исследованы характеристики разработанных устройств;
проведен анализ результатов теоретического и экспериментального исследований;
разработана методика проектирования газостатических опор с повышенной несущей способностью;
предложены методы построения модификаций газостатических опор.
Научная новизна работы состоит в следующем:
разработаны технические решения, позволяющие существенно повысить несущую способность и жесткость газостатических опор и расширить их функциональные возможности;
разработаны математические модели предложенных технических решений, позволяющие выявить аналитические зависимости, связывающие конструктивные параметры и характеристики газостатических опор;
предложены методики статического расчёта, позволяющие оптимизировать выбор конструктивных параметров с целью получения максимальной жесткости, и динамический расчёт с целью получения монотонного переходного процесса при наибольшем быстродействии, как в режиме стабилизации вала, так и в режиме микроперемещений;
получены закономерности изменений функций, определяющих несущую способность и жесткость опоры, при различных возможных сочетаниях режимов истечения на дросселях и в междроссельных камерах при различных давлениях питания и отношений эффективных площадей;
определены формулы линеаризации по различным параметрам с учётом возможных режимов истечения для расчёта коэффициентов дифференциальных уравнений проточных камер опоры;
10 установлены предельные значения конструктивных параметров опоры и
регулятора, влияющие на устойчивость системы в переходных и стационарных
режимах.
Достоверность и обоснованность полученных научных результатов обуславливаются использованием основных положений механики жидкости и газа, теоретической механики, теории колебаний, теории автоматического регулирования, математического аппарата теории обыкновенных дифференциальных уравнений, численных методов, методов многокритериальной оптимизации. Полученные результаты подтверждаются результатами натурных испытаний и практикой эксплуатации шпиндельных узлов с газостатическими опорами, применением поверенных и аттестованных измерительных приборов и оборудования.
Практическая ценность работы заключается в установлении технических решений повышения несущей способности и жесткости газостатических опор машин и приборов, в разработке новых конструкций газостатических опор с повышенной несущей способностью, в создании эффективных методик расчёта при проектировании газостатических опор с заданными характеристиками и качеством переходного процесса, в разработке методики проектирования газостатических опор с повышенной несущей способностью, в реализации и внедрении в промышленность модификаций газостатических опор с повышенной несущей способностью.
Работа проводилась на кафедре «Приборостроения и информационно-измерительных технологий» Владимирского государственного университета.
Разработанные по результатам исследования газостатические опоры использованы на Владимирском производственно-конструкторском объединении «Техника», на Ярославском заводе «Машприбор», во ВНИИМ им. Д.И. Менделеева. Методика расчёта таких опор использована в конструкторском отделе НИПТИ «Микрон» и проверена в опытно-конструкторских разработках.
Обзор и анализ существующих методов регулирования опор с внешним нагнетанием смазки
Рабочие характеристики и работоспособность опоры с внешним нагнетанием смазки зависят от метода регулирования давления в ее несущих полостях. Влияние метода регулирования особенно велико на характеристику жесткости опоры, т.е. на изменение зазора и положения подвижного элемента (шпинделя) в опоре при изменении нагрузки или других условий ее работы. Для выяснения путей улучшения характеристик аэростатических опор рассмотрим применяемые методы регулирования в различных типах опор с внешним нагнетанием смазки.
По способу ограничения расхода смазки между источником питания и смазочной пленкой в подшипнике опоры с внешним нагнетанием смазки можно разделить на следующие группы: 1) опоры, в которых в качестве ограничителей расхода используются нерегулируемые ламинарные дроссели; 2) опоры с нерегулируемыми турбулентными дросселями (жиклеры); 3) опоры, в которых в качестве ограничителей расхода используются регуляторы постоянного расхода; 4) опоры с дросселями переменного сопротивления, которые, в свою очередь, по способу регулирования можно разделить на: а) с регулированием по давлению смазочного слоя в опоре; б) с регулированием по положению подвижного элемента (шпин деля). При регулировании капилляром (опоры первой группы по вышеприведенной классификации) имеет место соотношение для определения расхода где Кх- константа капилляра; Р0 и Pk- соответственно давление питания и давление смазочной пленки. Преимущества в регулировании капилляром заключаются в их конструктивной простоте, в плавности регулирования малых расходов, независимости нагрузочных характеристик от вязкости смазки. Последнее свойство особенно важно для гидростатических опор. В аэростатических опорах ограничение расхода капиллярами практически не применяются из-за довольно низких нагрузочных характеристик таких опор.
