contribuŢii privind ÎmbunĂtĂŢirea · rezumatul tezei de doctorat prefață prezenta lucrare de...
Post on 28-Apr-2021
5 Views
Preview:
TRANSCRIPT
Rezumatul tezei de doctorat
MINISTERUL EDUCAŢIEI NATIONALE
UNIVERSITATEA „VASILE ALECSANDRI‖
DIN BACĂU
FACULTATEA DE INGINERIE Calea Mărășești, Nr. 157, Bacău, 600115, Tel./Fax +40 234
580170
http://inginerie.ub.ro, decaning@ub.ro
ing. Marius PASCU
CONTRIBUŢII PRIVIND ÎMBUNĂTĂŢIREA
PARAMETRILOR CONSTRUCTIVI ȘI FUNCŢIONALI
AI GHIDAJELOR HIDROSTATICE
LA MAȘINILE-UNELTE
- REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT –
Conducător de doctorat,
Prof.univ.dr.ing Gheorghe STAN
Bacău, 2014
Rezumatul tezei de doctorat
Prefață
Prezenta lucrare de doctorat tratează complet aspectele privind alegerea, studiul, calculul
și proiectarea ghidajelor hidrostatice la mașinile-unelte, cu scopul de a oferi specialiștilor
posibilitatea de a aplica în practica industrială ultimile realizări din acest domeniu.
Capitolele, care se adresează în special proiectanților, sunt finalizate cu soluții de optimizare
și exemple de calcul reprezentative. Prezentarea problemelor puse în discuție în lucrare se
situează la un nivel calitativ superior, atât prin metodele de studiu și calcul utilizate (soft-uri
specializate, aparate de măsura de precizie, stand experimental etc.) cât și prin soluțiile
constructive și concepția de proiectare. Cunoașterea problematicii sustentației hidrostatice va
permite aplicarea acesteia la mașinile-unelte, cu încărcări mari și viteze relativ reduse.
Lucrarea de doctorat oferă de asemenea soluții privind modernizarea unor echipamente din
structura sistemului de ghidare hidrostatic și permite rezolvarea unor probleme legate de
realizarea unor familii de mașini-unelte cu fiabilitate înaltă. Aplicarea sustentației
hidrostatice la ghidajele mașinilor-unelte de precizie, în mod special la mașinile-unelte grele
(strunguri carusel, mașini de alezat și frezat etc.) este un fapt cunoscut; diversificarea
ghidajelor hidrostatice și a altor sisteme hidrostatice portante pentru condiții speciale de
funcționare (turații foarte mari, utilizarea lubrifianților necovenționali etc.) presupune
existența unei documentații și a unor metodologii de calcul corespunzătoare. Lucrarea de
doctorat oferă - pe baza realizărilor obținute, a literaturii specifice și a experienței
specialiștilor în domeniu, cu care autorul a avut o strânsă colaborare - posibilitatea unei
documentări de înalt nivel.
Cu această ocazie, doresc sa îmi exprim respectul deosebit și prețuirea conducătorului de
doctorat, domnul Prof.univ.dr.ing. Gheorghe STAN, pentru înalta competență și modelul de
dăruire științifică, înțelegerea, răbdarea, tactul pedagogic, îndrumarea și încrederea dovedită
față de mine. Consultările și discuțiile care au însoțit activitatea comună de cercetare au
influențat în mod hotărâtor calitatea și definitivarea lucrării de față. Doresc să mulțumesc și
pe această cale domnului Prof.univ.dr.ing. Gheorghe PINTILIE pentru sprijinul, sfaturile
acordate pe parcursul celor trei ani de studii și pentru onoarea pe care mi-a oferit-o de a face
parte din comisia finală de susținere a acestei teze de doctorat. Calde mulțumiri le aduc
doamnei Conf.univ.dr.ing. Liliana TOPLICEANU și domnului Prof.univ.dr.ing. Adrian
GHENADI pentru întreg sprijinul, amabilitatea, îndrumarea și încurajările acordate în
diverse împrejurări. Muțumesc de asemenea doamnei Prof.univ.dr.ing. Luminița BIBIRE
pentru încurajările oferite pe parcursul studiilor dar mai ales pentru spațiul de lucru oferit în
vederea realizării standului și a încercărilor experimentale. Țin să mulțumesc în mod deosebit
doamnei ing. Mioara COJOCARIU pentru întreg ajutorul și sfaturile practice oferite cu
multă amabilitate pe parcursul elaborării stadiului actual al acestei teze de doctorat.
Mulțumesc colegilor și prietenilor mei pentru spiritul de echipă, promptitudinea de care au
dat dovadă în momentele mai dificile și pentru tot timpul petrecut împreună. A fost o
deosebită plăcere să îi am alături pe: dr.ing. Claudiu OBREJA, dr.ing. Gheorghe MUSTEA,
ing. Lucian MIHĂILĂ, ing. Marian FUNARU, ing. Dragoș ANDRIOAIA, ing. Robert
TEACĂ, ing. Paul BUTUNOI. Mulțumesc de asemenea întreg colectivului didactic din
Departamentul de Ingineria și Managementul Sistemelor Mecanice pentru suportul, discuțiile
și sugestiile utile care au condus la o mai bună structurare a conținutului lucrării.
Nu în ultimul rând vreau să mulțumesc familiei mele, tuturor celor apropiați, pentru
suportul moral acordat, pentru înțelegerea de care au dat dovadă și ajutorul pe care l-am
simțit în toată această perioadă.
ing. Marius PASCU
Rezumatul tezei de doctorat
C U P R I N S
1 INTRODUCERE 1/1
2 STADIUL ACTUAL AL REALIZĂRILOR ȘI CERCETĂRILOR PRIVIND
CONSTRUCȚIA ȘI NIVELUL DE PERFORMANȚĂ A GHIDAJELOR
HIDROSTATICE PENTRU MAȘINILE-UNELTE.......................................................
3/2
2.1 Domenii de aplicaţie a ghidajelor hidrostatice. Avantajele şi dezavantajele
ghidajelor hidrostatice............................................................................................
3/2
2.2 Principiul constructiv şi funcţional al ghidajelor hidrostatice................................ 5/3
2.3 Cercetări teoretice privind sistemul de alimentare cu lubrifiant a ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
6/4
2.3.1 Cercetări privind alimentarea cu debit constant a ghidajelor hidrostatice.... 6/4
2.3.2Cercetări privind alimentarea cu presiune constantă a ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
8/6
2.4 Cercetări teoretice privind sistemele de sustentație hidrostatică utilizate pe plan
mondial...................................................................................................................
2.4.1 Cercetări privind sistemul de sustentație hidrostatică a mașinii de frezat
longitudinal BTM 2200..........................................................................................
2.4.2 Cercetări privind sistemul de sustentație hidrostatică a mașinii de rectificat
cu ax vertical RSG 2200.........................................................................................
2.4.3 Cercetări privind sistemul de sustentație hidrostatică a strungului carusel
SV 22......................................................................................................................
11/8
11/8
13/8
17/12
2.5 Cercetări teoretice privind soluțiile constructive de regulatoare de debit pe plan
mondial utilizate la ghidajele hidrostatice..............................................................
2.5.1 Regulatorul de debit cu sertărașe cilindrice pretensionate............................
2.5.2 Regulatorul de debit diferențial cu fante.......................................................
2.5.3 Regulatorul de debit tip cilindru – cilindru...................................................
20/13
20/13
21/14
21/14
2.6 Cercetări teoretice privind soluțiile constructive de restrictori pe plan mondial
utilizați la ghidajele hidrostatice.............................................................................
2.6.1 Tipuri constructive de restrictori liniari utilizați la sustentația ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
2.6.1.1 Restrictorul liniar tip tub capilar.......................................................
2.6.1.2 Restrictorul elicoidal........................................................................
2.6.2 Tipuri constructive de restrictori neliniari utilizați pentru sustentația
ghidajelor hidrostatice............................................................................................
2.6.2.1 Restrictorul liniar tip tub capilar.......................................................
2.6.2.2 Restrictorul de tip orificiu calibrat (cu diafragmă)...........................
2.6.2.3 Restrictorul tip labirint.....................................................................
22/-
22/-
22/-
23/-
25/-
25/-
26/-
26/-
2.7 Cercetări teoretice și experimentale privind îmbunătățirea preciziei de deplasare
a ghidajelor hidrostatice.........................................................................................
2.7.1 Analiza forței de reacție a peliculei de ulei în funcție de abaterea formei
ghidajelor hidrostatice............................................................................................
27/14
27/15
Rezumatul tezei de doctorat
2.7.2 Analiza rectilinității ghidajelor hidrostatice cu ajutorul funcției de transfer
2.7.3 Optimizarea preciziei de mișcare a ghidajelor hidrostatice utilizând
operația tehnologică de lepuire...............................................................................
2.7.4 Optimizarea preciziei de deplasare a ghidajelor hidrostatice utilizând
restrictorul piezoeletric...........................................................................................
2.7.5 Influența abaterilor de formă a ghidajelor hidrostatice asupra rectilinității
elementului mobil...................................................................................................
2.7.6 Influența parametrilor de proiectare a ghidajelor hidrostatice asupra
rectilinității elementului mobil...............................................................................
30/15
33/16
34/17
39/-
41/-
2.8 Concluzii.................................................................................................................
2.8.1 Concluzii în urma realizărilor actuale privind construcția și nivelul de
performanță a ghidajelor hidrostatice pentru mașinile-unelte................................
2.8.2 Concluzii privind aprecieri critice şi direcţii de dezvoltare neabordate........
43/19
43/19
45/20
3 CERCETĂRI TEORETICE PRIVIND RIGIDITATEA GHIDAJELOR
HIDROSTATICE ALE MAȘINILOR-UNELTE.........................................................
46/20
3.1 Principii și ipoteze privind cercetarea teoretică a rigidității ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
3.1.1 Cercetarea capacității portante a ghidajelor hidrostatice...............................
3.1.2 Cercetarea debitului de pe pragurile ghidajului hidrostatic..........................
3.1.3 Cercetarea puterii consumate în ghidajele hidrostatice.................................
46/20
47/-
48/-
49-
3.2 Influența sistemului de alimentare cu lubrifiant asupra rigidității ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
3.2.1 Cercetări privind alimentarea cu lubrifiant prin restrictor tip tub capilar.....
3.2.2 Cercetări privind alimentarea cu lubrifiant prin restrictor tip diafragmă
(orificiu calibrat).....................................................................................................
3.2.3 Cercetări privind alimentarea cu lubrifiant prin regulator de debit constant
cu fantă conică........................................................................................................
51/21
51/21
57/25
59/-
3.3 Cercetări privind influența geometriei buzunarelor asupra rigidității ghidajelor
hidrostatice.............................................................................................................
3.3.1 Modelarea matematică pentru ghidaj hidrostatic cu buzunare de geometrie
dreptunghiulară.......................................................................................................
3.3.2 Modelarea matematică pentru ghidaj hidrostatic cu buzunare de geometrie
circulară..................................................................................................................
3.3.3 Concluzii privind comparația rezultatelor obținute pentru cele două
geometrii de buzunare hidrostatice.........................................................................
62/25
62/25
63/27
66/-
3.4 Cercetări privind influența puterii consumate prin frecare lichidă asupra
rigidității ghidajelor hidrostatice............................................................................
66/-
3.5 Cercetări privind influența temperaturii lubrifiantului asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice............................................................................................
69/-
3.6 Modelarea matematică a rigidității ghidajelor hidrostatice închise solicitate
complex..................................................................................................................
73/28
3.7 Modelarea matematică a rigidității ghidajelor hidrostatice deschise..................... 79/33
3.8 Concluzii................................................................................................................. 83/36
Rezumatul tezei de doctorat
4 STANDUL DE ÎNCERCĂRI ȘI LANȚURILE DE MĂSURĂ UTILIZATE............... 86/38
4.1 Structura și principiul de funcționare a standului de încercări experimentale...... 86/39
4.2 Aparatura de măsură utilizată.................................................................................
4.2.1 Lanțul de măsură și achiziție de date a parametrilor cinematici pentru
elementul mobil solicitat la sarcini amplasate centric............................................
4.2.2 Lanțul de măsură a parametrilor cinematici pentru elementul mobil
solicitat la sarcini amplasate excentric...................................................................
4.2.3 Lanțul de măsură și achiziție de date a vitezei de variație a amplitudinii
vibrațiilor la nivelul structurii ghidajului hidrostatic..............................................
91/41
92/-
93/-
93/-
4.3 Calibrarea şi etalonarea aparatelor de măsură........................................................
4.3.1 Calibrarea şi etalonarea lanţului de măsură şi achiziţie de date a
parametrilor cinematici ce variază în timp pentru elementul mobil solicitat la
sarcină amplasată centric........................................................................................
4.3.2 Calibrarea şi etalonarea lanţului de măsură a parametrilor cinematici
pentru elementul mobil solicitat la sarcină amplasată excentric............................
4.3.3 Calibrarea şi etalonarea lanţului de măsură şi achiziţie de date a vitezei de
variaţie a amplitudinii vibrațiilor la nivelul structurii ghidajului hidrostatic........
4.3.4 Calibrarea dispozitivului de determinare a forței impulsionale....................
94/-
94/-
94/-
94/-
95/-
4.4 Metodologia de realizare a încercărilor experimentale.......................................... 95/-
5 REZULTATELE ÎNCERCĂRILOR EXPERIMENTALE............................................. 99/42
5.1 Analiza experimentală a influenței valorii rezistențelor hidraulice asupra
rigidității ghidajelor hidrostatice............................................................................
100/42
5.2 Analiza experimentală a influenței valorii presiunilor din buzunare asupra
rigidității ghidajelor hidrostatice............................................................................
117/54
5.3 Analiza experimentală a influenței temperaturii lubrifiantului asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice...........................................................................................
126/60
6 CONCLUZII FINALE, RECOMANDĂRI ȘI CONTRIBUȚII ORIGINALE
6.1 Concluzii finale și recomandări........................................................................
6.2 Contribuții originale.........................................................................................
142/70
142/70
145/73
Bibliografie............................................................................................................ 146/75
Observații: Numerotarea capitolelor, figurilor, relațiilor matematice și tabelelor utilizate în
rezumatul lucrării sunt cele corespunzătoare tezei de doctorat.
Rezumatul tezei de doctorat
1
1. INTRODUCERE
Prelucrarea pieselor prin procesul tehnologic de aşchiere în scopul obţinerii anumitor
forme şi dimensiuni, la precizii dimensionale şi de calitate impuse, se realizează pe maşinile-
unelte, şi ea constă în generarea suprafeţelor care limitează aceste piese. Modul de generare a
suprafeţelor pe maşinile unelte, utilizat aproape în exclusivitate, este modul prin care o
suprafaţă se generează de către o curbă care se deplasează în spaţiu pe o anumită traiectorie.
Curba care se deplasează se numeşte generatoare, iar traiectoria pe care se deplasează este
denumită directoare, ea fiind locul poziţiilor succesive ale generatoarei.
În cazul cel mai general, în procesul de generare a suprafeţelor pe maşinilor-unelte sunt
necesare, pentru realizarea curbelor generatoare şi directoare, un număr de mişcări relative
dintre sculă şi piesă având traiectorii bine determinate [2, 10, 40, 41]. Aceste traiectorii sunt
însă foarte variate ca formă şi ca urmare, controlul dimensional şi de formă al lor constituie
problemele cele mai dificile ale generării suprafeţelor. În scopul înlăturării acestor dificultăţi,
la maşinile unelte se folosesc drept mecanisme pentru realizarea traiectoriilor necesare
generării suprafeţelor cupluri cinematice inferioare, de translaţie sau rotaţie, constituite din
elementele sanie-ghidaj, respectiv fus-lagăr [1, 44].
În consecinţă, curbele directoare şi generatoare cele mai simple vor fi traiectoriile
rectilinii şi circulare obţinute prin mişcarea acestor elemente. Pentru realizarea traiectoriilor
de forme mai complexe, se folosesc combinaţii ale celor două tipuri amintite, generându-se
astfel cele mai variate forme de suprafeţe [152, 172].În aceste cazuri, cinematica maşinilor
trebuie să asigure respectarea anumitor relaţii dintre parametrii de viteză ai mişcării
elementelor pe traiectoriile simple care se combină.
Cuplul cinematic inferior sanie-ghidaj reprezintă ceea ce se denumeşte cuplul de ghidare
şi el este un ansamblu de două elemente, dintre care unul (sania) are posibilitatea de
deplasare relativă faţă de celălalt (batiu) care este fix. Trebuie menționat faptul că astăzi
nimeni nu rezistă pe piață dacă nu realizează condițiile cerute de client: cantitate, calitate,
preț de cost scăzut, livrare la termen. Ori la aceste cerințe contribuie din plin utilajele aflate în
dotare, starea lor privind uzura fizică sau morală, starea de funcționare a elementelor
componente [58, 59].
Performanțele pe care trebuie sa le prezinte sistemele conducătoare sanie-ghidaj, aflate în
lanțul cinematic al mașinilor-unelte de precizie, pot fi obținute aplicând principiul sustentației
hidrostatice [148]. Având în vedere diversificarea și creșterea producției de mașini-unelte
echipate cu ghidaje hidrostatice, se impune un studiu atent al acestor sisteme; pe de altă
parte, apariția unor tehnologii neconvenționale de prelucrare la rece, precum și proiectarea și
realizarea unor linii de prelucrare automată, conduc la necesitatea cunoașterii principiilor și
normelor de proiectare ale sistemelor hidrostatice portante, sisteme încorporate în agregatele
și utilajele importante [149].
Utilizarea ghidajelor și a altor sisteme hidrostatice în construcția mașinilor-unelte le
conferă acestora performanțe superioare, cu efecte directe asupra calității reperelor obținute
prin așchiere; agregatele de prelucrare dotate cu sisteme hidrostatice sunt fiabile, au o
productivitate deosebit de ridicată, și nu în ultimul timp devin mai competitive pe piața
internațională [22].
Rezumatul tezei de doctorat
2
2. STADIUL ACTUAL AL REALIZĂRILOR ȘI CERCETĂRILOR PRIVIND
CONSTRUCȚIA ȘI NIVELUL DE PERFORMANȚĂ A GHIDAJELOR
HIDROSTATICE PENTRU MAȘINILE-UNELTE
În practica utilizării ghidajelor hidrostatice este întâlnit foarte des termenul de
„sustentaţie hidrostatică‖. Sustentaţia provine din latinescul „sustentatio‖ (susţinere) şi
reprezintă fenomenul de menţinere a unui corp la un anumit nivel în interiorul unui fluid.
Dacă susţinerea se face pe baza forţelor electrice sau magnetice, pentru descrierea
fenomenului se foloseşte termenul de levitaţie. Principiul sustentaţiei hidrostatice a fost
brevetat de inginerul francez PAUL GERARD în anul 1985 şi nu a fost aplicat în regim
industrial decât după anul 1940 la turbinele cu apă. După anul 1950 apar primele maşini-
unelte echipate cu lagăre hidrostatice, şi în acest caz, similar ungerii cu gaze, ne confruntăm
cu probleme de o importanţă deosebită atât teoretică cât şi practică pentru domeniul
construcţiilor de maşini. Dacă la început au fost vizate doar maşinile-unelte, în prezent paleta
de aplicaţii a sustentaţiei hidrostatice este foarte largă şi mult diversificată. Ungerea în regim
hidrostatic asigură formarea şi menţinerea unui film fluid continuu între două suprafeţe, prin
introducerea lubrifiantului sub presiune în interstiţiul destinat ungerii [ 3, 4, 5].
2.1 Domenii de aplicaţie a ghidajelor hidrostatice. Avantajele şi dezavantajele
ghidajelor hidrostatice
Calităţile tehnice ale ghidajelor hidrostatice fac ca acestea să primeze în raport cu alte
cuple portante (lagăre de alunecare, rulmenţi, ghidaje clasice sau cu role, şuruburi cu bile
etc.), în numeroase aplicaţii utilizarea acestora devenind indispensabilă. În domeniul
construcţiilor de maşini, ghidajele hidrostatice sunt utilizate pentru [6, 7, 8, 9]:
- mașini-unelte cu viteze cuprinse între 10÷60 [m/min] și sarcini cuprinse între 15÷20
[t]: mașini de rectificat, de alezat și frezat, de broșat, de prelucrare prin electroeroziune,
strunguri de precizie, mașini de găurit în coordonate și mașini comandate numeric;
- mașini-unelte medii, 20÷40 [t], grele 60÷100 [t], cu viteze cuprinse între 10÷20
[m/min]: strunguri, strunguri carusel, mașini de frezat, de rabotat, de mortezat și șepinguri;
- mașini-unelte pentru operații tehnologice la rece: prese, foarfece automate, filiere etc.
Dintre realizările pe plan mondial, putem prezenta faptul că ghidajele hidrostatice închise
intră în compunerea mașinilor de alezat și frezat (AFP 160/180/200 cu sustentație pentru
sanie-batiu, carcasă-montant și pinolă), a mașinilor de frezat (BTM 1600/2200, FLP 1600 cu
sustentație masă-batiu), strungurilor carusel (SC 22/43 cu sustentație pentru sanie-traversă), a
mașinilor grele de rectificat (RSG 2200/4570 cu sustentație pentru sanie-batiu), a meselor
rotative (MRD 20/40/60 cu sustentație pentru sanie-batiu). Ghidajele hidrostatice deschise
intră in compunerea strungurilor carusel (SC 22/43 cu sustentație pentru platou-batiu), a
meselor rotative (MRD 20/40/60 cu sustentație pentru masă-sanie), a mașinilor de rectificat
grele (RSG 2200/4570 cu sustentație pentru platou-sanie).