Применение турбулентных дросселей, например, в виде калиброванных шайб или жиклеров позволяет уменьшить габаритные размеры и по сравнению с капиллярами обеспечивают более высокую жесткость опор. Расход через турбулентный дроссель определяется зависимостью где К2 - коэффициент пропорциональности. На рис. 1.1 [15, 25] показан аэростатический подшипник, получивший название циркулярного, с ограничением расхода воздуха в виде жиклеров. Циркулярный подшипник характерен более значительной несущей способностью и удовлетворительной устойчивостью на высоких частотах вращения. Другим типом аэростатического подшипника, относящимся ко второй группе, является газовый подшипник с секционной системой подвода и распределения воздуха, показанный на рис. 1.2 и рекомендуемый ЭНИМСом [15, 25] в качестве типового аэростатического подшипника. Отличительная особенность его состоит в наличии распределительной системы из микроканавок, которая уменьшает перетекания воздуха по смазочному зазору, что способствует увеличению несущей способности на 30 ... 40% по сравнению, например, с несущей способностью, развиваемой циркулярным подшипником.
Однако, опо ры второй группы обладают также как и опоры первой группы относительно низкой удельной несущей способностью и существенной зависимостью величины рабочего зазора от нагрузки. Рис. 1.1. Циркулярный аэростатический подшипник Опоры с регуляторами постоянного расхода (опоры третьей группы по классификации) нашли применение только в гидростатических опорах. Такой тип регулятора обеспечивает постоянный расход независимо от разности давлений на входе и выходе из него, т.е. расход не зависит от давления в кармане опоры. К этой группе можно также отнести опоры типа насос-карман, у которых к каждой карману подсоединен отдельный источник постоянного расхода (например, насосы постоянной производительности). Последние не нашли широкого применения из-за их громоздкости, высокой стоимости и повышенных требований к синхронности работы насосов, поскольку в противном случае возможны колебания подвижного элемента опоры [26].
Разработка методики расчета и исследование статических характеристик аэростатических опор с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента
Цель статического расчета аэростатической опоры состоит в определении размеров опоры (диаметр, длина, зазор), которые должны обеспечить необходимую жесткость, несущую способность и надежную работу шпинделя при воздействии эксплуатационных нагрузок. Для использования опоры в качестве привода микроперемещений дополнительно необходимо знать зависимость перемещения шпинделя от величины задающего сигнала (коэффициент передач) и влияние конструктивных параметров опоры регулятора на чувствительность привода.
Расчет статических характеристик аэростатического подшипника сводится к определению поля давлений в потоке сжимаемой смазки, текущей в криволинейном зазоре малой толщины при заданных условиях на границах [41]. Такое течение описывается дифференциальным уравнением второго порядка - уравнением Рейнольдса. Нелинейность этого дифференциального уравнения делает невозможным получение его точного аналитического решения. Исследователи идут по пути упрощения уравнения Рейнольдса, используя методы линеаризации [41, 42]. Другой путь определения распределения давлений заключается в численном интегрировании уравнения Рейнольдса. Численные методы решения в частном случае бесконечно длинного подшипника для не большого числа расчетных точек применялись и ранее первыми исследователями газовой смазки [24]. Появление ЭВМ и их использование для расчета подшипников позволяет применять эти методы в более широком диапазоне изменения рабочих параметров. Результаты численного решения, как правило, представляют в виде таблиц и графиков, удобных при проектировании. Однако они неприменимы вне исходных значений параметров, а также при отличиях геометрии подшипников от расчетной. Отсутствие аналитических выражений для расчета несущей способности и жесткости уменьшает наглядность таких решений и затрудняет переход к исследованию динамических характеристик.