Dintre avantajele cele mai importante le putem menționa pe următoarele [11, 12, 13, 14]:
- ghidajele hidrostatice funcţionează în regim de frecare fluidă, indiferent de natura
mişcării relative dintre suprafeţe sau de mărimea şi sensul vitezei relative dintre acestea,
portanţa hidrostatică fiind deci asigurată chiar la viteză relativă nulă. În tot timpul
funcţionării, suprafeţele izolate prin film hidrostatic rămân paralele, cu excepţia unor sisteme
încărcate excentric la care înclinarea relativă a suprafeţelor nu afectează funcţionalitatea;
- datorită faptului că separarea elementelor cuplei hidrostatice se face anterior aplicării
sarcinii și în special anterior punerii sistemului în funcțiune, se poate aprecia că uzura
suprafețelor active este practic nulă, iar fenomenul de stick-slip este practic evitat.
Coeficientul convențional de frecare fluidă este, atât la pornire cât și la funcționare, extrem
Rezumatul tezei de doctorat
3
de redus, ordinul de mărime al acestuia este cuprins între 10-4
÷10-6
, dependent de natura
lubrifiantului. Ca urmare, motoarele de antrenare necesită puteri foarte reduse, 1.5÷5 [kW],
avantaj relevant în special la mașinile-unelte grele;
- puterea de pompare este în general redusă, 10÷50 [W], depinzând de presiunea de
pompare şi de mărimea debitului. Atât puterea de pompare cât şi cea consumată prin frecare
fluidă nu duc la încălzirea excesivă a uleiului, dată fiind recircularea şi, eventual,
termostatarea acestuia;
Dezavantajele ghidajelor hidrostatice sunt legate în primul rând de [15, 16]:
- complexitatea sistemului de alimentare și reglare a debitului în buzunarele hidrostatice
(în special atunci când se dorește obținerea unei rigidități deosebite);
- gabarit sporit prin existența sistemului de pompare;
- la viteze cuprinse între 10÷60 [m/min] consumul de energie este ridicat ceea ce face să
fie preferate alte sisteme de ghidare; finețea de filtrare a uleiului este ridicată fiind cuprinsă
între 5÷30 [µm].
2.2 Principiul constructiv şi funcţional al ghidajelor hidrostatice
Din punct de vedere constructiv, un sistem hidrostatic portant (Fig.2.1) este compus din
două suprafeţe plane paralele, permiţând realizarea deplasării relative a elementului mobil 1
(de ex.: sania) faţă de elementul fix 2, (batiu, reazem etc.). Într-una dintre suprafeţe sunt
practicate buzunare sau degajări 5, prin care are loc alimentarea cu lubrifiant sub presiune. În
Fig. 2.1 este prezentat un reazem hidrostatic în trei faze de lucru succesive, al cărui principiu
constructiv şi funcţional se regăseşte la toate tipurile clasice de ghidaje hidrostatice [17, 18].
Fig. 2.1 Fazele caracteristice fenomenului de sustentație hidrostatică [17].
În prima fază, Fig. 2.1.a, elementul mobil 1 este menţinut pe elementul fix 2 datorită
sarcinii exterioare F. Pompa volumică cu debit constant 3, are rolul de a trimite spre
buzunarul hidrostatic 5, lubrifiant cu un anumit debit Qp şi cu o anumită presiune, P. Debitul
Qp, furnizat de pompă, este direcţionat, o parte Q către buzunarul hidrostatic şi o parte
Qs=Qp-Q către rezervorul R, prin supapa de presiune 4 (de deversare), ce funcţionează în
regim normal deschisă (ND). Atât timp cât presiunea din buzunar Pbuz, este inferioară celei
necesare ridicării elementului mobil 1, numită presiune de ridicare Pr (Pbuz<Pr ), cele două
suprafeţe vor rămâne în contact [19, 20]. Presiunea dorită P, se reglează cu ajutorul arcului
supapei 4. Datorită faptului că pompa continuă să trimită lichid, în buzunarul hidrostatic se
Rezumatul tezei de doctorat
4
generează presiunea de ridicare Pr, cu distribuţia din Fig.2.1.a. În următoarea fază, Fig.2.1.b,
presiunea din buzunar Pbuz, a crescut suficient de mult şi forţa hidraulică datorată lichidului
sub presiune va învinge sarcina exterioară F, ceea ce determină ridicarea elementului mobil 1
la o distanţă h, faţă de elementul fix 2 (Pbuz∙Abuz=Fbuz>F).
Se formează astfel două zone: o zonă 6, în care grosimea filmului h este mică, zonă
denumită „prag” şi o alta 7, din dreptul buzunarului în care grosimea filmului hb, este mult
mai mare ca h (hb/h>100). În interstiţiul portant de grosime h, se stabilizează un câmp de
presiune constant în dreptul buzunarului hidrostatic (Pbuz<Pr ) şi descrescător pe praguri;
sistemul portant este parcurs de debitul Q, diferenţa fiind preluată tot de supapa de presiune
4. În ultima fază Fig. 2.1.c, sunt sugerate variaţiile caracteristicilor: presiune, grosime de film
şi respectiv debit, la creşterea încărcării exterioare F [21,22, 176].
2.3 Cercetări teoretice privind sistemul de alimentare cu lubrifiant a ghidajelor
hidrostatice
Se cunoaște faptul că, în timpul funționării, sarcina pe ghidaj, forțele de așchiere,
greutățile pieselor și a elementelor mobile variază, iar presiunea din buzunarul hidrostatic
trebuie și ea să se modifice în mod corespunzător. În principiu se cunosc două soluții tehnice
diferite ca și mod de funcționare, privind alimentarea cu lubrifiant a ghidajelor hidrostatice:
alimentarea cu debit constant și alimentarea cu presiune constantă [24, 25, 26].
2.3.1 Cercetări privind alimentarea cu debit constant a ghidajelor hidrostatice
În cazul sistemelor de alimentare cu debit constant, Fig. 2.2.a, întreg debitul pompei
trece prin interstițiul destinat ungerii. Capacitatea portantă a filmului hidrostatic este dată de
presiunea maximă asigurată de către pompă. Se remarcă simplitatea constructivă a acestui
sistem de alimentare, precum și caracteristicile de debit Q, grosime de film h și rigiditate
statică J, Fig. 2.2.b.
a) b)
Fig. 2.2 Schema de alimentare cu debit constant a ghidajelor hidrostatice (a) și
caracteristicile corespunzătoare (b) [28]
Acest sistem de alimentare este avantajos și din punct de vedere al capacității portante.
În situația în care cu aceeași pompă trebuie alimentate mai multe buzunare hidrostatice,
varianta de alimentare directă, cu o pompă cu debit constant nu poate fi utilizată [23, 27].
Această afirmație poate fi explicată urmărind schema din Fig. 2.3, în care se prezintă cazul a
două reazeme hidrostatice identice, încărcate cu forțe diferite, și alimentate de la aceeași
pompă care asigură presiunea de alimentare pa, variabilă.
Rezumatul tezei de doctorat
5
Este evident, că datorită încărcării diferite, unul dintre elementele mobile va fi sustentat,
și anume cel cu presiunea de ridicare mai mică (pr1<pr2). Cum presiunea furnizată de pompă,
pa, este impusă de rezistența din aval, imediat după ridicarea primului element mobil,
presiunea de alimentare se va stabiliza la valoarea presiunii din buzunarul acestuia, pa=pb1,
inferioară presiunii de ridicare pr1 și deci inferioară și presiunii de ridicare pr2 [29, 30].
a) b)
Fig. 2.3 Shema de funcționare a două platouri hidrostatice alimentate cu o pompă cu debit constant
a) înainte de ridicare; b) după ridicare [27]
Deci, într-o astfel de variantă de alimentare, reazemul cu încărcare specifică mai mare
nu va funcționa niciodată cu film fluid. Acest incovenient poate fi înlăturat prin utilizarea
unei pompe pentru fiecare buzunar hidrostatic în parte (alimentare individuală), metoda
complicată (necesitând o strictă dimensionare a pompei pentru debitul cerut de sistem) și
costisitoare în același timp, nefiind foarte des răspândită [27]. În Fig. 2.4 este prezentată
schema de principiu a alimentării platoului unui strung carusel, prevăzut buzunarele
hidrostatice 14. Alimentarea cu lichid sub presiune a buzunarelor hidrostatice se realizează cu
ajutorul unui sistem de alimentare format din șase pompe cu debit constant 12 prevăzute cu
două orificii de refulare. Acestea sunt antrenate de către axele a șase sateliți 13 care la rândul
lor își primesc mișcarea de la roata centrală 11, antrenată de către un angrenaj cu roți dințate
10. Înainte de alimentarea buzunarelor platoului, uleiul este aspirat din rezervorul principal R,
de către pompele cu debit constant 1 și refulat în rezervorul 6 (de răcire) pentru stabilizarea
temperaturii.
Fig. 2.4 Sistemul de alimentarea cu debit constant a unui platou de strung carusel [ENIMS, Suedia]
Rezumatul tezei de doctorat
6
2.3.2 Cercetări privind alimentarea cu presiune constantă a ghidajelor hidrostatice
O altă alternativă la alimentarea cu debit constant a ghidajelor hidrostatice este cea în
care alimentarea se face cu o pompă care furnizează lubrifiant la presiune constantă
(Pa=const). Cum presiunea din buzunarul hidrostatic trebuie să varieze în timpul funcționării
în concordanță cu sarcina pe ghidaj, înseamnă că este necesar un dispozitiv care să permită
variația presiunii din buzunar, în condițiile în care presiunea de alimentare rămâne constantă.
Acest rol este asigurat de către o rezistență hidraulică (restrictor) care se înserează între
pompă și buzunarul hidrostatic și care asigură o dependență proporționalăîntre debitul
vehiculat și căderea de presiune [34]. Modul în care restrictorul asigură variația presiunii din
buzunar, poate fi imediat înțeles dacă se consideră două faze tipice de funcționare ale unui ale
unui reazem cu un singur buzunar hidrostatic, alimentat de o pompă cu presiune constantă,
prin intermediul unui restrictor, Fig. 2.5.
Într-o primă fază să presupunem că forța pe ghidaj crește foarte mult, conducând la
apropierea suprafețelor conjugate, deci la scăderea grosimii filmului h. Secțiunea de curgere
din zona pragului micșorându-se, debitul Q pe prag scade în mod corespunzător [38, 39].
Cum căderea de presiune pe restrictor este proporțională cu debitul ce-l străbate, același cu
debitul Q de pe prag, rezultă că și diferența dintre presiunea de alimentare Pa constantă și
presiunea din buzunar, Pbuz, va scădea.
În consecință presiunea din buzunar va crește, compensând creșterea forței F și
opunându-se scăderii grosimii peliculei de ulei h (h reacționează la creșterea forței prin
creșterea presiunii din buzunar [42, 43]. În situația în care trebuiesc alimentate mai multe
buzunare, folosind o singură pompă, este necesar introducerea de elemente de compensare a
diferenței de presiune (restrictori), montate imediat în amonte de fiecare buzunar.
Funcționarea unui asemenea sistem de alimentare este sugestiv reprezentată în Fig. 2.6. În
faza prezentată în Fig. 2.6.a presiunea de refulare a pompei 3 este insuficientă pentru
ridicarea unui element mobil, debitele Q1 și Q2 prin restrictorii R1 și R2 sunt nule.
Rezumatul tezei de doctorat
7
Fig. 2.6 Schema de alimentare a două reazeme hidrostatice alimentate cu o singură pompă și restrictori a) la reazemul 1 se atinge presiunea de alimentare; b) reazemul 1 s-a deschis; c) reazemul 2 s-a deschis. [46]
În faza din Fig. 2.6.b, presiunea pompei a crescut suficient de mult, astfel încât (ținând
cont de căderea de presiune pe restrictorul R1 a reazemului 1 și de faptul că fenomenele se
petrec încă în regim static și nu avem cădere de presiune) în buzunarul hidrostatic respectiv
presiunea a atins valoarea corespunzătoare ridicării. O parte Q1 a debitului de ulei Qp, trece
prin interstițiul h1 . Se înțelege că rezistența hidraulică a reazemului ridicat 1 este mai mică
decât a restrictorului R1 [117, 118, 119]. Datorită faptului că rezistența hidraulică a
restrictorului R1 are o valoarea ridicată, înseamnă că presiunea de refulare poate crește în
continuare până la atingerea valorii de ridicare a elementului mobil 2. După deschiderea
interstițiului h2 (faza c) curgerea prin sistem se stabilizează. Debitele Q1 și Q2 depind de
încărcările F1 și F2; cu cât încărcările sunt mai mari, interstițiile h1 și h2 sunt mai mici, adică
rezistențele hidraulice corespunzătoare sunt mai mari.
Cu cât suma debitelor prin ghidaj este mai mică, cu atât este mai mare debitul
scurtcircuitat. Astfel se impune, pentru echiparea centrelor de prelucrare, în mod special,
utilizarea regulatoarelor de debit constant, montate pe circuitul de alimentare al fiecărui
buzunar hidrostatic. Cercetările în domeniu descriu ca evidentă superioritatea acestui sistem
de alimentare, costisitor de altfel, prin menținerea constantă a grosimii filmului de ulei la
variația încărcării; rigiditatea acestuia tinde către infinit pentru orice încărcare, în timp ce
debitul cerut de ghidaj crește direct proporțional cu aceasta.
Rezumatul tezei de doctorat
8
2.4 Cercetări teoretice privind sistemele de sustentație hidrostatică utilizate pe plan
mondial
2.4.1 Sistemul de sustentație hidrostatică a mașinii de frezat longitudinal BTM 2200
Mașina de frezat longitudinal BTM 2200 utilizează sustentația hidrostatică pentru axa X
(masă-batiu), a cărei schemă hidrostatică este prezentată în Fig. 2.7. Se remarcă faptul că
rezervorul este amplasat în batiul mașinii și acesta corespunde cu un minirezervor poziționat
pe partea montantului din stânga mașinii pentru a mări capacitatea rezervorului din batiu dar
și pentru a avea acces ușor la filtrul de aspirație FA. Recuperarea lichidului de lucru se
realizează pe cale gravitațională în jgheaburile montate pe batiu, răcirea uleiului fiind
naturală datorită dimensiunilor mari ale rezervorului [121, 122, 179].
Fig. 2.7 Schema de sustentație hidrostatică a mașinii de frezat longitudinal BTM 2200
[TOS VARNSDORF, Cehia]
2.4.2 Sistemul de sustentație hidrostatică a mașinii de rectificat cu ax vertical RSG 2200
Analizând schema din Fig. 2.8, se poate remarca faptul că sustentația hidrostatică este
utilizată pentru axa W (platou-sanie), respectiv, pentru axa X (sanie-batiu). Cele două axe
primesc lichid sub presiune de la două grupuri de pompare ce funcționează separat, spre
exemplu axa W utilizează un grup de două pompe ce funcționează în paralel, ambele
furnizând lichid de lucru pentru platoul mașinii.
Pompa PRD1 alimentează buzunarele inelului interior al platoului cu un debit ce poate
atinge valoare maximă de 30 [l/min], în timp ce pompa PRD2 alimentează inelul exterior al
Rezumatul tezei de doctorat
9
platoului cu debite până la 40 [l/min]. Debitele de alimentare pentru buzunarele celor două
inele practicate în platoul mașinii sunt diferite deoarece pentru inelul interior buzunarele sunt
de dimensiuni mai mici iar sarcina este preluată mai mult de către inelul exterior.
Recuperarea uleiului din interstițiul portant se realizează prin colectarea acestuia în
jgheaburile montate pe batiul mașinii unde este direcționat către un rezervor amplasat în
montant și fiind aspirat de către o pompă cu funcționare intermitentă în vederea recirculării.
Caracteristicile tehnice principale ale mașinii sunt următoarele:
- diametrul platoului: 2200 [mm];
- sarcina maximă pe platou: 6000 [kgf];
- turația platoului: 6-16 [rpm], 4 [trepte];
- diametrul pietrei de rectificat: 1321 [mm];
- turația axului: 330 [rpm];
- puterea motorului axului pietrei: 150 [kW];
- valorile avansului vertical: 0.1-2.4 [mm/min], 24 [trepte];
- avans rapid: 290 [mm/min].
2.4.2.1 Prezentarea sustentației hidrostatice a axei W (platou-sanie)
Caracteristicile tehnice ale sistemului de sustentație hidrostatică pentru axa W sunt
următoarele:
- tipul ghidajului: deschis;
- greutatea platoului (fără sarcină): 50 [t];
- greutatea maximă a piesei pe masa platoul mașinii: 60 [t];
- forța maximă disponibilă pe axele X,W : FX=30[kN]; FW=30[kN];
- grosimea peliculei de lubrifiant: 0.1÷0.12[mm];
- finețea de filtrare a uleiului: 10 [μm];
- perioada de timp pentru curățirea /schimbarea filtrelor: 1500/12 [ore/luni];
- tipul de recuperare a uleiului din ghidajele hidrostatice:
- gravitațional;
- pompă cu funcționare intermitentă;
- tipul de răcire a uleiului utilizat: naturală;
- ghidaj circular mare (platou) format din 16 buzunare, Lxl: 270x120 [mm] dispuse pe
diametrul 2900 [mm];
- ghidaj circular mic (platou) format din 8 buzunare, Lxl: 350 x120 [mm] dispuse pe
diametrul de 1150 [mm].
2.4.2.2 Prezentarea sustentației hidrostatice a axei X (sanie-batiu)
Caracteristicile tehnice ale sistemului de sustentație hidrostatică pentru axa W sunt
următoarele:
- tipul ghidajului: deschis;
- greutatea elementului mobil: 12[t];
- grosimea peliculei de lubrifiant: 0.07÷0.08mm [mm];
- finețea de filtrare a uleiului: 10 [μm];
- perioada de timp pentru curățirea /schimbarea filtrelor: 1500/12[ore/luni];
- tipul de recuperare a uleiului din ghidajele hidrostatice: gravitațional;
- tipul de răcire a uleiului utilizat: naturală;
- dimensiunile buzunarelor hidrostatice:
- latura A, D, Lxl: 130x600 [mm];
- latura, B, C, Lxl: 600x160 [mm].
Rezumatul tezei de doctorat
11
Fig. 2.8 Schema de sustentație hidrostatică a mașinii de rectificat cu ax vertical RSG 2200 [ZIMMERMAN, Germania]
Rezumatul tezei de doctorat
12
2.4.3 Cercetări privind sistemul de sustentație hidrostatică a strungului carusel SV 22
2.4.3.1 Prezentarea sustentației hidrostatice a axei X (sanie-traversă mobilă, sanie-
culisă)
În Fig. 2.13 este prezentată schema de sustentație hidrostatică a saniei și culisei pentru
strungul vertical SV22. Se observă existența unui grup de pompare ce furnizează lichid sub
presiune necesare realizării sustentației hidrostatice atât pentru sanie cât și pentru culisa
mașinii. Aparatajul de filtrare este compus din două filtre, FP 1.1 și FP1.2, montate pe
refularea pompei PRD1 și care au posibilitatea de a fi comutate între ele în situația în care
unul dintre ele este colmatat, comanda acestora realizându-se prin intermediul distribuitorului
D1. Releul de presiune RP1 confirmă existența presiunii în circuit, fără de care nu este
posibilă deplasarea axelor mașinii.
Fig. 2.13 Schema de sustentație hidrostatică a saniei și culisei pentru strungul vertical SV 22
[INNSE BERARDI, Italia]
Rezumatul tezei de doctorat
13
Pe circuitul de alimentare a culisei este montată o supapă de reducere a presiunii SR cu
rolul de a micșora presiunea necesară sustentației hidrostatice față de presiunea generală din
sistem, acest lucru fiind necesar deoarece culisa este solicitată la încărcări mici în comparație
cu sania [55, 56, 57]. Sustentația hidrostatică a culisei este o particularitate a acestui tip de
strung față de celelalte strunguri carusel, aceasta fiind impusă de către beneficiari pe motivul
deplasării foarte precise, mai ales în situațiile în care se lucrează cu regimuri de așchiere
mari. Recuperarea lichidului de lucru se realizează pe cale gravitațională într-un jgheab
amplasat sub traversa mobilă, acesta va circula liber către capătul traversei unde este
amplasat un minirezervor de colectare echipat cu o pompă ce aspiră lichidul și îl refulează în
rezervorul principal din fundație.
2.5 Cercetări teoretice privind soluțiile constructive de regulatoare de debit pe plan
mondial utilizate la ghidajele hidrostatice
În cazul utilajelor de mare importanță (mașini unelte de înaltă precizie) se impune
echiparea ghidajelor hidrostatice cu sisteme automate de reglare numite regulatoare de debit,
montate în exteriorul sistemului hidrostatic portant. Utilizând astfel de regulatoare de debit se
obțin avantaje deosebite, printre care: menținerea interstițiului dintre piesele cu mișcare
relativă, între limite foarte apropiate, asigurarea stabilității dinamice, și indirect, realizarea
calității superioare a pieselor prelucrate pe mașina unealtă respectivă [60, 61, 62].
2.5.1 Regulatorul de debit cu sertărașe cilindrice pretensionate
Un astfel de regulator de debit este cel conceput de J.P. ROYLE (Universitatea
Cranfield, U.K.), reprezentat în Fig. 2.14 [148]. La aplicarea sarcinii F asupra patinei sau la
creşterea acesteia peste valoarea nominală, va spori presiunea în buzunarul 1, impulsul de
presiune transmiţându-se până la cilindrul inferior al regulatorului; în buzunarul 2, procesul
se va desfăşura invers; se va comprima arcul corespunzător, datorită coborârii pistonaşului şi
se va deschide mai mult fereastra de alimentare (creşte h1 şi respectiv h2 va scade).
Fig. 2.14 Regulator de debit cu sertărașe cilindrice pretensionate [62]
[J.P. ROYLE, Universitatea Cranfield, U.K.]
În acest fel creşte debitul pe circuitul inferior de alimentare, procesele pe circuitul
superior desfăşurându-se în sens invers, până când elementul mobil va reveni în poziţia
iniţială. Trebuie menţionat că arcurile sunt tensionate în funcţionarea de regim, pentru a
permite revenirea pistonaşelor în poziţia iniţială.
2.5.2 Regulatorul de debit diferențial cu fante
Rezumatul tezei de doctorat
14
Un astfel de regulator de debit realizat de C. EHMANN (Universitatea Darmstadt,
Germania), este prezentat în Fig. 2.15 [43, 181]. Sertărașul 1, găurit la capete, are fante
laterale parțial deschise, în funcție de poziția lui în reazemul 2. În poziție neutră, fantele a și b
sunt egale, debitul de lichid care trece spre buzunarele opuse fiind același.
Fig. 2.15 Regulator de debit diferențial cu fante [C. EHMANN, Universitatea Darmstadt, Germania] [43]
Dacă încărcarea F a ghidajului crește (de exemplu, tendința de deplasare a elementului
mobil, este spre stânga), sertărașul va fi acționat de sporul de presiune ce apare în buzunar,
spre dreapta, deschizând suplimentar fanta a și închizând corespunzător fanta b. În acest fel
crește debitul de ulei în buzunarul 4, scade în buzunarul 5, asigurând astfel revenirea patinei
în poziția inițială. Se remarcă la acest dispozitiv prezența arcurilor de readucere 3.
2.5.3 Regulatorul de debit tip cilindru – cilindru
Un alt exemplu de sistem ce utilizează un regulator de debit cu sertăraş este cel din Fig.
2.16, conceput de cercetătorul O. JANEČEK (Universitatea Tehnică din Praga, Cehia) [81].
Se remarcă faptul că pompa volumică 3 asigură debitul necesar degajărilor 1 şi 2 ale
reazemului hidrostatic; alimentarea regulatorului se face la presiunea constantă pa. Presiunile
p1 și p2 din degajările hidrostatice 1 și 2 sunt mult mai mici decât pa datorită căderilor de
presiune realizate în interstiţiile
circumferenţiale δ ale regulatorului [42].
La aplicarea unei sarcini F, asupra
platoului, se măreşte presiunea p1 faţă de
p2, scăzând h1 faţă de h2, impulsul de
presiune rezultat determină deplasarea
sertăraşului spre dreapta, ceea ce duce la
scăderea rezistenţei hidraulice spre
camera A a regulatorului şi deci la
mărirea debitului pe această ramură de
alimentare, fapt care contribuie la
readucerea parţială a platoului încărcat
spre poziţia iniţială [81].
2.7 Cercetări teoretice și experimentale privind îmbunătățirea preciziei de deplasare a
ghidajelor hidrostatice
Ghidajele hidrostatice au ca şi caracteristică principală precizia ridicată a deplasării,
aceasta fiind afectată în principal de forma suprafețelor de ghidare. Erorile de profil ale
Rezumatul tezei de doctorat
15
suprafeţelor de ghidare determină variația grosimii peliculei de ulei, ceea ce determină la
rândul ei modificarea poziției elementului mobil, conducând astfel la apariția erorilor de
deplasare. Cu alte cuvinte variația peliculei de lubrifiant este determinată și de erorile de
profil ale suprafețelor de ghidare [94, 95, 96].
2.7.1 Analiza forței de reacție a peliculei de ulei în funcție de abaterea formei ghidajelor
hidrostatice
Pentru analiza forței de reacție a filmului de ulei, SHAMOTO, PARK & MORIWAK
(Universitatea din Kobe, Japonia, 2011) au realizat modelarea unui element mobil cu singur
buzunar hidrostatic cu ajutorul metodei elementului finit și rezultatele obținute au arătat
faptul că apar variații ale filmului de ulei cauzate de erorile de profil. Așa cum se arată în Fig.
2.22, forța de reacție a filmului de ulei poate fi aproximată sub formă sinusoidală cu ajutorul
metodei pătratelor și evidențiată în figură prin linie întreruptă.
Fig. 2.22 Variație filmului de ulei exprimată prin funcția de transfer și eroarea de aproximație [158]
În Fig. 2.22 se observă funcțiile de transfer K(ɷ)=Fe(ɷ)/E(ɷ), ce reprezintă raportul
dintre amplitudinile forței de reacție a filmului Fe(ɷ) și amplitudinile erorilor de profil
E(ɷ)=δ la diferite frecvențe spațiale. Funcțiile de transfer superioare și inferioare sunt
calculate pentru dimensiuni ale lațimii buzunarelor de β=0.8 [mm] și respectiv β=0.2 [mm].
Variația peliculei de film din Fig. 2.22, poate fi obținută în practică calculând forțele de
reacție ale filmului numai la valori ale lui ø = 0 sau π, a căror diferență are ca rezultat
amplitudinea răspunsului sinusoidal. Figura 2.22 indică faptul că media efectelor peliculei de
ulei devine semnificativă la o scădere a raportului lățimii buzunarului, deși rigiditatea statică
este scăzută.
2.7.2 Analiza rectilinității ghidajelor hidrostatice cu ajutorul funcției de transfer
PARK CH., LEE CH. & HONG JH. (Universitatea din Taejun, Coreea de Sud, 2012) au
alcătuit un model analitic pentru a simula eroarea de mișcare a unei mese hidrostatice
prevăzute cu mai multe buzunare utilizând funcția de transfer [100, 122, 123]. Figura 2.23
prezintă măsurătorile erorilor de profil ale suprafețelor de ghidare. Acestea sunt măsurate cu
ajutorul unui senzor de tip capacitiv (traductor de deplasare) montat pe masa hidrostatică
având o precizie mai mică de ±0.03 [mm]/250[mm].
Rezumatul tezei de doctorat
16
Fig. 2.23 Variație filmului de ulei exprimată prin funcția de transfer și eroarea de aproximație [158]
Forța de reacție a filmului de ulei variază ca urmare a schimbării de profil și eroarea de
mișcare apare ca rezultat al echilibrului tuturor forțelor aplicate pe masa respectivă. Forțele
de reacție superioare și inferioare ale filmului de ulei contracarează între ele, și astfel doar
eroarea diferențială de profil e(x)=e1(x)-e2(x) afectează eroarea de deplasare a mesei. Prin
urmare, masa dublu rezemată hidrostatic este echivalentă din punct de vedere analitic cu o
masa rezemată pe o singură parte, având eroarea de profil e(x) și rigiditatea 2k(ɷ). Forța fi(x)
este definită ca rezultanta forței de reacție a filmului aplicată la perechea de reazeme
superioară și inferioară fiind obținută cu relația [122, 185]:
xfxfxf zieii )( 2.5
Unde: fei(x) - este forța de reacție a filmului de ulei ce apare când masa se deplasează
normal fără erori de mișcare și fzi(x) - este forța de reducere rezultată ca urmare a deplasării
unei perechi de reazeme pe direcția z. În regim static, suma forțelor sau momentelor aplicate
asupra mesei devine zero [101, 102]: 𝑓𝑖𝑚𝑖=1 𝑥 = 0, 𝑓𝑖
𝑚𝑖=1 𝑥 𝑖𝑙 = 0 . Unde: l este
lungimea reazemului incluzând și distanța dintre acestea.
2.7.3 Optimizarea preciziei de mișcare a ghidajelor hidrostatice utilizând operația
tehnologică de lepuire
CHUNG J.H., LEE H., PARK CH., (Universitatea din Taejun, Coreea de Sud, 2012) au
adus contribuții importante în domeniu privind corecția suprafețelor de ghidare prin operația
tehnologică de lepuire, în scopul îmbunătățirii preciziei de deplasare [32]. În Fig. 2.24 se pot
observa erorile de profil măsurate după corecția de lepuire pentru cazul deplasării liniare a
elementului mobil, linia întreruptă indică eroarea de profil înaintea operației. După cum se
observă în graficul respectiv, suprafața de ghidare nu este perfect plană. În Figura 2.25 sunt
evidențiate erorile de mișcare ale elementului mobil după execuția operației de lepuire în
cazul deplasării unghiulare, cu valorile de 0.07 [μm] și 1.42 [arcsec].
Rezumatul tezei de doctorat
17
Fig. 2.24 Eroarea de profil după corecția de lepuire pentru deplasare liniară [32]
Reducerea cu succes a erorilor de deplasare și realizarea unei mișcări precise, verifică
faptul că metoda prezentată de autori este eficientă. Este important de menționat faptul că atât
poziția elementului mobil cât și gradul operației tehnologice de lepuire sunt exprimate din
punct de vedere analitic, pe baza erorii de mișcare măsurate, fără a se ține cont de aptitudinile
și experiența operatorului.
2.7.4 Optimizarea preciziei de deplasare a ghidajelor hidrostatice utilizând restrictorul
piezoeletric
CHUN H. P., YOON J.O., SHAMOTO E. & DEUG W. L. (Universitatea din Nagoya,
Japonia, 2012) au studiat modul de compensare a erorilor de deplasare ale meselor
hidrostatice de avans prin utilizarea restrictorului cu actuator piezoelectric [33]. Principiul de
funcţionare al restrictorului piezoelectric este prezentat în Fig. 2.27. Aplicând o tensiune
electrică E(x) actuatorului piezoelectric, valoarea interstițiului scade de la hc1 la valoarea hc2.
Scăderea ratei de curgere a debitului de ulei datorită scăderii jocului conduce la descreşterea
presiunii în buzunar de la pr11 la pr12 și în consecinţă, masa este deplasată cu distanţa Δh iar
eroarea de mişcare este măsurată și apoi anulată de către această deplasare prin intermediul
unui proces iterativ de compensare. Debitele de intrare Qin, de ieşire Qout și presiunea din
Fig. 2.25 Eroarea de profil după corecția de lepuire pentru deplasare unghiulară[32]
Rezumatul tezei de doctorat
18
buzunar pr ale unui ghidaj hidrostatic simplu echipat cu restrictor piezoelectric sunt exprimate
de ecuaţiile 2.6, din condiţia de continuitate a curgerii [107, 186]:
𝑄𝑖𝑛 =𝑘𝑐
𝜂 𝑝𝑠 − 𝑝𝑟 , 𝑄𝑜𝑢𝑡 =
𝐵ℎ03
𝜂𝑝𝑟 2.6
În care: 𝑝𝑟 =1
1+ξ0𝑝𝑠 , ξ0 =
𝐵ℎ03
𝑘𝑐, ps - presiunea de alimentare, kc - coeficientul de capilaritate,
η - viscozitatea uleiului, B- coeficient de curgere care depinde doar de dimensiunea lamelei,
h0- jocul lagărului iar ξ0- raportul de rezistenţă dintre restrictor şi lăţimea ghidajului.
Fig. 2.27 Principiul de funcţionare al restrictorului piezoelectric:
a) înainte de deplasare; b) după deplasare [33]
În Fig. 2.28 sunt prezentate rezultalele experimentale obținute prin metoda compensării
cu restrictori piezoelectrici, utilizând diferiţi coeficienţi de compensare Kh. În cadrul
experimentului au fost compensate doar erorile mişcării de translaţie pe direcție orizontală
eh(x), iar celelalte erori au fost neglijate. În Fig. 2.29 sunt prezentate rezultatele compensării
simultane a erorilor mişcării de translaţie pe direcție orizontală şi de înclinare după axa
verticală.
Fig. 2.28 Erorile mişcării de translaţie pe direcție orizontală
utilizând diferiţi coeficienţi de compensare [33]
Ab
ater
ea (
μm
) A
bat
erea
(μ
m)
Ab
ater
ea (
μm
)
Poziţia (mm)
Rezumatul tezei de doctorat
19
Fig. 2.29 Rezultatele compensării simultane a erorilor mişcării de translaţie
pe direcție orizontală şi de înclinare după axa verticală [33]
2.8. CONCLUZII
2.8.1 Concluzii în urma cercetărilor și realizărilor actuale privind construcția și nivelul
de performanță a ghidajelor hidrostatice pentru mașinile-unelte
În urma unei analize atente cu privire la stadiul actual al cercetărilor în domeniul
ghidajelor hidrostatice pentru mașinile-unelte se pot remarca direcţiile în care proiectanţii,
constructorii şi cercetătorii au adus cele mai multe îmbunătăţiri şi anume:
1. Alimentarea cu lubrifiant a ghidajelor hidrostatice, se realizează prin două metode :
cu debit constant, utilizându-se câte o pompă cu debit constant pentru fiecare buzunar
al unui ghidaj hidrostatic, respectiv, alimentare cu presiune constantă, fiind cel mai
des sistem de alimentare ce utilizează o singură pompă de debit constant cu care pot fi
alimentate simultan mai multe buzunare hidrostatice independente.
2. Alimentarea prin restrictor (întâlnită în proporție de 80% în aplicațiile tehnice) este o
componentă foarte importantă al unui ghidaj hidrostatic specifică variantei cu
presiune constantă, fiind absolut necesară în condițiile în care se alimentează mai
multe buzunare de la o singură pompă. Această variantă de alimentare permite
creșterea încărcării elementelor mobile pe seama rigidizării peliculei de lubrifiant de
102÷10
3 [daN/μm].
3. Alimentarea prin regulator de debit constant (întâlnită în proporție de 20% în
aplicațiile tehnice) specifică mașinilor-unelte de mare importanță (de precizie),
utilizată datorită avantajelor deosebite ale regulatoarelor pe care acestea le dețin în
comparație cu restrictorii. După criteriul naturii mărimii de comandă, acestea se
utilizează în varianta cu: comandă pozițională (la care traductorul sesizează
deplasarea saniei față de ghidaj), interstițiul din ghidaj fiind urmărit pe cale mecanică,
hidraulică, pneumatică sau electrică; comandă de presiune, la care deplasarea saniei
sub sarcină este sesizată indirect prin variația presiunii în buzunarul hidrostatic. Din
punctul de vedere al funcționării, la ora actuală se utilizează regulatoare de debit ce
Rezumatul tezei de doctorat
20
deservesc simultan două buzunare opuse sau regulatoare care alimentează și
controlează debitul de ulei în toate buzunarele unui sistem hidrostatic portant.
4. Pentru ghidajele hidrostatice ce funcționează într-un mediu cu variații mari de
temperatură, în condițiile menținerii unei rigidități constante, singurul drosel utilizabil
este droselul capilar.
5. Pentru ghidajele hidrostatice ale mașinilor-unelte cărora li se cer rigidități ridicate se
utilizează regulatoarele de debit constant, în cazul în care sunt vehiculate debite mari
sunt utilizate regulatoarele cu membrană elastică.
6. La ghidajele hidrostatice ale mașinilor- unelte la care se cer precizie, rigiditate și
viteză de reacție ridicate, se folosesc regulatoare de debit cu sertăraș cu fante sau
regulatoare diferențiale. În cazuri speciale, cu dezavantajul costului ridicat, sunt
utilizate regulatoare pilotate.
7. Alegerea tipului de pompă este determinată de valoarea minimă a viscozității uleiului
în funcționare (la temperatură maximă), iar mărimea puterii pierdute prin pompare
depinde de valoarea maximă a viscozității (la temperatura minimă).
2.8.2 Concluzii privind aprecieri critice şi direcţii de dezvoltare neabordate
Pe baza unor observaţii atente se poate arăta totuşi, că în domeniul ghidajelor
hidrostatice se înregistrează unele lipsuri şi anume:
- cercetarea teoretică și experimentală nu abordează comportarea din punct de vedere al
rigidității statice și dinamice a ghidajelor hidrostatice deschise și închise solicitate complex.
- cercetarea teoretică și experimentală nu abordează modul de influență a unor parametri
esențiali din structura ghidajelor hidrostatice (sistemul de alimentare cu lubrifiant, geometria
buzunarelor hidrostatice, temperatura lubrifiantului) asupra rigidității statice și dinamice.
- nu s-a cercetat soluții noi constructive, mai avantajoase, de înlocuire a aparaturii hidraulice
proporționale la ghidajele hidrostatice solicitate la sarcini excentrice precum și soluții
economice de recuperare și compensare a temperaturii lichidului de lucru.
Drept urmare, ca rezultat al celor prezentate mai sus, pot fi definite direcțiile de cercetare
și stabilite obiectivele tezei de doctorat după cum urmează:
1. Cercetarea teoretică a influenței anumitor parametri (sistemul de alimentare, geometria
buzunarelor, temperatura lichidului) asupra rigidității ghidajelor hidrostatice.
2. Cercetarea teoretică și experimentală a rigidității ghidajelor hidrostatice închise și deschise
încărcate cu sarcini centrice și excentrice.
3. CERCETĂRI TEORETICE PRIVIND RIGIDITATEA GHIDAJELOR
HIDROSTATICE ALE MAȘINILOR-UNELTE
3.1 Principii și ipoteze privind cercetarea teoretică a rigidității ghidajelor hidrostatice
Rigiditatea unui sistem hidrostatic sanie-ghidaj este caracteristica sa esențială. La
mașinile-unelte, rigiditatea insuficientă a sistemelor de ghidare duce în timpul operațiilor de
așchiere la modificarea poziției reciproce a sculei și piesei de prelucrat, ceea ce are ca urmare
obținerea unor dimensiuni ale piesei diferite de cele stabilite cu ocazia reglării mașinii-unelte.
În timpul procesului tehnologic de așchiere, punctul de aplicație al forței de așchiere, iar
uneori și valoarea ei, variază continuu [31, 143]. În același timp, rigiditatea insuficientă a
ghidajelor hidrostatice poate duce la vibrații ale mașinii-unelte, datorită variației forțelor de
așchiere sau apariției autooscilațiilor. Vibrațiile care apar în timpul prelucrării piesei pe
mașini-unelte constituie cauza dereglării funcționării mașinii-unelte, ieșirii premature din uz a
Rezumatul tezei de doctorat
21
sculei așchietoare și înrăutățirii suprafeței prelucrate. Pentru analiza rigidității ghidajelor și
reazemelor hidrostatice se consideră capacitatea portantă, debitul de pe praguri și puterea de
pompare ca fiind cele mai importante caracteristici de calcul. În vederea abordării calculului
acestor parametri menționați se evidențiază ipotezele uzual folosite, și anume: suprafețele
separate prin lubrifiant sunt strict paralele, asperitățile suprafețelor metalice sunt neglijabile
în raport cu grosimea filmului portant, curgerea lubrifiantului peste pragurile ghidajului este
considerată pur laminară, viscozitatea uleiului nu se modifică în cursul parcurgerii traseului
pompă-buzunar hidrostatic, presiunea de alimentare este constantă, sarcina ce solicită
ghidajul se repartizează uniform pe fiecare buzunar hidrostatic (cazul încărcării centrice)
[172].