Аналитический способ расчета, разработанный С.А.Шейнбергом в [15, 17] для аэростатических опор второй группы (по вышеприведенной классификации), дает возможность проследить, как изменяется жесткость и несущая способность подшипника при изменении того или иного параметра. Однако, непосредственное использование теоретических выводов и конечных формул для аэростатических подшипников с системой регулирования по положению подвижного элемента невозможно из-за наличия в данной схеме аэростатического подшипника обратной связи по положению вала и дополнительной проточной камеры с дросселем сопло-заслонка, включенной последовательно в цепь питания аэростатического подшипника. Это увеличивает порядок исходных уравнений. Кроме того, возможны новые сочетания режимов истечения.
Для упрощения расчетной схемы нами приняты те же допущения, что и в [15,17,43]: а) рассматриваемый участок зазора подшипника, представляющий собой щель постоянной высоты в форме цилиндрического сегмента, заменяет ся плоской щелью высотой h и шириной nD/n. Это допущение дает тем меньшую погрешность, чем меньше отношение величины зазора к диаметру; б) градиент давления по ширине щели в пределах одного сегмента прини мается равным нулю; в) ввиду малости зазора h поток ламинарен; г) поток воздуха в зазоре подшипника изотермический вследствие значи тельного теплообмена с металлическими опорными поверхностями; д) процесс течения воздуха в камерах изотермический, а в дросселях адиабатический; е) давление по длине щели принимается распределенным по трапеции с высотой Рк, нижнем основании L и в верхнем - (L-21). Тогда нагруз ка AW на каждый сегмент определяется по известной формуле [15] : где D - диаметр подшипника, м; L - длина подшипника, м; / - расстояние от края подшипника до оси жиклера, м; Рк - абсолютное давление в зазоре подшипника, МПа; Ра- атмосферное давление, МПа; п - количество питающих жиклеров на окружности подшипника. Несущая способность всей опоры где в - угловая координата, отсчитываемая от радиуса-вектора, соответствующему минимальному зазору в направлении вращения. Неизвестными величинами в формуле (2.1) являются давления Pki в зазоре каждого сегмента опоры, для определения которых составим уравнения статики для системы, содержащей последовательно соединенные дроссели сопло-заслонка, жиклер и плоская щель, исходя из условия неразрывности потока.
Аэростатическая опора секционного типа с пневматическим управляющим устройством
Однако это перемещение вызывает уменьшение зазора перед измерительным соплом, расположенным на роторе перед боковой цилиндрической поверхностью поворотного стола с внешней, относительно оси вращения ротора, стороны, что приводит к увеличению давления в измерительной камере А, и увеличение зазора перед измерительным соплом, расположенным на роторе перед боковой поверхностью поворотного стола с внутренней, относительно оси вращения ротора, стороны, что в свою очередь, приводит к уменьшению давления в измерительной камере Б. Получающаяся в результате этого разность давлений в измерительных камерах А и Б приводит в движение чувствительный элемент 7 (мембрану с жестким центром) и скрепленные с ним жестко штоки 12 с иглами 13 вниз. При этом проходное сечение входного дросселя измерительной камеры А уменьшается, а проходное сечение входного дросселя измерительной камеры Б увеличивается, что способствует поддержанию постоянным давления воздуха в этих камерах и в совокупности с низким давлением питания этой части источника регулируемого давления обеспечивает высокие его динамические характеристики, а, следовательно, и высокую динамическую точность.
Перемещение штоков 12 вызывает увеличение проходного сечения входного дросселя камеры регулируемого давления Д, что ведет к увеличению давления в этой камере и, следовательно, к увеличению давления воздуха, подводимого к отверстию поддува, расположенного на входе в нагруженную секцию аэростатического подшипника поворотного стола. Эта секция располагается с внешней, относительно оси вращения ротора, стороны.
В то же время происходит уменьшение проходного сечения входного дросселя камеры регулируемого давления, что ведет к уменьшению давления в этой камере и следовательно, к уменьшению давления воздуха, подводимого к отверстию поддува, расположенному на входе в ненагруженную секцию аэростатического подшипника поворотного стола. Эта секция располагается с внутренней относительно оси вращения ротора, стороны.