3.2 Influența sistemului de alimentare cu lubrifiant asupra rigidității ghidajelor
hidrostatice
3.2.1 Cercetări privind alimentarea cu lubrifiant prin restrictor tip tub capilar
Pe lângă caracteristicile deja calculate (capacitate portantă, debit și putere de pompare),
este necesară determinarea rigidității statice a filmului portant definită sub forma:
dh
dFJ 3.21
Pornind de la expresia generală a capacității portante dată de relația [134]:
buzbuzpp APCF 3.22
Constatăm că există posibilitatea modificării coeficientului Cp în funcție de geometria
ghidajului hidrostatic, dar de regulă acesta are o valoare unică pentru o configurație dată. Se
consideră că încărcarea exterioară F a elementului mobil este echilibrată prin suma
produselor (PbuzAbuz) și buzt
buz AAP
2 . Ca urmare, pe aria totală a pragului (At-Abuz) s-a
considerat presiunea medie 2
buzP
. Rezultă că expresia încărcării exterioare F are forma:
xyXYP
xyPF buzbuz
2)(
3.23
Expresie care egalată cu ecuația 3.22, conduce la determinarea coeficientului de portanță Cp:
XY
xyC p 1
2
1
3.24
Înlocuind relația 3.22 în 3.21, se obține expresia rigidității sub forma:
dh
dC
C
F
dh
dP
P
FJ
p
Pp
buz
Cbuzbuzp
3.25
Rezumatul tezei de doctorat
22
Termenii cu indice din ecuația 3.25 arătă care mărime se consideră constantă la
determinarea derivatelor parțiale. Înlocuind relația 3.23 în 3.24 se deduce rigiditatea se obține
expresia rigidității pentru cazul alimentării prin restrictorul tip tub capilar:
dh
dCAP
dh
dPCAJ
p
buzbuzbuz
pbuz 3.26
Pe de altă parte cunoscând expresia generală a debitului prin sistem de forma [136]:
3' hqPQ
f
buz
3.27
Ca urmare relația 3.26 se poate exprima ținând cont de relația debitului după cum urmează:
dh
dCAP
dh
dQ
dQ
dPCAJ
p
buzbuzbuz
pbuz 3.28
dh
dCAP
dh
dP
P
Q
dh
dq
q
Q
h
Q
dQ
dPCAJ
p
buzbuzbuz
buz
f
f
buzpbuz
'
' 3.29
dh
dCAP
dh
dP
P
Q
dh
dq
q
Q
h
Q
dQ
dPCAJ
p
buzbuzbuz
buz
f
f
buzpbuz
'
'
3 3.30
Concluzii: Relația 3.30 poate fi utilizată pentru determinarea rigidității ghidajelor
hidrostatice cu alimentare exterioară (restrictori și regulatoare de debit) la care ponderea
principală o au primul și al treilea termen din paranteza dreapta. Pentru cazurile frecvent
întâlnite, rigiditatea are expresia generală [135]:
a
buz
dP
dQ
Q
P
h
FJ 1
3 3.31
Analizând această ecuație se constată faptul că există trei metode pentru mărirea
rigidității filmului portant a ghidajului hidrostatic. Primele două metode constau evident în
mărirea încărcării exterioare F a ghidajului hidrostatic și respectiv micșorarea grosimii
filmului h. A treia metodă depinde de alegerea corespunzătoare a sistemului de alimentare
(restrictor sau regulator de debit), ceea ce influențează valoarea termenilor parantezei drepte
din relația 3.31. Și anume:
- când termenul 1
a
buz
dP
dQ
Q
P, rigiditatea ghidajului este infinit de mare; pentru
1
a
buz
dP
dQ
Q
P, rigiditatea ghidajului este stabilă și frecvent întâlnită;
- pentru 1
a
buz
dP
dQ
Q
P, ghidajul lucrează în regim static instabil, ceea ce corespunde
unei valori negative a rigidității, situație inadmisibilă. Rigiditatea ghidajului hidrostatic
alimentat printr-un restrictor tip tub capilar mai poate fi determinată din relația 3.31,
cunoscând caracteristica acestuia:
Rezumatul tezei de doctorat
23
QKPP cbuza 3.32
Notăm cu a
buz
P
P , numit parametru al încărcării. Cum Pa=const., variațiile încărcării
exterioare se traduc automat prin modificări ale presiunii din buzunar Pbuz și implicit asupra
parametrului β. Astfel spus modificarea presiunii relative β este oglinda stării de încărcare a
ghidajului hidrostatic, după cum urmează: când β=0, sarcina exterioară este nulă iar când
β=1, presiunea din buzunar a atins presiunea maximă pe care o poate furniza pompa. Ca
urmare, din relația 3.32, rezultă:
3'
11
hqK
f
c
3.34
De unde: 3'
1hq
PPQ f
buza
3.35
Calculând apoi adP
dQ, termenul doi din relația 3.31, se obține expresia de lucru a rigidității
pentru alimentarea prin capilar:
0
3
0
1
13
h
h
h
h
h
FJ 3.36
Precizăm că pentru un regim de încărcare nominal, grosimea filmului este h0, iar pentru
o încărcare diferită grosimea filmului este h. În cazul uzual, h=h0, de unde rezultă că
rigiditatea J are forma:
13
h
FJ 3.37
În paragrafele anterioare au fost evidențiați coeficienții (Cp- de portanță, qf- de debit și
Hf- de putere) care facilitează determinarea caracteristicilor respective absolute: de portanță
F, debit de pe praguri Q și respectiv, putere de pompare Pp. Pe de altă parte adoptând
parametrul încărcării β, se poate exprima și rigiditatea sistemului portant.
Expresia rigidității pentru alimentarea prin capilar ținând cont de coeficientul de încărcare β
are forma [139]:
3
1
c
fp
abuzfjcK
qCPACkJ 3.42
În care: 3
4
3
2
13 jk 3.43
Rezumatul tezei de doctorat
24
Concluzii: Considerând constante geometria restrictorului Kc, presiunea de alimentare
Pa, și viscozitatea dinamică η, este necesar analiza mărimilor kh, kQ, kH și kj, reprezentate de
altfel în Fig. 3.5 - Fig. 3.8. În graficul din Fig. 3.5 se remarcă puternica scădere a grosimii
relative a filmului kh la creșterea încărcării relative β. Acest lucru se datorează faptului că
restrictorii tip tub capilar deși prezintă simplitate constructivă, se comportă mai slab la sarcini
mari. În Fig. 3.6 se poate analiza variația mărimii relative de rigiditate kj în funcție de
încărcarea relativă β.
Scăderea grosimii peliculei de lubrifiant, are ca urmare și obținerea unor valori modeste
în ceea ce privește coeficientul rigidității kj. Cu alte cuvinte, alimentarea prin restrictorul tip
tub capilar conferă ghidajelor hidrostatice rigiditate relativ scăzută. În graficul din Fig. 3.7 se
poate remarca faptul că, tot ca efect al scăderii grosimii peliculei de lubrifiant caracterizată
prin coeficientul kh din Fig. 3.5, debitul de pe pragurile ghidajului hidrostatic scade în mod
corespunzător. În graficul din Fig. 3.8 se poate analiza variația mărimii relative a puterii de
pompare kH în funcție de încărcarea relativă β pentru alimentarea prin restrictor tip tub
capilar.
Fig. 3.5 Variația mărimii relative de grosime
a peliculei de ulei kh în funcție de încărcarea relativă β
Fig. 3.6 Variația mărimii relative de rigiditate
kj în funcție de încărcarea relativă β
Fig. 3.7 Variația mărimii relative de debit kQ
în funcție de încărcarea relativă β
Fig. 3.8 Variația mărimii relative de putere kH
în funcție de încărcarea relativă β
Rezumatul tezei de doctorat
25
3.2.2 Cercetări privind alimentarea cu lubrifiant prin restrictor tip diafragmă (orificiu
calibrat)
Rigiditatea ghidajului hidrostatic alimentat prin restrictor tip orificiu calibrat (diafragmă)
poate fi determinată din relația 3.31 cunoscând caracteristica acestuia:
QKPP buza 0 3.50
Notăm cu a
buz
P
P , numit parametru de încărcare, astfel expresia debitului devine sub forma:
3
1
aoQo PkkQ 3.51
În care [36]: 2
1
12 Qk și reprezintă coeficientul relativ de debit. Calculând expresia
adP
dQ, din relația generală a rigidității:
a
buz
dP
dQ
Q
P
h
FJ 1
3 3.52
se obține expresia rigidității pentru alimentarea prin restrictor tip diafragmă are forma:
6
13
1
a
o
fp
abuzpj PK
qCPACkJ
3.53
În care:
2
123 6
53
4
jk și reprezintă coeficientul relativ de rigiditate. Un alt
parametru important care poate fi luat în considerare este și adâncimea buzunarelor care
trebuie să fie cât mai mică pentru a se limita volumul de ulei care devine, în aceste condiții,
compresibil. Astfel se poate concluziona faptul că, în cazul alimentării prin restrictorul tip
orificiu calibrat, se constată același dezavantaj al scăderii relative de film portant la creșterea
încărcării exterioare, similar alimentării buzunarelor hidrostatice prin tubul capilar, însă
rigiditatea relativă maximă este superioară.
3.3 Cercetări privind influența geometriei buzunarelor asupra rigidității ghidajelor
hidrostatice
3.3.1 Modelarea matematică pentru ghidaj hidrostatic cu buzunare de geometrie
dreptunghiulară
La ghidajele hidrostatice, ca urmare a funcționării lor în regim de frecare lichidă, se tinde
să se micșoreze influența sarcinilor exterioare care se știe că provoacă modificarea grosimii
peliculei de lubrifiant la variația vitezei de alunecare. În consecință, se utilizează cu succes
degajări executate prin frezare, sub formă de buzunare în diferite variante constructive,
valabile atât pentru ghidajele hidrostatice deschise, cât și pentru cele închise [152, 142, 154].
Astfel în majoritatea cazurilor, buzunarele se execută în variantele cu geometrie
dreptunghiulară (Fig. 3.14) și circulară (Fig. 3.16), iar atunci când ghidajul are lățime mică,
se va executa un singur buzunar longitudinal. O schiță succintă a modelului fizic analizat este
prezentată în Fig. 3.14. Considerând o distribuție normală a presiunii, forța portantă este dată
de relația:
Rezumatul tezei de doctorat
26
Fig. 3.14 Schema unui ghidaj hidrostatic cu buzunar de geometrie dreptunghiulară
223
2
2maxmax
LlLpl
LpFp
3.65
În care: pmax– presiunea maximă de alimentare a ghidajului hidrostatic; L, l- lungimea,
respectiv, lățimea buzunarului hidrostatic. Presiunea maximă de alimentare a ghidajului
hidrostatic cu buzunar de geometrie dreptunghiulară este [153]:
3.66
În care: η- viscozitatea dinamică a lichidului de lucru, U- viteza de deplasare a
elementului mobil, s- adâncimea buzunarului hidrostatic, hm- grosimea minimă a filmului de
lubrifiant. Înlocuind ecuația 3.66 în ecuația 3.65, se obține forța portantă:
2
1
6
max
3
2mm
p
hP
UL
hFF
3.67
Înlocuind valoarea presiunii maxime Pmax în relația 3.67 se obține forța portantă finală
pentru buzunarele de geometrie dreptunghiulară:
mm
m
mm
p
hh
hs
hsh
F
1
21
21
2
3
3.68
Concluzii: În Fig. 3.15 este reprezentată variația forței portante în funcție de adâncimea
buzunarului hidrostatic s și grosimea peliculei de lubrifiant hm. Se remarcă faptul că la o
valoare grosimii peliculei hm = 0.06 [mm], forța portantă nu este maximă pe toată plaja de
valori a adâncimii buzunarului hidrostatic. La o valoare a grosimii peliculei hm=0.08 [mm],
forța portantă este mai mare pentru o adâncime s > 2.5 [mm] decât valorile corespunzătoare
grosimii hm=0.06 [mm]. Este cunoscut faptul că presiunea de contact asupra ghidajului
trebuie sa aibe o valoare deosebit de mică la staționare și în sarcină pentru a nu se produce
deformații locale care să influențeze precizia mișcării. Din graficul prezentat în Fig. 3.15 se
observă faptul că la creșterea adâncimii buzunarului hidrostatic are loc o scădere
semnificativă a capacității portante.
33max
2
3
mm hlL
L
l
lLsh
lsUP
Rezumatul tezei de doctorat
27
Fig. 3.15 Variația forței portante Fp în funcție de parametrii hm și s
3.3.2 Modelarea matematică pentru ghidaj hidrostatic cu buzunare de geometrie
circulară
În Fig. 2.15 este exemplificat un tip de ghidaj hidrostatic deschis având buzunar de
formă circulară. Se vor stabili următoarele ipoteze de calcul: deplasarea elementului mobil
are loc în planul de simetrie a ghidajului hidrostatic, presiunea pe suprafața buzunarului este
constantă, distribuția de presiuni pe praguri este liniară. Modelarea matematică a unui astfel
de sistem se poate realiza pornind de la ecuația lui Reynolds, scrisă în coordonate polare
[153]:
Fig. 3.16 Model fizic ghidaj hidrostatic cu buzunar de geometrie circulară
v
h
rr
hur
ph
rr
prh
r2
sincos6
1 33
3.69
În care u- viteza de alunecare relativă; v- viteza de apropiere a suprafețelor. Pe baza notațiilor
din Fig. 3.16, se poate exprima debitul sub următoarea formă:
Rezumatul tezei de doctorat
28
d
R
hRPdhR
R
PQ
x
buz
x
buzx
3
01
3023
2
1
cos11224
3.70
Unde: 0
2
h
R și reprezintă unghiul de rotire al elementului mobil. Înlocuind relația 3.72 în
relația 3.69, ecuația lui Reynolds devine:
rSuph
rRph
rr
prh
R
2cos
61
030
2233
3.73
Mărimile p0 și h0 corespund încărcării centrice a elementului mobil. Valoarea capacității
portante rezultă din integrarea câmpului de presiuni pe suprafața medie a pragului
elementului mobil, după cum urmează:
xPR
dR
PF buz
x
buzp
sin12
cos2
22
3.75
Înlocuind relația 3.71 în 3.75 se pot deduce capacitatea portantă și debitul de pe praguri
în cazul buzunarului hidrostatic de geometrie circulară :
rdrdpRF
R
p
2
0
1
2 1
3.76
1212
22
0
3 Srd
r
prhQ
3.77
Concluzii: Modificarea condițiilor la limită presupune variații ale parametrilor R și α,
ceea ce conduce la obținerea unor valori diferite pentru parametrul S, unele constituindu-se în
condiții pentru apariția cavitației. Pentru o anumită combinație de valori ale lui R și α, există
o valoare limită a lui S pentru care se ajunge la o cavitație. O altă consecință a înclinării
elementului mobil este pătrunderea aerului într-o zonă a interstițiului – zonă care devine
„uscată‖ și care corespunde unor valori negative ale lui S.
Din calcule, rezultă că elementele mobile hidrostatice cu R mare sunt sensibile la efectul
înclinării suprafețelor, în mod deosebit în ceea ce privește debitul de pe praguri. Pentru o
pereche anume de valori R și α, există o mărime negativă Scr pentru care Q=0 și ghidajul
hidrostatic funcționează în regim hidrodinamic pur. Pentru S<Scr, debitul Q devine negativ si
uleiul se circulă de la periferia ghidajului spre centrul acestuia, ajungându-se la situația
p0>pa. Practic acest fenomen se poate produce doar când lipsește restrictorul de pe circuitul
de alimentare.
3.6 Modelarea matematică a rigidității ghidajelor hidrostatice închise solicitate complex
Pentru a putea prelua momente de răsturnare, ghidajul hidrostatic închis trebuie prevăzut
cu două buzunare hidrostatice pe fiecare parte; cu cât distanța dintre aceste buzunare va fi
mai mare, cu atât capacitatea de a prelua momente mai mari va crește. În Fig. 3.25 este
exemplificat modelul de ghidaj hidrostatic închise supus unui moment de răsturnare M pentru
care apar evidente condițiile p3=p1 și p4=p2. Studiind efectul rotirii elementului mobil față de
reazemele fixe, se constată apariția unor cupluri de forțe, reprezentând rezultatele presiunilor
din cele patru buzunare hidrostatice. În faza de echilibru se găsește condiția:
Rezumatul tezei de doctorat
29
Fig. 3.25 Model de ghidaj hidrostatic închis cu buzunare duble opuse supus
unui moment de răsturnare
212 dApaM pf 3.107
În care : ppp /11 și ppp /22 ; af – coeficientul de portanță; A – aria totală a unei
unități de rezemare; pp –presiunea de pompare; p1, p2- presiunea din buzunarele hidrostatice
1și 2; d- distanța dintre doua buzunare hidrostatice.
urmează:
3
1
0
0
1
101
1
1
hh 3.111
3
1
0
0
2
202
1
1
hh 3.112
Grosimile de film h1 și h2 pot fi exprimate și în funcție de rotirea unghiulară α a elementului
mobil:
tgkd
Dhh 1min11 3.113
tgkd
Dhh 1min22 3.114
În care 0hd
Dk . Egalând expresiile 3.111 cu 3.112 și 3.112 cu 3.114 se obțin presiunile
relative sub forma:
30
11
ktg 3.115
30
21
ktg 3.116
Rezumatul tezei de doctorat
30
Înlocuind relațiile 3.115 și 3.116 în 3.107 se obține expresia finală a momentului de
răsturnare, care are forma:
3301
1
1
1
ktgktgM 3.117
Din Fig. 3.26, în care se poate observa variația )(fM , se constată creșterea evidentă a
capacității ghidajului hidrostatic de a prelua momentul de răsturnare odată cu creșterea
unghiului α. Este important de calculat și grosimea de film minimă h1min corespunzător rotirii
α acceptate; din relațile 3.113 și 3.114 rezultă:
101min1
d
Dh
d
Dhh
3.118
102min2
d
Dh
d
Dhh 3.119
Fig. 3.26 Variația momentului relativ de răsturnare în funcție de unghiul de rotire a elementului mobil
Pentru cazul general al unei încărcări excentrice ale elementelor mobile suprapuse peste
un moment de răsturnare din procesul de așchiere, modelul fizic de calcul este prezentat în
Fig. 3.27. Cu notațiile:
0h
e 3.120
02h
dk 3.121
În cele ce urmează se vor exprima succesiv presiunile relative din degajările hidrostatice
sub efectul încărcării F și apoi al momentului M. Egalând relația 3.115 cu 3.116 și
considerând sarcina F centrică, ce determină deplasarea axială ε, presiunile relative din
buzunarele hidrostatice vor rezulta astfel:
Rezumatul tezei de doctorat
31
300
0'2
'1
11
3.122
300
0'4
'3
11
3.123
Egalând relația 3.115 cu 3.116 și considerând influența dată de efectul de rotire produs de
momentul M, ce determină rotirea α la care se adaugă și efectul γ dat de momentul aplicat,
presiunile relative din buzunarele hidrostatice vor rezulta astfel:
30"
3''
11
ktg 3.124
30"
4"2
1
ktg 3.125
Fig. 3.27 Model de calcul pentru un ghidaj hidrostatic închis cu buzunare
duble opuse supus unei forțe axiale și unui moment de răsturnare
În expresiile de mai sus, mărimile e=εh0 și δ pot fi limitate din considerente tehnologice
și funcționale. Însumând relațiile 3.122 cu 3.124 și 3.123 cu 3.125 se obțin presiunile relative
din cele patru buuzunare hidrostatice pentru cazul general al unei încărcări excentrice F
suprapuse peste un moment de răsturnare M:
33
00
011
1
11
1
kth 3.126
33
00
021
1
11
1
ktg 3.127
Rezumatul tezei de doctorat
32
33
00
031
1
11
1
ktg 3.128
33
00
041
1
11
1
ktg 3.129
În Fig. 3.28 este reprezentată funcția cF pentru β0=0.5. Pornind de la relația generală a
rigidității statice pentru cazul încărcării centrice se poate determina rigiditatea statică totală a
ghidajului hidrostatic închis solicitat complex după cum urmează [161]:
21
3
1
jj
c
ff
cc kkk
qaFJ
3.134
Unde:
1
1 3
1
0
01jk , respectiv
1
1 3
1
0
02jk . Înlocuind relația 3.133 în
3.134 se obține rigiditatea statică totală a ghidajului hidrostatic închis pentru cazul general al
unei încărcări excentrice F suprapuse peste un moment de răsturnare M :
3.135
Funcția )(cJ este reprezentată în Fig. 3.29 pentru 50 . Înlocuind valoarea
parametrului 50 în relația 3.135 se obține rigiditatea totală cJ sub forma:
2
3
2
311
1
11
1
cJ 3.136
Concluzii: Se remarcă faptul că rigiditatea relativă maximă Jc se obține (în cazul
alimentării prin restrictori) pentru ε=0, adică pentru încărcare nulă. Pentru a mări rigiditatea
și pentru valori ε>0, se recomandă mărirea presiunii de alimentare sau a ariei buzunarului
hidrostatic. Dacă se adoptă β0=3/4, se obține o funcție Jc(ε) cu o pantă mai puțin descendentă,
ceea ce înseamnă o rigiditate absolută mai puțin dependentă de deplasarea axială a
elementului mobil.
Trasând curba Fc(ε), Fig. 3.28, se constată menținerea unei rigidități mai înalte pe o plajă
mai întinsă a deplasării relative ε. În cazul general, în care reazemele opuse nu sunt identice
geometric, metodica de calcul se păstrează, modificări apărând doar în calculul mărimilor
absolute, în care vor intra coeficienții af și qf diferiți. Avantajul metodei de calcul prezentate
este acela de a pune în evidență variația mărimilor caracteristice în funcție de deplasarea
efectivă a elementului mobil.
2
3
0
0
3
1
0
0
2
3
0
0
2
1
0
0
11
1
11
11
1
11
21
jjc kkJ
Rezumatul tezei de doctorat
33
3.7 Modelarea matematică a rigidității ghidajelor hidrostatice deschise
Ghidajele hidrostatice deschise, așa cum s-a precizat în paragraful anterior, sunt acelea
care nu pot prelua momente de răsturnare, ele fiind deci fără rigle de închidere. Se cunoaște
faptul că un reazem hidrostatic cu un singur buzunar nu poate prelua sarcini excentrice
datorită pericolului de contact metalic pe muchia reazemului, situație ce este sugerată în Fig.
3.30. În asemenea situații speciale de încărcare, se impune realizarea unei rezemări duble,
conform Fig. 3.31. Modelul de calcul pentru un reazem hidrostatic cu două buzunare este
prezentat în Fig. 3.32. Rezultantele câmpurilor de presiune vor fi:
d
edFApa pf
2
22
3.138
Unde pf ApaF 02 , în care pp
p00 , p0 - fiind presiunea din buzunare la sarcină
exterioară centrică. Rezultă:
101 3.139
102 3.140
Unde d
e2 , numită excentricitatea relativă. În cazul alimentării fiecărui buzunar
hidrostatic prin restrictori identici, se pot exprima grosimile de film corespunzătoare, în
funcție de caracteristica acestuia kc :
3.141
Fig. 3.28 Variația încărcării relative a
ghidajului hidrostatic închis în funcție de
deplasarea relativă a elementului mobil
Fig. 3.29 Variația rigidității relative a
ghidajului hidrostatic închis în funcție de
deplasarea relativă a elementului mobil
3
1
2
23
1
3
1
1
13
1
1
1;
1;
222
11
h
ff
chc
h
ff
chc
kqa
kkh
kqa
kkh
Rezumatul tezei de doctorat
34
Stabilim condiția ca hc1=hc2 și rezultă din 3.141 :
2
2
1
1 11
,
relație care nu poate fi
adevărată. Din ecuația debitului total ce alimentează cele două buzunare hidrostatice se pot
determina relațiile de dependență a grosimii peliculei de ulei de excentricitatea ε [162]:
21 a
c
ctotal p
h
kQ 3.142
Înlocuind relațiile 3.139 și 3.140 în 3.142 și admițând ca posibilă rotirea elementului
mobil față de reazemul fix, se pot evidenția funcțiile 21 cc hh :
3
1
0
0
0
1
1
1
1
11
c
c
h
h
3
1
0
0
0
2
1
1
1
11
c
c
h
h
În care hc0 corespunde încărcării centrice. Pentru cazul uzual β0=0.5, se reprezintă grafic,
în Fig. 3.33, funcțiile deduse. Din cele arătate, rezultă necesitatea utilizării droselelor cu
rezistențe hidraulice diferite, caracterizate prin constantele 21 cc kk . Din condiția 21 cc hh
scrisă sub forma:
2
22
1
11
11
cc kk
3.145
Se deduce:
11
11
1
1
0
0
1
2
c
c
k
k
3.146
Fig. 3.31 Distribuția presiunii pe un
reazem hidrostatic deschis încărcat
excentric
Fig. 3.30 Distribuția presiunii pe un
reazem hidrostatic deschis încărcat
excentric
3.143
3.144
Rezumatul tezei de doctorat
35
Relație care este reprezentată în Fig. 3.34 pentru β0=0.5. Ca urmare, se poate
concluziona faptul că utilizarea unui ghidaj hidrostatic deschis este posibilă, în cazul
sarcinilor excentrice, cu păstrarea paralelismului dintre elemente, dacă se acordează
restrictorii cu excentricitatea, conform Fig. 3.34. Ținând cont de condiția identității droselelor
de alimentare pentru cele două degajări hidrostatice, se obțin grosimi relative de film diferite:
3
1
6
1
0
0
0
1
1
1
1
11
d
d
h
h
3.147
3
1
6
1
0
0
0
2
1
1
1
11
d
d
h
h
3.148
Cu hd0 s-a notat grosimea filmului corespunzătoare încărcării centrice. Pentru condiția
hd1=hd2, rezultă necesitatea acordării geometriei restrictorilor cu excentricitatea relativă
conform relației:
Fig. 3.32 Model de calcul pentru gjidaj hidrostatic
deschis cu două buzunare alimentate prin drosele în cazul
încărcării excentrice
Fig. 3.33 Variația grosimilor relative h de film cu
excentricitatea relativă ε
Rezumatul tezei de doctorat
36
11
11
1
1
0
0
1
2
d
d
k
k
3.149
Concluzii: Pe baza relațiilor 3.143, 3.144, 3.146 și 3.149 se poate reprezenta grafic
variația grosimii relative de film hc1 și hc2 cu excentricitatea relativă ε. Din analiza Fig. 3.33
se obervă faptul că la creșterea excentricității ε grosimea peliculei de lubrifiant exprimată prin
raportul hc1/h0 și hc2/h0 se comportă în mod diferit, caz nedorit în timpul funcționării
ghidajului hidrostatic.
Pentru a asigura o stabilitate eficientă a grosimii peliculei de lubrifiant este necesar
alegerea unui sistem de alimentare–reglaj optim și de aici necesitatatea utilizării restrictorilor
cu rezistențe hidraulice reglabile. Pe baza relațiilor 3.146 și 3.149 se poate reprezenta grafic
dependența raportului constantelor restrictorilor cu excentricitatea relativă ε. Analizând Fig.
3.34 se observă că la creșterea excentricității ε rezistența hidraulică a restrictorilor scade, ca
urmare se poate deduce faptul că utilizarea unui ghidaj hidrostatic deschis este posibilă, în
cazul încărcării excentrice, dacă se acordează restrictorii cu excentricitatea. În cazul
mașinilor-unelte valorile forțelor cât și excentricitatea sunt variabile de la piesă la piesă
prelucrată și de la operație la operație tehnologică. Prin urmare valorile de reglare a
restrictorilor trebuie să se facă în mod automat, altfel rigiditatea ghidajului hidrostatic va avea
valoare mică.
3.8 CONCLUZII
Cercetările teoretice prezentate acoperă principalele probleme legate de influența
parametrilor constructivi și funcționali ai ghidajelor-hidrostatice la mașinile-unelte. Studiile
efectuate relevă numeroase direcții de cercetare pentru a completa studiile existente cu privire
la creșterea rigidității ghidajelor hidrostatice: o analiză aprofundată a influenței sistemului de
alimentare cu lubrifiant, analiza influenței formei geometrice a buzunarelor hidrostatice,
influența puterii consumate prin frecare lichidă, influența temperaturii lubfrifiantului,
respectiv, analiza rigidității ghidajelor hidrostatice închise și deschise solicitate complex.
1. În cazul alimentării prin restrictor tip tub capilar a ghidajelor hidrostatice se constată o
puternică scădere a grosimii peliculei de lubrifiant la creșterea încărcării exterioare.
Fig. 3.34 Dependența raportului constantelor restrictorilor
în funcție de excentricitatea relativă
Rezumatul tezei de doctorat
37
Efectul acestui fenomen are ca urmare scăderea debitului de pe praguri dar și realizarea
unor valori scăzute în ceea ce privește rigiditatea ghidajului hidrostatic. Alimentarea
prin restrictorul tip orificiu calibrat (diafragmă) a ghidajelor hidrostatice prezintă
același dezavantaj al scăderii grosimii relative de film la creșterea încărcării, în acest
caz însă rigiditatea relativă maximă este superioară (kjmax=0.94) celei de la alimentarea
prin tub capilar.
2. În scopul creșterii rigidității ghidajului hidrostatic în cazul alimentării prin restrictor tip
capilar și orificiu calibrat se poate interveni la creșterea debitului și presiunii de
alimentare, pentru a asigura o capacitate portantă ridicată, dar aceasta conduce la un
efort de pompare considerabil, deci la un grup de pompare mai costisitor.
3. În cazul alimentării prin regulator de debit constant a ghidajelor hidrostatice se
remarcă menținerea constantă a debitului, o mai slabă scădere a grosimii peliculei de
lubrifiant la creșterea sarcinilor exterioare, și în mod special, creșterea rigidității cu
încărcarea. Concluzia parțială este că, pentru a avea asigurată o rigiditate deosebit de
ridicată, ghidajul trebuie echipat numai cu regulatoare de debit.
4. În cazul ghidajelor hidrostatice cu geometria buzunarelor de formă dreptunghiulară se
asigură o forță portantă mai mare față de buzunarele hidrostatice cu formă geometrică
circulară. Acest lucru se datorează faptului că buzunarele cu geometrie
dreptunghiulară determină o capacitate portantă și implicit o rigiditate favorabilă în
comparație cu forma circulară datorită distribuției uniforme a presiunii pe suprafața
elementului mobil (crescătoare în dreptul buzunarului hidrostatic și descrescătoare pe
praguri).
5. Din cercetările influenței puterii consumate prin frecare fluidă asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice s-a constatat faptul că aceasta apare preponderent în zona
pragurilor și variază în raport cu viscozitatea dinamică și respectiv cu grosimea
peliculei de lubrifiant. Pe baza acestui considerent coeficientul de frecare fluidă scade
odată cu creșterea grosimii filmului portant.
6. Cunoscând expresia puterii totale consumate prin frecare lichidă se poate optimiza
valoarea acesteia, atât din punctul de vedere al grosimii peliculei cât și al viscozității.
S-a constatat faptul că puterea minimă pierdută prin frecare fluidă se obține pentru
viscozitate scăzută și grosimi ale peliculei mari, în schimb puterea de pompare minimă
necesitând valori opuse celor anterioare.
7. Din cele cercetate se deduce faptul că alegerea grosimii optime a peliculei de lubrifiant
și respectiv a viscozității sunt probleme complexe care pot fi rezolvate adoptând soluții
de compromis. Deși este de dorit o grosime cât mai mică a filmului portant (pentru
rigiditate mare și debit mic de evacuare) micșorarea acesteia trebuie să evite pericolul
contactului metal pe metal, ținând cont de faptul că grosimele uzuale pentru sisteme
hidrostatice sunt cuprinse între 0.025 [mm]÷0.25[mm].
8. Analiza influenței temperaturii lubrifiantului a condus la faptul că o însemnată creștere
de temperatură se produce prin frecare fluidă la parcurgerea interstițiului de către ulei
între suprafețele aflate în mișcare relativă, și de asemenea, prin aportul de căldură
primit de către fluid de la suprafețele active ale ghidajului. S-a constatat dependența
directă a creșterii temperaturii cu presiunea de pompare.
9. Dacă se impune micșorarea puterii consumate prin frecare, este mai indicată reducerea
ariei pragurilor decât mărirea grosimii filmului. Dacă se reduce aria pragurilor cu 25%,
debitul crește de 4 ori, dar și coeficientul de frecare scade de 4 ori; dacă se dublează
grosimea peliculei, debitul crește de 8 ori atunci coeficientul de frecare scade de 16
ori. În ambele cazuri prezentate temperatura lichidului se va reduce cu același
cuantum. Un factor important, care contribuie la scăderea temperaturii lubrifiantului
Rezumatul tezei de doctorat
38
este scăderea viscozității prin micșorarea frecărilor viscoase, dar și prin scăderea
variației absolute ca urmare a creșterii temperaturii.
10. Din cercetările realizate în cazul ghidajelor hidrostatice închise s-a constatat creșterea
capacității de a prelua momente de răsturnare odată cu creșterea unghiului de înclinare
α. Condiția de bază pentru ca un ghidaj hidrostatic închis să poată prelua momente de
răsturnare este ca acesta să fie prevăzut cu câte două buzunare hidrostatice pe fiecare
parte (pentru elementul mobil, respectiv, pentru placa de închidere). Această structură
permite ghidajului hidrostatic ca în momentul rotirii elementului mobil față de
reazemul fix să apară un cuplu de forțe, reprezentând rezultantele presiunilor din cele
patru buzunare hidrostatice, ce tind să readucă elementul mobil în poziția mediană de
echilibru. Cu cât distanța dintre buzunare este mai mare cu atât capacitatea de a
prelua momente de răsturnare mai mari va crește. Â
11. Un alt aspect important care trebuie luat în considerare este grosimea minimă a
peliculei de lubrifiant corespunzătoare rotirii α acceptate. La creșterea unghiului α
există pericolul străpungerii peliculei de lubrifiant de pe zona pragului și apariția
contactului metal pe metal. Din aceste motive tehnologice valoarea peliculei de
lubrifiant trebuie să fie superioară limitei de 0.01 [mm] în cazul ghidajelor mici cu
dimensiunea elementului mobil de 2000x1500 [mm]. Pentru ghidaje mari cu
dimensiunea elementului mobil de 4000x2200 [mm] grosimea peliculei de lubrifiant
trebuie să fie sensibil mai mare.
4. STANDUL DE ÎNCERCĂRI ȘI LANȚURILE DE MĂSURĂ UTILIZATE
Ținând cont de obiectivele urmărite din cadrul acestei lucrări de cercetare și anume:
îmbunătățirea parametrilor constructivi și funcționali ai ghidajelor hidrostatice la mașinile-
unelte prin creșterea rigidității, s-a întocmit un set de încercări experimentale ce s-au realizat
urmărind schema din Fig. 4.1. Pentru a studia influența directă a parametrilor constructivi și
funcționali ai ghidajelor hidrostatice aupra performanțelor acestora, fără alterarea datorată
influențelor elementelor specifice construcției complete, standul de probă pentru modelele
experimentale se face redus la un element de sistem hidrostatic portant, a cărei analiză
experimentală, va trebuie sa furnizeze date privind comportarea sistemului fizic complex.
Fig. 4.1 Planul de determinări experimentale privind parametrii constructivi și funcționali ai ghidajelor
hidrostatice la mașinile-unelte
Rezumatul tezei de doctorat
39
4.1 Structura și principiul de funcționare a standului de încercări experimentale
În Fig 4.2, este prezentată structura propiu-zisă a standului experimental cu următoarele
elemente: 1- batiu; 2- ansamblul ghidaj hidrostatic. Pe circuitul de alimentare sunt amplasate
următoarele echimapente: 3- motor electric de antrenare pompă cu putere de 1,5 [kW],
comandat de la panoul de comandă a instalației; 4- pompă hidraulică de debit constant tip
VICKERS ce furnizează instalației un debit de 21 [l/min]; 5- rezervor principal cu o
capacitate de 50 [l]; 6- supapă de descărcare tip ATOS, cu rol de reglare a presiunii din
instalație în vederea menținerii acesteia la o valoare constantă; 7- rezervor colectare ulei; 8-
circuit de drenaj ce permite direcționarea lichidului evacuat din ghidajul hidrostatic înapoi în
rezervorul principal 5; 9- baterie de restrictori reglabili; 10- supapă de reducere a presiunii tip
VICKERS cu rolul de a furniza lichid sub presiune la valorile corespunzătoare ghidajului
hidrostatic; 11- manometre.
Fig. 4.2 Standul de încercări experimentale: a) vedere laterală; b) vedere de sus
Principiul funcțional al standului de încercări experimentale este prezentat pe baza
schemei din Fig. 4.3. Alimentarea sub presiune a buzunarelor hidrostatice 12 este asigurată în
momentul pornirii pompei de debit constant 2 care începe sa debiteze lichidul de lucru din
rezervorul principal RP, formându-se astfel pelicula portantă de lubrifiant h1 între elementul
mobil 9 și ghidajul 10, respectiv h2, între ghidajul 10 și placa de închidere 11. Supapa de
deversare 3 are rolul de a asigura o presiune constantă în amontele restrictorilor reglabili 8 pe
parcursul funcționării sistemului portant. Supapa de sens unic 6, are rolul de a nu permite
golirea conductelor de alimentare în timpul de staționare a instalației; filtrarea lichidului este
asigurată de filtrele 1 și 5. Presiunea din buzunarele hidrostatice este menținută constantă cu
ajutorul rezistențelor hidraulice 8 montate între sursa de presiune 2 și buzunarele hidrostatice
12 și care asigură o dependență proporțională între debitul vehiculat și căderea de presiune.
Rezumatul tezei de doctorat
40
Supapa de reducere a presiunii 7 are drept scop reducerea presiunii la o valoare mai mică
decât cea din sistem şi menţinerea ei constantă indiferent de fluctuaţia presiunii principale.
Presiunea din circuitul secundar, de valoare redusă, este de obicei folosită pentru alimentarea
buzunarelor hidrostatice ce funcționează la presiuni mai mici decât presiunea furnizată de pompă. Pentru realizarea sustentației hidrostatice sistemul de alimentare-reglaj al standului
experimental este echipat cu o baterie de patru restrictori tip conic reglabili marca TOSHIBA.
Elementele componente ale restrictorului sunt prezentate în Fig. 4.4 [196, 197, 198]: 1–
orificiu de evacuare lichid; 2– sertăraş tronconic; 3– orificiu de alimentare; 4– corp ; 5– corp
ghidare tijă; 6– tijă de acționare a sertărașului tronconic; 7– robinet; 8– inel de etanșare; 9-
scală gradată pentru citirea debitului reglat. La pornirea instalației hidraulice restrictorul este
închis, suprafaţa conică a plunjerului (sertărașul conic) 2 aproape etanşează pe suprafaţa
corpului restrictorului 4, debitul fiind aproape nul (inexistent). Pe măsură ce se deschide
restrictorul, interstiţiul dintre suprafaţa conică a plunjerului 2 şi suprafaţa conică a corpului
restrictorului 4 se măreşte, permiţând astfel o reglare foarte fină a debitului.
Fig. 4.3 Schema de sustentație hidrostatică a standului de încercări experimentale
Fig. 4.4 Restrictor conic reglabil utilizat pentru realizarea sustentației hidrostatice
Rezumatul tezei de doctorat
41
4.2 Aparatura de măsură utilizată
Echipamentele de măsură utilizate urmăresc comportarea în timp a parametrilor
hidrostatici (presiune, debit, rigiditate, grosimea peliculei de lubrifiant) a elementului mobil
ce se deplasează pe direcție verticală, precum și nivelul vibrațiilor la nivelul structurii
ghidajului hidrostatic. Pentru achiziția datelor de măsură au fost utilizate trei lanțuri de
măsură:
- lanțul de măsură și achiziție de date a parametrilor cinematici pentru elementul mobil
solicitat la sarcini amplasate centric;
- lanțul de măsură a parametrilor cinematici pentru elementul mobil solicitat la sarcini
amplasate excentric;
- lanțul de măsură și achiziție de date a vitezei de variație a amplitudinii vibrațiilor la nivelul
structurii ghidajului hidrostatic.
Modul lor de amplasare pe standul experimental precum și componența detaliată a celor trei
lanțuri de măsură și achiziție de date sunt prezentate schematic în Fig. 4.6. și Fig. 4.7.
Fig. 4.6 Modul de dispunere al lanțurilor de măsură și achiziție date pe standul de încercări
Fig. 4.7 Poziția amplasării comparatoarelor (C1, C2, C3, C4) care măsoară
deformațiile verticale ale elementului mobil
Rezumatul tezei de doctorat
42
5. REZULTATELE ÎNCERCĂRILOR EXPERIMENTALE
În vederea determinării comportării parametrilor ghidajelor hidrostatice prin variația
rezistențelor hidraulice, prin variația presiunii din buzunare, a temperaturii lubrifiantului
precum și prin modul de amplasare a sarcinii pe elementul mobil au fost utilizate două
sisteme de măsură etalon. Primul sistem de măsură etalon este format din interferometrul cu
laser a cărui sursă are valoarea frecvenței de 1000 [Hz] utilizat pentru seturile de teste la
sarcină amplasată centric. În cazul seturilor de teste pentru sarcini excentrice instrumentul de
măsură etalon utillizat este sistemul format din cele patru comparatoare cu cadran ( C1, C2, C3,
C4) a căror valori înregistrate se vor prezenta sub formă tabelară în subcapitolele următoare.
Întrucât ghidajele hidrostatice ale mașinilor-unelte sunt solicitate în timpul operațiilor de
prelucrare prin așchiere datorită forțelor și momentelor de răsturnare dezvoltate, au fost
monitorizate și vitezele de variație a amplitudinii vibrațiilor la nivelul structurii ghidajului
hidrostatic la solicitarea cu o forță impulsională. Acestea trebuie să se încadreze între 1.0÷4.0
[mm/s], conform Standardului de vibrații IRD 10816, Fig. 5.1, pe direcție perpendiculară față
de deplasarea elementului mobil. Depășirea acestora, peste valorile admisibile, este de
neacceptat [201].
Fig. 5.1 Nivelul admisibil de vibrații înregistrate la structura mașinilor-unelte
conform standardului IRD 10816 [201]
5.1 Analiza experimentală a influenței valorii rezistențelor hidraulice asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice
5.1.1 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis
solicitat la sarcină constantă amplasată centric
Pentru o analiză clară asupra comportării ghidajului hidrostatic din punct de vedere al
rigidității, s-a urmărit în acest set de încercări, modul de variație a grosimii peliculei de
lubrifiant pentru diferite valori ale rezistențelor hidraulice a restrictorilor în cazul încărcării
cu sarcină constantă amplasată centric, tabelul 1.
Rezumatul tezei de doctorat
43
Fig. 5.4 Variația în timp a grosimii peliculei de lubrifiant corespunzătoare
celor trei sarcini de acționare și valorii rezistențelor hidraulice de: a) 1; b) 1.5; c) 2.
R F
[daN]
h1[mm] h2[mm] Δh[mm] C1[mm] C2[mm] C3[mm] C4[mm]
1
20 0.014 0.009 0.005 0.0086 0.009 0.0087 0.0088
50 0.014 0.007 0.007 0.0068 0.0069 0.007 0.0067
100 0.014 0.005 0.009 0.0048 0.049 0.005 0.0047
1.5
20 0.028 0.025 0.003 0.024 0.025 0.025 0.026
50 0.028 0.023 0.005 0.021 0.022 0.023 0.021
100 0.028 0.02 0.008 0.019 0.018 0.02 0.019
2
20 0.058 0.056 0.002 0.057 0.056 0.057 0.058
50 0.058 0.05 0.008 0.048 0.049 0.05 0.048
100 0.058 0.045 0.013 0.043 0.043 0.045 0.044
Tab. 5.1 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată centric
a)
b)
c)
Rezumatul tezei de doctorat
44
Cunoscând valorile deformațiilor peliculei de lubrifiant Δh rezultate în urma acțiunii
sarcinilor pe suprafața elementului mobil sustentat se poate trasa curba forță-deplasare
relativă F(Δh), Fig. 5.5, și care reprezintă rigiditatea statică a sistemului, evidențiindu-se și
valoarea rezistențelor hidraulice a restrictorilor R pentru care a fost trasată curba.
Fig. 5.5 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis corespunzătoare
valorilor de 1, 1.5 și 2 a rezistențelor hidraulice
5.1.2 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis
solicitat la sarcină constantă amplasată excentric
În acest set de încercări experimentale s-a urmărit analiza comportării ghidajului
hidrostatic deschis sub aspectul rigidității statice în cazul acțiunii sarcinilor excentrice. În
acest caz deformația peliculei de lubrifiant a fost monitorizată prin intermediul unui sistem de
măsură etalon constituit din patru comparatoare cu cadran ( C1, C2, C3, C4) a căror poziționare
pe suprafața elementului mobil este sugestiv prezentată în Fig. 5.6. Funcționarea standului
experimental în regim de ghidaj hidrostatic deschis s-a realizat numai prin alimentarea cu
lichid sub presiune a buzunarelor 9 și 12, aferente elementului mobil (Fig. 4.3), în timp ce
alimentarea buzunarelor plăcii de închidere fiind complet întreruptă.
Pe baza modelului teoretic analizat în subcapitolul 2.10 privind ghidajele deschise
solicitate excentric, în Fig. 5.7, este prezentată deplasarea unghiulară α a elementului mobil.
Valoarea excentricității e este de 125 [mm] stabilită ca fiind aceeași pentru toate seturile de
încercări experimentale prezentate. Valorile rezultatelor experimentale pentru acest set de
teste sunt centralizate în tabelul 5.2 în care este evidențiată și deplasarea unghiulară α a
elementului mobil cu ajutorul căreia s-a trasat curba rigidității ghidajului hidrostatic F(α)
prezentată grafic în Fig. 5.8.