В результате получается, что в зазоре аэростатического подшипника поворотного стола источником регулируемого давления создается более высокое давление подводимого воздуха там, где зазор меньше, и более низкое давление там, где зазор больше. При этом, возникающая разность давлений в аэростатическом подшипнике поворотного стола стремиться возвратить его в начальное положение.
Таким образом, для повышения точности воспроизведения гармонических линейных ускорений в рассматриваемой двойной центрифуге введена отрицательная обратная связь по положению поворотного стола относительно ротора, осуществляемая источником регулируемого давления в совокупности с секционным аэростатическим подшипником поворотного стола. При этом, если измерительная часть этого устройства, преобразующая величину изменения зазоров перед измерительными соплами в величину перемещения измерительных штоков, имеет достаточно высокую чувствительность, то компенсация центробежной силы, приложенной к поворотному столу, компенсирующей частью, осуществляющей преобразование величины перемещения измерительных штоков в величину перемещения поворотного стола относительно ротора, выполняется с высокой точностью.
Кроме этого, наличие в конструкции центрифуги отрицательной обратной связи по положению поворотного стола относительно ротора приводит к подавлению возможного возникновения автоколебаний в радиальной аэростатической опоре поворотного стола. Так, при случайном отклонении поворотного стола в сторону от оси вращения ротора во время работы центрифуги, измерительные зазоры между соплами 9 изменяются так, что давление в камерах А и Б увеличивается. Штоки 12 с коническими участками 13 перемещаются так, что давление в камере Д увеличивается, а в камере Е уменьшается. Это, в свою очередь, создает разность давлений в секциях радиального подшипника поворотного стола, которая и стремиться вернуть его в начальное положение. В случае отклонения из-за сил инерции поворотного стола в другую сторону из положения равновесия, источником регулируемого давления в секциях радиального подшипника создается разность давлений, направление действий которой противоположно направлению перемещения поворотного стола. При этом, от используемого в установке пневматического мембранного преобразователя тре буется, кроме высокой чувствительности, высокие динамические характеристики для обеспечения быстрого затухания возможных колебаний типа «пнев-момолоток» в аэростатической радиальной опоре поворотного стола.
Таким образом, в рассмотренной конструкции двойной центрифуги применение дифференциального пневматического мембранного преобразователя позволяет исключить влияние центробежной силы на работу установки и достичь значительного повышения точности воспроизведения гармонических линейных ускорений.
Во Владимирском государственном университете разработаны ряд конструкций пневматических мембранных преобразователей (ПМП) [102... 105], отличительной особенностью которых является наличие в измерительной камере и камере противодавления входных дросселей с переменной площадью проходного сечения. Проведенные исследования показали, что такие ПМП обладают большой чувствительностью и высоким быстродействием. Вследствие этого, а также по ряду других преимуществ пневматических измерительных систем возможно применение подобных ПМП в САР поворотного стола эталонной установки. Рассмотрим принцип действия ПМП.
Преобразователь состоит (см. рис. 3.3) из корпуса 1, разделенного чувствительным элементом на измерительную камеру А и камеру противодавления Б. Чувствительный элемент выполнен виде вялой мембраны 2. На входе в измерительную камеру А установлен регулирующий дроссель 4, а на входе в камеру противодавления Б - регулирующий дроссель 5. К каждому из этих дросселей сжатый воздух подается из канала питания 3. Настроечный дроссель 6 соединяет камеру противодавления Б с атмосферой.
Динамические характеристики аэростатического шпиндельного узла с САР
Экспериментальное исследование газостатического шпиндельного узла с системой автоматического регулирования проводилось в целях проверки результатов теоретических исследований, изучения свойств газостатического шпинделя как объекта регулирования и возможности использования газостатического шпинделя в качестве привода микроперемещений.
Для испытаний газостатического шпиндельного узла с системой автоматического регулирования по положению подвижного элемента спроектирован и изготовлен специальный стенд, который позволяет снимать как статические характеристики исследуемого шпинделя (нагрузочные и регулировочные), так и динамические (частотные и переходные).