Rezumatul tezei de doctorat
45
Fig. 5.7 sugerează faptul că la solicitarea excentrică cu o forță F a elementului mobil
se modifică poziția de echilibru a acestuia și ca urmare și grosimea peliculei de lubrifiant de
pe praguri. Valorile grosimii peliculei de lubrifiant, conform Fig.5.7, pot fi interpretate astfel:
h0- corespunde poziției de echilibru a elementului mobil; h1, h2- corespund solicitării
excentrice a elementului mobil.
Ca urmare deformațiile peliculei de lubrifiant h1 și h2 se determină pe baza relațiilor:
Δh1=h0-h1 și Δh2= h2-h0. Valorile peliculei de lubrifiant h0, h1 și h2 se măsoară cu ajutorul
sistemului de măsură etalon format din cele patru comparatoare cu cadran prezentate în Fig.
5.5. Cunoscând valorile deformației peliculei de lubrifiant Δh1 și Δh2 se poate determina
deplasarea unghiulară α pe baza relației: 2
12 hh .
Trasând curba F(α), Fig. 5.8, se constată menținerea unei rigidități mai scăzute pe o
plajă mai întinsă a deplasării unghiulare α. Aceasta se datorează faptului că grosimea
peliculei de lubrifiant este afectată de înclinarea elementului mobil datorată excentricității
sarcinii. Cu cât excentricitatea va fi mai mare cu atât înclinarea elementului mobil va crește,
care la rândul ei va conduce la modificarea valorii filmului de lubrifiant și implicit la
scăderea rigidității ghidajului hidrostatic, fapt demonstrat și în modelul teoretic pe baza
relațiilor (3.143) și (3.144). Apariția excentricității, așa cum a fost analizat în toate cele trei
cazuri, are ca efect și modificarea distribuției de presiuni în buzunare și pe pragurile
ghidajului hidrostatic datorită neuniformității filmului de ulei.
R F
[daN]
h0
[mm]
h1
[mm]
h2
[mm]
Δh1
[mm] Δh2
[mm]
α
[mm]
C1
[mm]
C2
[mm] C3
[mm]
C4
[mm]
1
20 0.015 0.014 0.017 0.001 0.002 0.0005 0.013 0.014 0.017 0.016
50 0.015 0.012 0.02 0.003 0.005 0.001 0.012 0.012 0.019 0.02
100 0.015 0.008 0.026 0.007 0.011 0.002 0.008 0.008 0.025 0.026
1.5
20 0.03 0.028 0.034 0.002 0.004 0.001 0.028 0.027 0.034 0.033
50 0.03 0.025 0.038 0.005 0.008 0.0015 0.024 0.025 0.038 0.037
100 0.03 0.02 0.045 0.01 0.015 0.0025 0.02 0.019 0.045 0.044
2
20 0.06 0.057 0.067 0.003 0.007 0.002 0.057 0.056 0.067 0.066
50 0.06 0.055 0.07 0.005 0.01 0.0025 0.054 0.055 0.069 0.07
100 0.06 0.048 0.078 0.012 0.018 0.003 0.048 0.047 0.078 0.078
Fig. 5.6 Poziția amplasării comparatoarelor
care măsoară deformațiile verticale ale
elementului mobil
Fig. 5.7 Deplasarea unghiulară α a
elementului mobil solicitat la sarcină
excentrică
Tab. 5.2 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată exentric
Rezumatul tezei de doctorat
46
Fig. 5.8 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis corespunzătoare
valorilor de 1, 1.5 și 2 a rezistențelor hidraulice
Concluzii. În urma acestor seturi de încercări experimentale efectuate în vederea
determinării influenţei valorii rezistențelor hidraulice ale restrictorilor asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice deschise se constată următoarele:
- în cazul sarcinilor amplasate centric pe suprafața elementului mobil, creșterea
acestora determină scăderea semnificativă atât a debitului cât și în mod nedorit a grosimii
peliculei de ulei. Această dependență a grosimii filmului de încărcare are ca rezultat o
rigiditate a ghidajului hidrostatic relativ scăzută. Pe baza acestei analize putem afirma faptul
că un aspect particular privind proiectarea ghidajelor hidrostatice deschise îl reprezintă
alegerea sistemului de alimentare-reglaj optim;
- s-a remarcat în urma setului de încercări pentru sarcină amplasată centric faptul că
debitul de ulei este dependent de rezistențele hidraulice ale restrictorilor și de cea a
intestițiului portant. Cu alte cuvinte în vederea obținerii unei rigidități cât mai ridicate este
necesar ca sistemul de alimentare să fie echipat cu restrictori având rezistențe hidraulice
relativ ridicate, astfel ca deplasarea elementului mobil sub sarcină să fie cât mai mică, așa
cum se poate analiza din Fig.5.2, Fig.5.3, Fig. 5.4;
- în urma setului de încercări pentru ghidajele hidrostatice deschise solicitate excentric
s-a remarcat faptul că grosimea peliculei de lubrifiant suferă variații semnificative cu efecte
majore asupra rigidității. La creșterea excentricității există pericolul străpungerii peliculei de
ulei dar și creșteri ale acesteia până la valori ce poate face ca ghidajul hidrostatic să nu fie
funcțional. Modificarea grosimii peliculei de lubrifiant pe lungimea pragurilor datorită
excentricității presupune variații importante ale distribuției presiunii din buzunarele
hidrostatice, variația capacității portante și în final la compromiterea rigidității ghidajului.
Rezumatul tezei de doctorat
47
5.1.3 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis
solicitat la sarcină constantă amplasată centric
Fig. 5.11 Variația în timp a grosimii peliculei de lubrifiant corespunzătoare
celor trei sarcini de acționare și valorii rezistențelor hidraulice de: a) 1; b) 1.5 c) 2.
R F [daN] h1[mm] h2[mm] Δh[mm] C1[mm] C2[mm] C3[mm] C4[mm]
1
20 0.006 0.0058 0.0002 0.0056 0.0057 0.0058 0.0056
50 0.006 0.0055 0.0005 0.0054 0.0053 0.0055 0.0053
100 0.006 0.0051 0.0009 0.0050 0.0048 0.0051 0.0047
1.5
20 0.008 0.075 0.0005 0.074 0.075 0.077 0.075
50 0.008 0.072 0.0008 0.071 0.070 0.072 0.071
100 0.008 0.068 0.0012 0.069 0.068 0.067 0.068
2
20 0.01 0.0093 0.007 0.0092 0.0093 0.0092 0.0091
50 0.01 0.0088 0.0012 0.0085 0.0086 0.0088 0.0087
100 0.01 0.0084 0.0016 0.0083 0.0084 0.0085 0.0084
Tab. 5.3 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată centric
a)
b)
c)
Rezumatul tezei de doctorat
48
Din analiza diagramei rigidității statice prezentată în Fig. 5.12 se constată același
dezvantaj al creșterii deformațiilor peliculei de lubrifiant la creșterea încărcării elementului
mobil; însă în acest caz rigiditatea este superioară celei de la ghidajul hidrostatic deschis
prezentat anterior. Și în cazul ghidajelor hidrostatice închise se poate deduce faptul că pentru
a avea asigurată o rigiditate deosebit de înaltă, sistemul de alimentare cu lichid sub presiune
trebuie echipat cu elemente compensatoare care să funcționeze cu presiuni de alimentare
ridicate și la debite mari.
Fig. 5.12 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis corespunzătoare
valorilor de 1, 1.5 și 2 a rezistențelor hidraulice
5.1.4 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis
solicitat la sarcină constantă amplasată excentric
În acest set de încercări experimentale s-a analizat rigidititatea ghidajului hidrostatic
închis în cazul încărcării elementului mobil cu sarcină amplasată excentric. Metodologia
încercărilor și modul de interpretare a rezultatelor obținute se bazează pe aceleași
considerente prezentate în paragraful 5.1.2. Funcționarea standului în regim de ghidaj
hidrostatic închis este realizată prin alimentarea cu lichid sub presiune atât a buzunarelor
aferente elementului mobil cât și buzunarelor plăcii de închidere, Fig.4.3.
Valorile rezultatelor experimentale pentru acest set de teste sunt centralizate în tabelul
5.4 în care este evidențiată și deplasarea unghiulară α a elementului mobil, cu ajutorul căreia
s-a trasat curba rigidității ghidajului hidrostatic F(α). În Fig. 5.13 este reprezentată variația
rigidității statice F(α) corespunzătoare valorilor de 1, 1.5 și 2 a rezistențelor hidraulice a
restrictorilor și sarcinilor de 20 [daN], 50[daN] și 100 [daN].
Rezumatul tezei de doctorat
49
R F
[daN]
h0
[mm]
h1
[mm]
h2
[mm]
Δh1
[mm] Δh2
[mm]
α
[mm]
C1
[mm]
C2
[mm] C3
[mm]
C4
[mm]
1
20 0.006 0.0057 0.0065 0.0003 0.0005 0.0001 0.0057 0.0057 0.0065 0.0065
50 0.006 0.0054 0.007 0.0006 0.001 0.0002 0.0054 0.0054 0.007 0.007
100 0.006 0.005 0.0075 0.001 0.0015 0.00025 0.005 0.005 0.0075 0.0075
1.5
20 0.008 0.0076 0.0087 0.0004 0.0007 0.00015 0.0076 0.0075 0.0087 0.0087
50 0.008 0.0073 0.0094 0.0007 0.0014 0.00035 0.0073 0.0073 0.0094 0.0094
100 0.008 0.007 0.0098 0.001 0.0018 0.0004 0.007 0.007 0.0098 0.0098
2
20 0.01 0.0098 0.012 0.0002 0.002 0.0009 0.0098 0.098 0.012 0.012
50 0.01 0.0095 0.015 0.0005 0.005 0.0022 0.0095 0.0095 0.015 0.015
100 0.01 0.009 0.017 0.001 0.007 0.003 0.009 0.009 0.017 0.017
Fig. 5.13 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis corespunzătoare
valorilor de 1, 1.5 și 2 a rezistențelor hidraulice
Concluzii. În urma acestor seturi de încercări experimentale efectuate în vederea
determinării influenţei valorii rezistențelor hidraulice ale restrictorilor asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice închise se constată următoarele:
- ghidajele hidrostatice închise, spre deosebire de cele deschise, au plăci de închidere,
permițându-le să preia momente de răsturnare mari și totodată să asigure o rigiditate
suficientă la variația sarcinii și a rezistențelor hidraulice ale restrictorilor;
- se observă în cazul sarcinilor amplasate centric, pe suprafața elementului mobil, stabilitatea
ridicată a grosimii peliculei de lubrifiant pe perioada sustentației hidrostatice, datorită
Tab. 5.4 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată exentric
Rezumatul tezei de doctorat
50
simetriei câmpurilor de presiune dezvoltate atât în buzunarele elementului mobil cât și din
buzunarele plăcii de închidere, fenomen ce nu este întâlnit și în cazul ghidajelor deschise;
- stabilitatea peliculei de lubrifiant în cazul încărcărilor amplasate centric și pentru diferite
valori ale rezistențelor hidraulice determină o comportare superioară din punct de vedere al
rigidității statice în comparație cu ghidajele deschise unde rigiditatea este puternic influențată
de instabilitatea peliculei de lubrifiant la variația parametrilor;
- comportarea superioară din punct de vedere al rigidității ghidajelor hidrostatice închise este
datorată în primul rând prezenței buzunarelor atât pe suprafața elementului mobil cât și pe
suprafața de închidere. Dependența acestora face ca în cazul încărcării centrice și excentrice
să apară un cuplu de forțe, reprezentând rezultantele presiunilor din cele patru buzunare
hidrostatice, ce tind să mențină elementul mobil în poziția de echilibru;
- din cele analizate reiese faptul că rigiditatea ghidajului este invers proporțională cu
grosimea peliculei de lubrifiant. Cum valoarea minimă a grosimii peliculei este influențată și
de micro- și macroasperitățile suprafețelor ghidajului, rezultă că rigiditatea va fi cu atât mai
ridicată, cu cât netezimea și precizia lor sunt mai mari.
5.1.5 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis
solicitat la sarcină impulsională
În acest set de teste s-a analizat comportarea dinamică a ghidajelor hidrostatice deschise
sub acțiunea sarcinilor impulsionale pentru diferite valori ale rezistențelor hidraulice.
Sarcinile impulsionale sunt cele care simulează forțele de așchiere ce solicită elementul mobil
în timpul operațiilor tehnologice și care reprezintă un parametru esențial ce trebuie luat în
considerare la proiectarea ghidajelor hidrostatice cu rigiditate înaltă. Pentru determinarea
sarcinii impulsionale, în cazul acestui set de măsurători, s-a utilizat dispozitivul prezentat în
Fig. 3.6 iar vibrațiile rezultate au fost monitorizate cu ajutorul analizorului spectral de vibrații
SVAN 956 prezentat în paragraful 3.3.2. În Fig. 5.14 au fost suprapuse vitezele de variație a
amplitudinii vibrațiilor înregistrate la nivelul structurii ghidajului hidrostatic corespunzătoare
sarcinilor impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 1 a rezistențelor hidraulice.
Fig. 5.14 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor
impulsionale de 20 [daN], 40 [daN], 60 [daN] și valorii 1 a rezistențelor hidraulice
-0.002
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0.012
0.014
0 1 2 3 4 5
v [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
Rezumatul tezei de doctorat
51
Fig. 5.15 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor
impulsionale de 20 [daN], 40 [daN], 60 [daN] și valorii 1.5 a rezistențelor hidraulice
Fig. 5.16 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor
impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 2 a rezistențelor hidraulice
5.1.6 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis
solicitat la sarcină impulsională
În acest set de experimente s-a analizat influența valorilor rezistențelor hidraulice
asupra rigidității ghidajelor hidrostatice închise solicitate la sarcini impulsionale de 20 [daN],
40 [daN] și 60 [daN]. Planul de încercări este similar celui descris în subcapitolul 5.1.5 iar
rezultatele obținute sunt reprezentate sub formă grafică. În Fig. 5.17 este reprezentată variația
vitezei amplitudinii vibrațiilor corespunzătoare valorii 1 a rezistențelor hidraulice ale
restrictorilor. Din analiza datelor obținute privind variația vitezei amplitudinii vibrațiilor
înregistrată la nivelul structurii ghidajului hidrostatic, corespunzătoare sarcinii impulsionale
de 20 [daN], rezultă o valoare de 0.0058 [m/s]. Variația vitezei amplitudinii înregistrată la
nivelul ghidajului hidrostatic corespunzătoare sarcinii de 40 [daN] și 60 [daN], este de
0.0097 [m/s] respectiv, 0.012 [m/s].
-0.002
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0.012
0 1 2 3 4 5
v [m
/s]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60[daN]
-0.001
0
0.001
0.002
0.003
0.004
0.005
0.006
0.007
0.008
0.009
0.01
0 2 4 6 8
v [m
/s]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
Rezumatul tezei de doctorat
52
Fig. 5.17 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor
impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 1 a rezistențelor hidraulice
Fig. 5.18 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 1.5 a rezistențelor hidraulice
Fig. 5.19 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor
impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 2 a rezistențelor hidraulice
-0.001
0
0.001
0.002
0.003
0.004
0.005
0.006
0 1 2 3 4 5 6
v[m
/s]
t [s]
20[daN]
40 [daN]
60 [daN]
-0.002
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0.012
0.014
0 1 2 3 4 5 6
v [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
-0.0005
0
0.0005
0.001
0.0015
0.002
0.0025
0.003
0 1 2 3 4 5 6
v[m
/s]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
Rezumatul tezei de doctorat
53
Concluzii. În urma acestui set de încercări experimentale efectuate în vederea
determinării influenței valorilor rezistențelor hidraulice asupra rigidității ghidajelor
hidrostatice în cazul solicitării cu sarcină impulsională se constată următoarele aspecte:
- valorile amplitudinii vibrațiilor sunt direct influențate de mărimea rezistențelor hidraulice
ale restrictorilor și implicit de grosimea filmului de lubrifiant. Atât în cazul ghidajelor
deschise cât și în cazul celor înschise se remarcă scăderea amplitudinii vibrațiilor odată cu
creșterea valorilor rezistențelor hidraulice și a grosimii peliculei de lubrifiant;
- creșterea grosimii peliculei de lubrifiant pe seama rigidizării ghidajului hidrostatic nu este
recomandată în cazul solicitării elementului mobil cu sarcini impulsionale, deoarece, aceasta
presupune un consum sporit de lubrifiant dar și riscul scăderii rigidității în cazul sarcinilor
mari. Studiile efectuate în cadrul acestui set de determinări indică faptul că alegerea valorilor
rezistențelor hidraulice și a grosimii peliculei de lubrifiant sunt probleme complexe care pot
fi rezolvate adoptând soluții de compromis. Deși este de dorit o grosime cât mai mică a
filmului portant (pentru rigiditate înaltă și debit mic pe praguri), micșorarea acesteia trebuie
să evite pericolul contactului metal-metal;
- analizând rezultatele obținute se poate constata faptul că, atât în cazul ghidajelor
hidrostatice deschise cât și în cazul celor închise, sunt necesare măsuri de optimizare a
parametrilor constructivi dar și alegerea unui sistem de alimentare reglaj-optim. În acest caz
apar ca necesare măsuri pentru creșterea rigidității dinamice și anume: mărirea ariei
pragurilor, concomitent cu scăderea volumului de ulei compresibil; utilizarea unor restrictori
cu rezistențe hidraulice mici care să permită funcționarea ghidajului cu grosimi cât mai
scăzute a filmului portant; scăderea adâncimii buzunarelor; utilizarea uleiurilor mai vâscoase,
concomitent cu scăderea debitului pe praguri, pentru obținerea unei amortizări ridicate la
frecvențe mari.
5.1.7 Concluzii
1. În scopul creșterii performanțelor ghidajelor hidrostatice deschise solicitate la sarcini
constante amplasate centric se recomandă ca sistemul de alimentare-reglaj să fie
echipat cu restrictori având rezistențe hidraulice relativ ridicate, astfel ca deplasarea
elementului mobil sub sarcină să fie cât mai mică.
2. Pentru creșterea performanțelor ghidajelor hidrostatice deschise solicitate la sarcini
constante amplasate excentric se recomandă ca sistemul de alimentare-reglaj să fie
echipat cu restrictori având rezistențe hidraulice diferite, așa cum indică ecuațiile
(3.144), (3.145), (3.146), (3.147) și (3.148) din modelul matematic.
3. Din analiza comparativă a cercetărilor efectuate se constată faptul că, în cazul
ghidajelor hidrostatice închise solicitate la sarcini constante amplasate centric și
excentric, rigiditatea peliculei de lubrifiant este mai ridicată datorită simetriei
câmpurilor de presiune dezvoltate atât în buzunarele elementului mobil cât și în
buzunarele plăcii de închidere, fenomen neîntâlnit în cazul ghidajelor deschise.
4. Din analiza cercetărilor efectuate reiese faptul că rigiditatea ghidajului este invers
proporțională cu grosimea peliculei de lubrifiant. Cum valoarea minimă a grosimii
peliculei este influențată și de micro- și macroasperitățile suprafețelor ghidajului,
rezultă că rigiditatea va fi cu atât mai ridicată, cu cât netezimea și precizia lor sunt
mai mari.
5. Pentru a scădea nivelul amplitudinii vibrațiilor se recomandă, atât în cazul ghidajelor
hidrostatice deschise cât și în cazul celor închise, măsuri de optimizare a parametrilor
constructivi și funcționali precum și alegerea unui sistem de alimentare reglaj-optim.
În acest caz apar ca necesare măsuri pentru creșterea rigidității dinamice și anume:
mărirea ariei pragurilor; utilizarea unor restrictori cu rezistențe hidraulice mici care să
Rezumatul tezei de doctorat
54
permită o funcționare a ghidajului cu grosimi cât mai scăzute a peliculei; scăderea
adâncimii buzunarelor; utilizarea uleiurilor mai vâscoase, concomitent cu scăderea
debitului pe praguri în vederea obținerii unei amortizări ridicate la frecvențe mari.
6. Proiectantul constructor de mașini-unelte sau numai de sisteme hidraulice specializate
are la dispoziție o bază de date cu valori și recomandări privind parametrii
constructivi ce urmează a fi utilizați în scopul obținerii unei rigidități cât mai ridicate
a ghidajelor hidrostatice. Totodată proiectantul are pus în evidență efectele colaterale
ale comportării dinamice a ghidajelor hidrostatice deschise și închise asupra calității
operațiilor tehnologice de prelucrare. În această situație poate alege în cunoștință care
din parametrii de funcționare a ghidajului hidrostatic pot fi suprapuși cu operația
tehnologică și care nu.
7. Proiectantul având la dispoziție baza de date obținută din cercetarea parametrilor ce
influențează rigiditatea statică și dinamică a ghidajelor hidrostatice poate stabili, încă
din faza de concepție, tipul și complexitatea sistemului de alimentare-reglaj (tipul de
restrictor utilizat, tipul de lubrifiant, valorile rezistențelor hidraulice etc.).
5.2 Analiza experimentală a influenței valorii presiunilor din buzunare asupra
rigidității ghidajelor hidrostatice
5.2.1 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis solicitat la
sarcină constantă amplasată centric
Încercările experimentale au avut drept scop analiza
influenței valorii presiunilor din buzunare asupra
rigidității ghidajelor hidrostatice închise. Funcționarea
standului experimental în regim de ghidaj hidrostatic
închis s-a realizat prin alimentarea cu lichid sub presiune
a buzunarelor 1, 2, 3 și 4, Fig. 5.20. În vederea obținerii
rezultatelor a fost variată presiunea cu valori în trepte de
2.5 [bar] și 5 [bar] pentru toate cele patru buzunare
hidrostatice conform Fig. 5.20 și tabelului 5.5.
Modul de variație a grosimii peliculei de lubrifiant
a fost urmărit cu ajutorul sistemului de măsură etalon
format din interferometrul cu laser. Deformația peliculei
de lubrifiant rezultată ca urmare a acțiunii sarcinilor
exterioare și a influenței valorilor presiunii din
buzunarele hidrostatice este reprezentată atât grafic cât și
sub formă tabelară.
Pbuz 1-2
[bar]
Pbuz 3-4
[bar]
F [daN] h1[mm] h2[mm] Δh[mm] C1[mm] C2[mm] C3[mm] C4[mm]
2.5
2.5
20 0.05 0.03 0.02 0.03 0.029 0.03 0.03
50 0.05 0.02 0.03 0.02 0.019 0.02 0.02
100 0.05 0.008 0.042 0.008 0.0079 0.008 0.008
5
2.5
20 0.08 0.05 0.03 0.05 0.049 0.05 0.05
50 0.08 0.02 0.06 0.02 0.019 0.02 0.02
100 0.08 0.01 0.07 0.01 0.009 0.01 0.01
5
5
20 0.1 0.06 0.04 0.06 0.059 0.06 0.06
50 0.1 0.03 0.07 0.03 0.029 0.03 0.03
100 0.1 0.01 0.09 0.01 0.009 0.01 0.01
Tab. 5.5 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată centric
Rezumatul tezei de doctorat
55
Cunoscând valorile deformațiilor peliculei de lubrifiant Δh rezultate în urma acțiunii
sarcinilor pe suprafața elementului mobil sustentat se poate trasa curba forță-deplasare
relativă F(Δh), Fig. 5.24, și care reprezintă rigiditatea statică a sistemului, evidențiindu-se și
valoarea presiunii din buzunarele hidrostatice pentru care a fost ridicată curba. Analizând
diagrama rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis, Fig. 5.24, solicitat la sarcini
constante amplasate centric se poate remarca dependența directă a grosimii peliculei de
lubrifiant de valoarea presiunii din buzunarele hidrostatice. Se constată faptul că pentru
valoarea presiunii de 2.5 [bar] din toate cele patru buzunare ale ghidajului hidrostatic,
rigiditatea variază în limite relativ restrânse.
Fig. 5.21 Variația grosimii peliculei de lubrifiant în timp corespunzătoare valorii
presiunii de 2.5 [bar] din buzunarele hidrostatice
Fig. 5.22 Variația grosimii peliculei de lubrifiant în timp corespunzătoare valorii
presiunii de 5 și 2.5 [bar] din buzunarele hidrostatice
Fig. 5.23 Variația grosimii peliculei de lubrifiant în timp corespunzătoare valorii
presiunii de 5 [bar] din buzunarele hidrostatice
Rezumatul tezei de doctorat
56
Aceasta se datorează faptului că valoarea presiunii de 2.5 [bar] determină o capacitate
portantă ce realizează o grosime a peliculei, sub sarcină, cuprinsă între valori relativ mici
(0.03÷0.008 mm) ceea ce conferă o rigiditate satisfăcătoare a ghidajului hidrostatic. Cu alte
cuvinte, în cazul ghidajelor închise solicitate centric, se recomandă valori cât mai mici ale
presiunii din buzunare în vederea menținerii unei rigidități favorabile ale peliculei de
lubrifiant în timpul funcționării.
Fig. 5.24 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic înschis corespunzătoare
valorilor presiunii din buzunare de 2.5 [bar] și 5 [bar]
5.2.2 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis solicitat la
sarcină constantă amplasată excentric
În acest set de încercări experimentale s-a urmărit analiza comportării ghidajului
hidrostatic înschis sub aspectul rigidității statice în cazul acțiunii sarcinilor excentrice și a
influenței valorilor presiunii din buzunare. În acest caz deformația peliculei de lubrifiant a
fost monitorizată prin intermediul sistemului de măsură etalon constituit din patru
comparatoare cu cadran ( C1, C2, C3, C4) a căror poziționare pe suprafața elementului mobil
este prezentată în Fig. 5.6.
În vederea obținerii rezultatelor a fost variată presiunea cu aceleași valori în trepte de
2.5 [bar] și 5 [bar] pentru toate cele patru buzunare hidrostatice, Fig. 5.20. Valorile
rezultatelor experimentale pentru acest set de determinări sunt centralizate în tabelul 5.6, în
care este evidențiată și deplasarea unghiulară α a elementului mobil. Cunoscând valorile
deplasării unghiulare α a elementului mobil s-a reprezentat grafic în Fig. 5.25, rigiditatea
ghidajului hidrostatic închis solicitat la sarcini excentrice, F(α), corespunzătoare celor trei
valori ale presiunii stabilite în cadrul acestui set de determinări.
Rezumatul tezei de doctorat
57
Fig. 5.25 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic înschis corespunzătoare
valorilor presiunii din buzunare de 2.5 [bar] și 5 [bar]
Concluzii. În urma acestor seturi de teste efectuate în vederea determinării influenței
valorilor presiunilor din buzunare asupra rigidității ghidajelor hidrostatice înschise se
constată următoarele:
- ghidajele hidrostatice închise, solicitate excentric, prezintă o comportare superioară privind
rigiditatea statică pentru diferite valori ale presiunii din buzunare. Acest fapt se datorează
existenței plăcii de închidere prevăzută cu două buzunare hidrostatice ce permite ghidajului
să preia momentele de răsturnare rezultate în urma solicitărilor excentrice;
- se constată faptul că în toate cele patru buzunare ale ghidajului hidrostatic se dezvoltă un
cuplu de forțe, ce reprezintă rezultantele presiunii ce tind să mențină elementul mobil încărcat
Pbuz1-2
[bar]
Pbuz3-4
[bar]
F
[daN]
h0
[mm]
h1
[mm]
h2
[mm]
Δh1
[mm]
Δh2
[mm]
α
[mm]
C1
[mm]
C2
[mm]
C3
[mm]
C4
[mm]
2.5
2.5
20 0.05 0.03 0.07 0.02 0.03 0.005 0.03 0.03 0.08 0.08
50 0.05 0.02 0.11 0.03 0.06 0.015 0.02 0.02 0.11 0.11
100 0.05 0.007 0.17 0.043 0.12 0.038 0.007 0.007 0.17 0.17
5
2.5
20 0.08 0.05 0.13 0.03 0.05 0.01 0.05 0.05 0.13 0.13
50 0.08 0.02 0.18 0.06 0.1 0.02 0.02 0.02 0.18 0.18
100 0.08 0.01 0.25 0.07 0.17 0.05 0.01 0.01 0.25 0.25
5
5
20 0.1 0.06 0.18 0.04 0.08 0.02 0.06 0.06 0.18 0.18
50 0.1 0.03 0.23 0.07 0.13 0.03 0.03 0.03 0.23 0.23
100 0.1 0.01 0.31 0.09 0.21 0.06 0.01 0.01 0.31 0.31
Tab. 5.6 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată excentric
Rezumatul tezei de doctorat
58
excentric într-o poziție cât mai aproape de echilibru. S-a demonstrat, în urma rezultatelor
experimentale și teoretice, capacitatea ghidajului hidrostatic închis de a prelua răsturnarea
odată cu creșterea deplasării relative α, fenomen ce nu este specific ghidajelor hidrostatice
deschise;
- s-a constatat în urma setului de încercări faptul că grosimea peliculei de lubrifiant,
corespunzătoare deplasării α a elementului mobil, trebuie să fie superioară limitei de 10 [μm],
la care considerăm periclitată integritatea peliculei portante (pentru elementele mobile cu
dimensiunea principală de maxim 1500÷2000 [mm]). Pentru elementele mobile de mai mari
dimensiuni, grosimea peliculei de lubrifiant admisibilă, trebuie să fie sensibil mai mare.
5.2.3 Rezultatele încercărilor experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis
solicitat la sarcină impulsională
Fig. 5.26 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinii impulsionale de 20 [daN]
și valorii presiunii din buzunarele hidrostatice de 2.5 [bar]
Fig. 5.26 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinii impulsionale de 40 [daN]
și valorii presiunii din buzunarele hidrostatice de5 și 2.5 [bar]
-0.0005
0
0.0005
0.001
0.0015
0.002
0.0025
0.003
0.0035
0.004
0 1 2 3 4 5 6
v [
m/s
]
t [s]b)
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
Rezumatul tezei de doctorat
59
Fig. 5.26 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare sarcinilor impulsionale de 60
[daN] și valorii presiunii din buzunarele hidrostatice de 5[bar]
Concluzii: După o analiză a rezultatelor obținute în urma încercărilor experimentale se
pot evidenția următoarele aspecte:
- creșterea presiunii din buzunarele hidrostatice, determină creșterea capacității portante și
implicit a debitului de pe praguri și a grosimii peliculei de lubrifiant;
- creșterea grosimii peliculei de lubrifiant conduce la apariția efectului de amortizare a
amplitudinii vibrațiilor și scăderea efectelor negative ale acestora în cazul creșterii sarcinilor
impulsionale;
- pentru creșterea efectului de amortizare și implicit a rigidității dinamice, se recomandă
utilizarea uleiurilor cu indice de viscozitate ridicat și grosimi ale filmului portant cât mai
mici;
- analiza comparativă privind influența valorii presiunii din buzunare asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice închise, în cazul solicitării dinamice, relevă faptul că acestea prezintă
o stabilitate relativ ridicată la creșterea sarcinilor impulsionale. Comportarea superioară din
punct de vedere al rigidității ghidajelor hidrostatice închise, solicitate cu sarcini impulsionale,
este datorată în primul rând prezenței buzunarelor atât pe suprafața de susținere, cât și pe
placa de închidere. Totodată sunt prezente și două grosimi de ulei, h1 și h2, între care există o
dependență funcțională, în sensul că dacă sarcina crește, h1 scade iar h2 crește. Dependența
acestora face ca în cazul solicitării dinamice să se amplifice efectul vibroportant al peliculei
de ulei menținând astfel elementul mobil într-o poziție cât mai stabilă;
- nivelul vitezei de variație a amplitudinii vibrațiilor monitorizate la nivelul structurii
ghidajului hidrostatic închis, corespunzătoare valorilor presiunii din buzunare de 2.5 și 5
[bar], este acceptabil conform standardului IRD 10816. Ghidajul hidrostatic închis poate
funcționa în timpul oricărui proces tehnologic prin așchiere deoarece nu influențiază calitatea
piesei prelucrate.
5.2.4 Concluzii
1. Rezultatele experimentale în cazul ghidajelor hidrostatice închise, solicitate centric,
au arătat că valoarea presiunii din buzunare conduce la modificarea capacității
portante, aceasta determinând la rândul ei grosimea peliculei de lubrifiant și debitul de
pe praguri.
-0.005
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
0.035
0 1 2 3 4 5 6
v[m
/s]
t [s]c)
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
Rezumatul tezei de doctorat
60
2. În urma rezultatelor experimentale obținute pentru ghidajele hidrostatice închise,
solicitate centric, s-a constatat faptul că grosimea peliculei de lubrifiant suferă variații
accentuate. Aceasta se datorează în primul rând modificării distribuției presiunii și
apariția regimului de curgere turbulent a lubrifiantului pe pragurile elementului mobil.
3. Rezultatele obținute indică faptul că, valoarea presiunii din buzunarele hidrostatice
este dependentă funcțional și de parametrii geometrici ai acestora, aspect confirmat și
de modelul matematic. Consecințele asupra rigidității fiind diferite în funcție de
numărul de buzunare hidrostatice executate pe suprafața elementului mobil.
4. Din analiza comparativă privind amplasarea sarcinilor excentric, a rezultat faptul că
ghidajele hidrostatice închise prezintă o comportare superioară din punct de vedere al
rigidității statice. Acest fapt se datorează existenței plăcii de închidere prevăzută cu
două buzunare hidrostatice ce permite ghidajului să preia momentele de răsturnare.
5. Faptul că elementul mobil al ghidajului hidrostatic închis este dublu rezemat
hidrostatic determină apariția unui cuplu de forțe, ce reprezintă rezultantele presiunii
din buzunare, ce tind să mențină elementul mobil într-o poziție cât mai aproape de
echilibru.
6. Rezultatele experimentale indică faptul că ghidajele hidrostatice închise prezintă
capacitatea de a prelua răsturnarea odată cu creșterea deplasării relative α, fenomen ce
nu este specific și ghidajelor deschise, aspect confirmat și de modelarea teoretică
obținută.
7. S-a constatat în urma rezultatelor obținute faptul că grosimea peliculei de lubrifiant,
corespunzătoare deplasării α a elementului mobil, trebuie să fie superioară limitei de
10 [μm], la care considerăm periclitată integritatea peliculei portante (pentru
elementele mobile cu dimensiunea principală de maxim 1500÷2000 [mm]). Pentru
elementele mobile de mai mari dimensiuni, grosimea peliculei de lubrifiant
admisibilă, trebuie să fie sensibil mai mare.
8. Rezultatele experimentale obținute în cazul solicitării dinamice a ghidajelor
hidrostatice închise relevă faptul că creșterea grosimii peliculei de lubrifiant conduce
la apariția efectului de amortizare a amplitudinii vibrațiilor și scăderea efectelor
negative ale acestora în cazul creșterii sarcinilor impulsionale și a valorii presiunii din
buzunare.
9. Pentru creșterea rigidității ghidajelor hidrostatice închise se recomandă, în cazul
solicitării cu sarcină impulsională și a modificării valorilor presiunii din buzunare,
utilizarea uleiurilor având indice de viscozitate ridicat dar și grosimi ale peliculei cât
mai mici în vederea creșterii efectului de amortizare și obținerii unei rigidități optime.
5.3 Analiza experimentală a influenței temperaturii lubrifiantului asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice
5.3.1 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis solicitat la
sarcină constantă amplasată centric
Setul de încercări experimentale a avut drept scop analiza influenței temperaturii
lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice deschise solicitate la sarcină constantă
amplasată centric. Pentru realizarea experimentelor a fost variată temperatura lubrifiantului
cu valori în trepte de 25, 40 și 60 [°C], tabelul 5.7, prin intermediul unei surse externe de
căldură. Deoarece pe standul experimental nu există posibilitatea de măsurare a temperaturii
în toate punctele cu care lichidul intră în contact (grup de pompare, conducte, supape de
presiune, restrictori etc.), s-a stabilit ca temperatura de studiu să fie cea de evacuare a uleiului
din interstițiul portant.
Rezumatul tezei de doctorat
61
Fig. 5.30 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis solicitat centric
corespunzătoare valorilor temperaturii lubrifiantului de 25[°C] , 40[°C] și 60 [°C]
5.3.2 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis solicitat la
sarcină constantă amplasată excentric
Valorile rezultatelor experimentale pentru acest set de teste sunt centralizate în tabelul
5.8 în care este evidențiată și deplasarea unghiulară α a elementului mobil cu ajutorul căreia
s-a trasat curba rigidității ghidajului hidrostatic F(α). În Fig. 5.31 este reprezentată variația
rigidității statice F(α) corespunzătoare valorilor temperaturii lubirifiantului de 25, 40 și 60
[°C] și sarcinilor de 20, 50, respectiv 100 [daN] ce solicită elementul mobil.
T[°C] F [daN] h1[mm] h2[mm] Δh[mm] C1[mm] C2[mm] C3[mm] C4[mm]
25
20 0.035 0.03 0.005 0.029 0.03 0.03 0.003
50 0.035 0.025 0.01 0.025 0.025 0.024 0.025
100 0.035 0.02 0.015 0.02 0.02 0.019 0.02
40
20 0.03 0.023 0.007 0.022 0.023 0.023 0.023
50 0.03 0.015 0.015 0.015 0.016 0.015 0.015
100 0.03 0.01 0.02 0.009 0.01 0.01 0.01
60
20 0.025 0.015 0.01 0.017 0.017 0.016 0.017
50 0.025 0.007 0.018 0.007 0.007 0.0068 0.007
100 0.025 0.002 0.023 0.002 0.0019 0.002 0.002
Tab. 5.7 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată centric
Rezumatul tezei de doctorat
62
T
[°C]
F
[daN]
h0
[mm]
h1
[mm]
h2
[mm]
Δh1
[mm] Δh2
[mm]
α
[mm]
C1
[mm]
C2
[mm] C3
[mm]
C4
[mm]
25
20 0.035 0.032 0.04 0.003 0.005 0.001 0.032 0.032 0.04 0.04
50 0.035 0.03 0.045 0.005 0.01 0.0025 0.03 0.03 0.045 0.045
100 0.035 0.025 0.052 0.01 0.017 0.0035 0.025 0.025 0.052 0.052
40
20 0.03 0.026 0.038 0.004 0.008 0.002 0.026 0.026 0.038 0.038
50 0.03 0.022 0.046 0.008 0.016 0.04 0.022 0.022 0.046 0.046
100 0.03 0.014 0.062 0.016 0.032 0.08 0.014 0.014 0.062 0.062
60
20 0.025 0.021 0.028 0.004 0.01 0.003 0.021 0.021 0.028 0.028
50 0.025 0.019 0.043 0.006 0.018 0.006 0.019 0.019 0.043 0.043
100 0.025 0.015 0.055 0.01 0.03 0.01 0.015 0.015 0.055 0.055
Fig. 5.31 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis solicitat excentric
corespunzătoare valorilor temperaturii lubrifiantului de 25[°C] , 40[°C] și 60 [°C]
Concluzii: În urma acestui set de încercări efectuate se pot constata următoarele:
- în cazul ghidajelor hidrostatice deschise încărcate cu sarcini poziționate centrat și excentric
se constată o creștere a valorilor deformațiilor grosimii peliculei de lubrifiant ce se datorează
scăderii viscozității lichidului de lucru ca urmare a creșterii temperaturii de funcționare;
- scăderea viscozității lubrifiantului determină o neuniformizare a distribuției peliculei de
lubrifiant pe suprafața elementului mobil ceea ce în cazul încărcărilor mari poate duce la
realizarea unei rigidități scăzute dar și la apariția contactului dintre cele două suprafețe de
ghidare;
Tab. 5.8 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată excentric
Rezumatul tezei de doctorat
63
- scăderea grosimii peliculei ca urmare a creșterii temperaturii lubrifiantului are ca primă
consecință dezvoltarea unei puteri de frecare superioare pe pragurile elementului mobil ceea
ce poate conduce la apariția unui regim termic defavorabil care să accentueze și mai mult
scăderea viscozității, a capacității portante și în final a rigidității ghidajului hidrostatic;
- în urma analizei rezultatelor experimentale pentru acest set de încercări se remarcă faptul că
pentru obținerea unei rigidități optime în funcționare sunt necesare măsuri constructive pentru
compensarea influenței variației temperaturii lubrifiantului;
- soluția prezentată în Fig. 5.33 rezolvă o problemă constructivă privind menținerea constantă
a grosimii peliculei de lubrifiant prin compensarea temperaturii fluidului de lucru. De
asemenea, acest tip de dispozitiv înlătură efectele negative ale scăderii viscozității fluidului,
datorată creșterii temperaturii, prin modificarea automată a secțiunii de curgere;
- aplicarea acestui tip de drosel nu implică nici un fel de modificare majoră sub aspect
constuctiv, dimpotrivă soluția are un grad de flexibilitate ce permite ușor montajul acestuia în
schema hidraulică a mașinii. În cazul mașinilor-unelte de precizie se impune echiparea
ghidajelor hidrostatice cu sisteme automate de reglare, montate în exteriorul sistemului
hidrostatic portant. Utilizând un astfel de dispozitiv de alimentare a buzunarelor hidrostatice
se obțin avantaje deosebite, printre care: menținerea interstițiului dintre piesele cu mișcare
relativă între limite apropiate, asigurarea stabilității dinamice a sistemului hidrostatic portant
și, indirect, realizarea calității superioare a pieselor prelucrate pe mașina unealtă;
- acest nou tip de dispozitiv de alimentare a buzunarelor poate asigura creșterea rigidității
ghidajului hidrostatic deschis, în cazul sarcinii constante aplicate centric sau excentric asupra
elementului sustentat, datorită vitezei de reacție a acestuia relativ ridicată și dilatării rapide
sub influența temperaturii a materialului din care este confecționată bucșa de compensare.
5.3.3 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis solicitat la
sarcină constantă amplasată centric
Setul de încercări experimentale a avut drept scop analiza influenței temperaturii
lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice închise solicitate la sarcină constantă
amplasată centric. Întrucât modul de variație a grosimii peliculei de lubrifiant monitorizată pe
parcursul încercărilor experimentale este aproximativ același în continuare rezultatele
obținute vor fi prezentate sub formă tabelară, tabelul 5.9. Pe baza valorilor deformațiilor
peliculei de lubrifiant Δh, rezultate în urma solicitării sarcinilor asupra elementului mobil
sustentat, a fost trasată diagrama rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis
corespunzătoare celor trei valori ale temperaturii de funcționare a lichidului de lucru, Fig.
5.37.