Стенд (рис. 4.1) состоит из системы регулирования, электромеханического узла привода задающей заслонки, задающего устройства, нагружателя, контрольно-измерительной аппаратуры и системы подготовки воздуха.
В качестве базового газостатического шпинделя использована шлифовальная головка станка ШАГ-2. В отличие от серийного в разработанном шпинделе осуществляется раздельное питание осевых и радиальных опор. Кроме того, в радиальных опорах разделены питающие каналы сопл, расположенных диаметрально, к ним подключена система автоматического регулирования, газостатический шпиндельный узел закреплен на массивной стальной плите, установленной на специальных резиновых опорах для уменьшения передачи колебаний с фундамента.
Корпус шпинделя служит базой для установки измерительных сопл датчиков положения системы регулирования, а также емкостного и индуктивного датчиков перемещения.
В процессе наладки системы автоматического регулирования выбирают коэффи циент усиления регулятора. Для этого по предварительным расчетам требуемой чувствительности определяют диаметры входных сопл 15 (см. рис. 4.1) первого каскада усиления, диаметры задающих сопл 17 и измерительных сопл 5 и по щупу устанавливают зазоры между задающими соплами 17 и заслонкой. Зная вели чину перемещения заслонки, по показаниям манометров в управляющих камерах определяют перепад давлений АРу, отношение которого к величине перемещения заслонки и является чувствительностью первого каскада усиления. Ее доводят до требуемого значения изменением зазора между задающими соплами и заслонкой.
Коэффициент усиления всей системы регулирования определяется отношением перемещения шпинделя в опорах к перемещению заслонки. Электромеханический узел привода задающей заслонки позволяет вручную или автоматически изменять зазор перед задающими соплами 17 по выбранному закону.
Механическая часть узла привода заслонки включает в себя рычаг 19, один конец которого закреплен в опорах на центрах 16. К свободному концу рычага крепится ролик 27, который при снятии частотных характеристик катится по поверхностям эксцентрика 24. Площадки рычага служат заслонкой соплам 17. Пружина 22 обеспечивает надежный контакт ролика с эксцентриком, предотвращает отрыв ролика при больших частотах вращения эксцентрика.
Заслонка приводится в движение либо вручную (при снятии статических характеристик), либо от электродвигателя 23 постоянного тока через ременную передачу 25, эксцентрик и ролик (при снятии частотных характеристик), либо с помощью электромагнита 20, якорь 21 которого закреплен на рычаге (при снятии переходных характеристик). Величина перемещения заслонки измеряется индуктивным датчиком 18. Передаточное отношение рычажного механизма от эксцентрика к заслонке сопл 17 равно 10, а от якоря электромагнита 7.
Электрическая часть узла привода заслонки оформлена в виде отдельного блока и содержит тиристорный преобразователь, позволяющий в широком диапазоне изменять частоту вращения вала электродвигателя, а следовательно, и частоту вращения эксцентрика, и источник питания электромагнита. Частота вращения электродвигателя контролируется по миллиамперметру, подключенному к тахогенератору 26, соединенному муфтой с валом электродвигателя.
Статическая нагрузка на шпиндель осуществляется бесконтактным нагружателем. Для задания усилия нагрузки используется электромагнит постоянного тока, что позволяет задавать статическую нагрузку как непо движному, так и вращающемуся с высокой частотой шпинделю.
Электромагнитный нагружатель. Бесконтактный на-гружатель (рис. 4.2) содержит электромагнит постоянного тока, подвешенный на параллелограмме из двух плоских пружин 6 и 11, на одну из которых наклеены тензорезисторы. Плоские пружины закреплены на столе 9, который может перемещаться по направляющим основания 7 с помощью винтовой передачи 8 с целью установления необходимого зазора между шпинделем и магнитопроводом нагружателя. Магнитопровод, содержащий сердечник 4, серьгу 1, две планки 3 и полюсный наконечник 5, изготовлен из армко-железа. Катушка 2 электромагнита состоит из двух последовательно соединенных между собой секций. В каждой секции уложено по 10000 витков провода ПЭВ-2 диаметром 0,35 мм.