T[°C] F [daN] h1[mm] h2[mm] Δh[mm] C1[mm] C2[mm] C3[mm] C4[mm]
25
20 0.02 0.018 0.002 0.018 0.017 0.018 0.018
50 0.02 0.015 0.005 0.015 0.015 0.016 0.015
100 0.02 0.012 0.008 0.012 0.012 0.011 0.012
40
20 0.015 0.011 0.004 0.012 0.011 0.011 0.011
50 0.015 0.009 0.006 0.008 0.009 0.009 0.009
100 0.015 0.007 0.008 0.007 0.006 0.007 0.007
60
20 0.012 0.007 0.005 0.006 0.007 0.007 0.007
50 0.012 0.004 0.008 0.004 0.0039 0.004 0.004
100 0.012 0.002 0.01 0.002 0.0019 0.002 0.002
Tab. 5.9 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată centric
Rezumatul tezei de doctorat
64
Fig. 5.37 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis solicitat centric
corespunzătoare valorilor temperaturii lubrifiantului de 25[°C] , 40[°C] și 60 [°C]
5.3.4 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis solicitat la
sarcină constantă amplasată excentric
În Fig. 5.38 sunt prezentate prin suprapunere cele trei variații ale rigidității statice, F(α),
corespunzătoare celor trei valori ale temperaturii lubrifiantului. Rezultatele obținute îmbracă
tendința celor prezentate în cazul ghidajelor hidrostatice deschise solicitate excentric cu
precizarea că apare o creștere a performanțelor privind valorile deplasării relative α a
elementului mobil, tabelul 5.10.
T
[°C]
F
[daN]
h0
[mm]
h1
[mm]
h2
[mm]
Δh1
[mm] Δh2
[mm]
α
[mm]
C1
[mm]
C2
[mm] C3
[mm]
C4
[mm]
25
20 0.02 0.018 0.024 0.002 0.004 0.001 0.018 0.018 0.024 0.024
50 0.02 0.016 0.028 0.004 0.008 0.002 0.016 0.016 0.028 0.028
100 0.02 0.012 0.036 0.008 0.016 0.004 0.012 0.012 0.036 0.036
40
20 0.015 0.011 0.021 0.004 0.006 0.002 0.011 0.011 0.021 0.021
50 0.015 0.007 0.032 0.008 0.016 0.004 0.007 0.007 0.032 0.032
100 0.015 0.003 0.039 0.012 0.024 0.006 0.003 0.003 0.039 0.039
60
20 0.012 0.006 0.024 0.006 0.012 0.003 0.006 0.006 0.024 0.024
50 0.012 0.004 0.032 0.008 0.02 0.006 0.004 0.004 0.032 0.032
100 0.012 0.002 0.042 0.01 0.03 0.01 0.002 0.002 0.042 0.042
Tab. 5.10 Valorile setului de încercări pentru sarcină constantă amplasată excentric
Rezumatul tezei de doctorat
65
Fig. 5.38 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis solicitat excentric corespunzătoare valorilor
temperaturii lubrifiantului de 25[°C] , 40[°C] și 60 [°C]
Concluzii: În urma acestui set de încercări efectuate în vederea determinării influenței
temperaturii lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice închise solicitate la sarcină
constantă amplasată excentric se pot constata următoarele aspecte:
- în cazul ghidajelor hidrostatice închise solicitate cu sarcină constantă, amplasată centric și
excentric, se constată scăderea semnificativă a rigidității statice ca urmare a creșterii
temperaturii lubrifiantului;
- creșterea temperaturii lubrifiantului determină scăderea rapidă a viscozității cinematice, a
capacității portante și a grosimii filmului h. Deși scăderea grosimii peliculei de ulei determină
creșterea rigidității se impune măsuri obligatorii de optimizare a viscozității fluidului, cum ar
fi: micșorarea ariei de frecare a pragurilor pentru obținerea unei puteri de frecare reduse,
scăderea presiunii de pompare pentru reducerea puterii de pompare și a temperaturii de
regim, alegerea unui sistem de alimentare echipat cu restrictori a căror funcționare să nu
depindă de viscozitate și implicit de variația temperaturii uleiului, acest fapt constituind cea
mai însemnată calitate a unui restrictor;
- analiza comparativă dintre rezultatele obținute pentru cazul ghidajului hidrostatic închis și
cele ale ghidajului hidrostatic deschis arată o comportare cvasiasemănătoare în ceea ce
privește influența viscozității cinematice a lichidului de lucru, dar cu o creștere a
performanțelor privind valorile deformațiilor peliculei de lubrifiant și a deplasării relative α a
elementului mobil din structura ghidajului hidrostatic închis;
- efectul suplimentar întâlnit în cazul ghidajului hidrostatic închis este datorat dublei rezemări
hidrostatice a elementului mobil care face ca influența temperaturii lubrifiantului să fie mult
atenuată în cazul solicitării centrice. De asemenea prezența celor patru buzunare hidrostatice
alimentate cu lichid sub presiune face ca influența momentului de răsturnare și a scăderii
viscozității asupra rigidității să fie ușor atenuată.
Rezumatul tezei de doctorat
66
5.3.5 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis solicitat la
sarcină impulsională
Setul de încercări experimentale a avut drept scop analiza din punct de vedere al
rigidității dinamice a ghidajului hidrostatic deschis ținând cont de viteza de variație a
amplitudinii vibrațiilor înregistrată la nivelul suprafeței elementului de mobil. În vederea
obținerii rezultatelor a fost variată sarcina impulsională cu valori în trepte de 20, 40 și 60
[daN], respectiv, temperatura de funcționare a lubrifiantului cu valorile de 25, 40 și 60 [°C].
În Fig. 5.39 sunt prezentate prin suprapunere cele trei variații ale vitezei amplitudinii
vibrațiilor corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor impulsionale și temperaturii
lubrifiantului de 25 [°C], pentru a evidenția aportul fiecăreia în funcție de timp. Se observă
faptul că toate cele trei variații păstrează aceleași caracteristici în timp.
Fig. 5.39 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor
impulsionale și temperaturii lubrifiantului de 25[°C]
Fig. 5.40 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor
impulsionale și temperaturii lubrifiantului de 40[°C]
-0.002
-0.001
0
0.001
0.002
0.003
0.004
0.005
0.006
0.007
0.008
0 1 2 3 4 5
V [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
-0.002
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0 1 2 3 4 5
v [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60[daN]
Rezumatul tezei de doctorat
67
Fig. 5.40 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor
impulsionale și temperaturii lubrifiantului de 60[°C]
5.3.6 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic închis solicitat la
sarcină impulsională
În acest set de teste s-a analizat comportarea dinamică a ghidajelor hidrostatice deschise
sub acțiunea sarcinilor impulsionale pentru diferite valori ale rezistențelor hidraulice.
Sarcinile impulsionale sunt cele care simulează forțele de așchiere ce solicită elementul mobil
în timpul operațiilor tehnologice și care reprezintă un parametru esențial ce trebuie luat în
considerare la proiectarea ghidajelor hidrostatice cu rigiditate înaltă. Pentru determinarea
sarcinii impulsionale, în cazul acestui set de măsurători, s-a utilizat dispozitivul prezentat în
Fig. 3.6 iar vibrațiile rezultate au fost monitorizate cu ajutorul analizorului spectral de vibrații
SVAN 956 prezentat în paragraful 3.3.2.
Fig. 5.40 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor
impulsionale și temperaturii lubrifiantului de 25[°C]
-0.002
0
0.002
0.004
0.006
0.008
0.01
0.012
0 1 2 3 4 5 6 7
v [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60 [daN]
a)
Rezumatul tezei de doctorat
68
Fig. 5.40 Viteza de variație a amplitudinii vibrațiilor în timp corespunzătoare celor trei valori ale sarcinilor
impulsionale și temperaturii lubrifiantului de: b) 40[°C] ; c) 60[°C]
Concluzii: În urma acestui set de încercări efectuate în vederea determinării influenței
temperaturii lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice deschise și închise se
deduc următoarele aspecte:
- din analiza rezultatelor și diagramelor reiese faptul că la creșterea temperaturii lubrifiantului
și a sarcinilor impulsionale cresc și efectele negative privind amplitudinea vibrațiilor. Din
analiza comparativă se observă o creștere proporțională a amplitudinii vibrațiilor odată cu
creșterea temperaturii de funcționare a lichidului de lucru și a sarcinii;
- creșterea temperaturii lubrifiantului, atât pentru ghidajele hidrostatice deschise cât și pentru
cele închise, determină creșteri ale amplitudinii vibrațiilor datorită scăderii viscozității
cinematice a fluidului. Scăderea viscozității determină micșorarea filmului de ulei, a
capacității portante și a coeficientului de amortizare fapt ce atrage creșteri ale
―vârfurilor‖amplitudinii vibrațiilor;
- în urma analizei rezultatelor obținute se remarcă faptul că și în cazul solicitării dinamice
influența temperaturii lubrifiantului urmărește același aspect privind scăderea performanțelor
sistemului ca și în cazul solicitării statice a ghidajelor hidrostatice. Scăderea viscozității
cinematice a lubrifiantului are un impact negativ asupra comportării dinamice, mai ales în
cazul ghidajelor hidrostatice deschise, prin apariția unor efecte perturbatoare importante
-0.001
-0.0005
0
0.0005
0.001
0.0015
0.002
0.0025
0.003
0.0035
0.004
0.0045
0 1 2 3 4 5
v [
m/s
]
t [s]
20 [daN]
40 [daN]
60[daN]
b)
c)
Rezumatul tezei de doctorat
69
precum: modificarea caracterului curgerii lichidului pe praguri, creșterea puterii consumate
prin frecare fluidă, modificarea distribuției câmpului de presiuni; toate având ca rezultat
creșteri ale amplitudinii vibrațiilor;
- variația vitezei amplitudinii vibrațiilor la nivelul structurii ghidajului hidrostatic este în
limite admisibile pentru valori ale temperaturii lubrifiantului de 25 [°C], conform
standardului de vibrații IRD 10816; elementul mobil sustentat poate funcționa în timpul
oricărui proces tehnologic deoarece nu introduce erori de prelucrare în semifabricat;
- în cazul setului de măsurători pentru temperatura lubrifiantului de 40 și 60 [°C] și a
sarcinilor impulsionale de 40 și 60 [daN], ce solicită elementul mobil, se înregistrează viteze
de variație a amplitudinii vibrațiilor inacceptabile conform standardului IRD 10816. Cu alte
cuvinte elementul mobil sustentat nu poate executa operații decât în afara procesului de
prelucrare.
5.3.7 Concluzii
1. Rezultatele experimentale ale ghidajelor hidrostatice deschise solicitate cu sarcini
poziționate centrat și excentric au arătat o creștere a valorilor deformațiilor grosimii
peliculei de lubrifiant ce se datorează scăderii viscozității lichidului de lucru ca
urmare a creșterii temperaturii de funcționare.
2. Modificarea regimului termic de funcționare a lubrifiantului determină scăderea
viscozității cinematice și neuniformizarea distribuției peliculei de lubrifiant pe
suprafața elementului mobil ceea ce în cazul încărcărilor mari duce la realizarea unei
rigidități scăzute dar și la riscul apariției contactului dintre cele două suprafețe de
ghidare.
3. Totodată scăderea grosimii peliculei ca urmare a creșterii temperaturii lubrifiantului
are ca primă consecință dezvoltarea unei puteri de frecare superioare pe pragurile
elementului mobil conduce la apariția unui regim termic defavorabil care amplifică și
mai mult scăderea viscozității, a capacității portante și în final a rigidității ghidajului
hidrostatic.
4. Utilizarea dispozitivului de alimentare a buzunarelor hidrostatice cu sistem de
compensare a temperaturii lubrifiantului poate înlătura efectele negative ale scăderii
viscozității fluidului prin modificarea automată a secțiunii de curgere. De asemeni
implementarea unui astfel de dispozitiv de alimentare a buzunarelor în schema
hidrostatică se obțin avantaje deosebite, printre care: menținerea interstițiului dintre
piesele cu mișcare relativă între limite apropiate, asigurarea stabilității dinamice a
sistemului hidrostatic portant și, indirect, realizarea calității superioare a pieselor
prelucrate pe mașina unealtă.
5. Rezultatele experimentale ale ghidajelor hidrostatice închise solicitate cu sarcină
constantă, amplasată centric și excentric, arată scăderea semnificativă a rigidității
statice ca urmare a creșterii temperaturii lubrifiantului.
6. Pentru creșterea performanțelor ghidajelor hidrostatice închise în cazul modificării
temperaturii lubrifiantului se recomandă măsuri de optimizare a viscozității fluidului
cum ar fi: micșorarea ariei de frecare a pragurilor, scăderea presiunii de pompare,
alegerea unui sistem de alimentare echipat cu restrictori a căror funcționare să nu
depindă de variația temperaturii uleiului.
7. Din analiza comparativă a cercetărilor efectuate rezultă că atât ghidajele hidrostatice
deschise cât și cele închise prezintă o comportare cvasiasemănătoare în ceea ce
privește influența viscozității cinematice a lichidului de lucru, dar cu o creștere a
performanțelor privind valorile deformațiilor peliculei de lubrifiant și a deplasării
relative α a elementului mobil din structura ghidajului hidrostatic închis.
Rezumatul tezei de doctorat
70
8. Efectul suplimentar întâlnit în cazul ghidajului hidrostatic închis este datorat dublei
rezemări hidrostatice a elementului mobil care face ca influența temperaturii
lubrifiantului să fie mult atenuată în cazul solicitării centrice. De asemeni prezența
celor patru buzunare hidrostatice alimentate cu lichid sub presiune face ca influența
momentului de răsturnare și a scăderii viscozității asupra rigidității să fie ușor
atenuată.
9. Creșterea temperaturii lubrifiantului, atât pentru ghidajele hidrostatice deschise cât și
pentru cele închise, determină creșteri ale amplitudinii vibrațiilor datorită scăderii
viscozității cinematice a fluidului. Scăderea viscozității determină micșorarea filmului
de ulei, a capacității portante și a coeficientului de amortizare fapt ce atrage creșteri
ale ―vârfurilor‖amplitudinii vibrațiilor.
10. Rezultatele experimentale obținute în cazul încercărilor în regim dinamic arată faptul
că scăderea viscozității cinematice a lubrifiantului are un impact negativ asupra
comportării dinamice, mai ales în cazul ghidajelor hidrostatice deschise, prin apariția
unor efecte perturbatoare importante precum: modificarea caracterului curgerii
lichidului pe praguri, creșterea puterii consumate prin frecare fluidă, modificarea
distribuției câmpului de presiuni; toate având ca rezultat creșteri ale amplitudinii
vibrațiilor.
6. CONCLUZII FINALE, RECOMANDĂRI ȘI CONTRIBUȚII ORIGINALE
6.1 Concluzii finale și recomandări
1. Aplicarea metodei de alimentare prin restrictor tip tub capilar a ghidajelor hidrostatice
reprezintă o soluție constructivă ce nu implică un cost ridicat dar necesită o finețe
mare de filtrare a lubrifiantului dat fiind pericolul de obturare ridicat.
2. Varianta de alimentare prin restrictorul tip orificiu calibrat are performanțe limitate
(scăderea grosimii relative a peliculei de lubrifiant la creșterea încărcării) și se
recomandă mașinilor unelte unde greutatea piesei de prelucrat este relativ mică
(30÷40 [t]).
3. Varianta de alimentare a ghidajelor hidrostatice prin intermediul regulatoarelor de
debit constant determină obținerea unei rigidități statice și dinamice net superioară
celei obținute în cazul utilizării restrictorilor tip tub capilar și orificiu calibrat, fiind
recomandat pentru mașinile-unelte unde greutatea piesei de prelucrat este relativ mare
(60÷80 [t]).
4. Utilizarea buzunarelor hidrostatice cu geometrie dreptunghiulară asigură o capacitate
portantă și implicit o rigiditate ridicată în comparație cu alte geometrii de buzunare
datorită distribuției uniforme a presiunii pe suprafața elementului mobil (crescătoare
în dreptul buzunarului hidrostatic și descrescătoare pe praguri).
5. În vederea obținerii unei rigidități optime, se recomandă proiectarea buzunarelor
hidrostatice cu arii mari și adâncimi mici pentru a se evita apariția regimului de
curgere turbulent și astfel variația grosimii peliculei de lubrifiant. Important este și
numărul buzunarelor hidrostatice ale căii de ghidare, constatându-se un optim de 2÷4
buzunare pentru a se obține un maxim de rigiditate.
6. Rezultatele experimentale au arătat faptul că grosimea peliculei de lubrifiant
reprezintă un parametru foarte important în funcționarea ghidajelor hidrostatice. Se
recomandă ca grosimea filmului de lubrifiant să aibe valori cât mai ridicate și debit pe
praguri cât mai mic. Micșorarea peliculei de lubrifiant trebuie să evite pericolul
contactului metal-metal, grosimile uzuale recomandate fiind cuprinse între 25÷250
[μm].
Rezumatul tezei de doctorat
71
7. Alegerea tipului de lubrifiant este hotărâtoare în ceea ce privește obținerea unei
rigidități optime a ghidajelor hidrostatice. Se recomandă uleiuri hidraulice aditivate,
cu viscozități cinematice cuprinse între 10÷40 [cSt] și indice de viscozitate Dean-
Davis de minim 95%.
8. Rezultatele obținute confirmă faptul că puterea consumată prin frecare fluidă variază
în raport cu viscozitatea dinamică și respectiv cu grosimea peliculei de lubrifiant. Pe
baza acestui considerent coeficientul de frecare fluidă scade odată cu creșterea
grosimii filmului portant.
9. Pe baza expresiei puterii totale consumate prin frecare lichidă se poate optimiza
valoarea acesteia, atât din punct de vedere al grosimii peliculei cât și al viscozității.
Rezultatele obținute confirmă faptul că putere minimă pierdută prin frecare fluidă se
obține pentru viscozitate scăzută și grosimi ale peliculei mari, în schimb puterea de
pompare minimă necesitând valori opuse celor anterioare.
10. Rezultatele obținute confirmă faptul că temperatura lubrifiantului are o influență
semnificativă în funcționarea ghidajelor hidrostatice. Creșteri însemnate a
temperaturii lichidului are loc prin frecare lichidă la parcurgerea interstițiului de către
ulei între suprafețele în mișcare relativă. și de asemenea, prin aportul de căldură
primit de către fluid de la suprafețele active ale ghidajului, în acest caz se recomandă
reducerea ariei pragurilor buzunarelor hidrostatice.
11. Rezultatele experimentale obținute în cazul ghidajelor hidrostatice închise au
confirmat faptul că acestea pot prelua momente de răsturnare daca sunt prevăzute cu
buzunare hidrostatice pe fiecare parte. Se recomandă ca distanța dintre buzunare să fie
cât mai mare în scopul creșterii capacității de a prelua momentele de răsturnare
apărute în urma solicitărilor excentrice.
12. Din rezultatele teoretice realizate în cazul ghidajelor hidrostatice deschise solicitate
excentric s-a constatat că apariția momentului de răsturnare poate avea ca rezultat
apariția pericolului de contact metalic pe muchia elementului mobil. În acest caz se
recomandă utilizarea unui sistem de alimentare-reglaj echipat cu restrictori având
rezistențe hidraulice diferite și acordarea acestora să se facă în funcție de
excentricitate, respectiv, păstrarea paralelismului element mobil-ghidaj.
13. Rezultatele cercetărilor experimentale confirmă dependența grosimii peliculei de
lubrifiant de valorile rezistențelor hidraulice ale restrictorilor și de încărcările
exterioare ale elementului mobil. În vederea obținerii unei rigidități cât mai ridicate se
recomandă ca sistemul de alimentare-reglaj să fie echipat cu restrictori având
rezistențe hidraulice ridicate, astfel ca deplasarea elementului mobil sub sarcină să fie
cât mai ridicată.
14. Rezultatele cercetărilor experimentale confirmă faptul că valorile amplitudinii
vibrațiilor sunt direct influențate de mărimea valorilor rezistențelor hidraulice ale
restrictorilor și implicit de grosimea peliculei de lubrifiant. În acest caz se recomandă
măsuri pentru creșterea rigidității dinamice, și anume: mărirea ariei pragurilor,
concomitent cu scăderea volumului de ulei compresibil, utilizarea unor restrictori cu
rezistențe hidraulice mici care să permită funcționarea ghidajului cu grosimi ale
peliculei cât mai mici, scăderea adâncimii buzunarelor, utilizarea uleiurilor mai
vâscoase concomitent cu scăderea debitului pe praguri pentru obținerea unei
amortizări ridicate la frecvențe mari.
15. Proiectantul constructor de mașini-unelte sau numai de sisteme hidraulice specializate
are la dispoziție o bază de date cu valori și recomandări privind parametrii
constructivi ce urmează a fi utilizați în scopul obținerii unei rigidități cât mai ridicate
a ghidajelor hidrostatice. Totodată proiectantul are pus în evidență efectele colaterale
Rezumatul tezei de doctorat
72
ale comportării dinamice a ghidajelor hidrostatice deschise și închise asupra calității
operațiilor tehnologice de prelucrare.
16. Proiectantul având la dispoziție baza de date obținută din cercetarea parametrilor ce
influențează rigiditatea statică și dinamică a ghidajelor hidrostatice poate stabili, încă
din faza de concepție, tipul și complexitatea sistemului de alimentare-reglaj (tipul de
restrictor utilizat, tipul de lubrifiant, valorile rezistențelor hidraulice etc.).
17. Rezultatele cercetărilor experimentale confirmă faptul că valorile presiunii din
buzunarele hidrostatice sunt definitorii în ceea ce privește realizarea sustentației
hidrostatice deoarece conduce la realizarea capacității portante și implicit a debitului
de pe praguri și a grosimii peliculei de lubrifiant; creșterea grosimii peliculei de
lubrifiant conduce la apariția efectului de amortizare a amplitudinii vibrațiilor și
scăderea efectelor negative ale acestora în cazul creșterii sarcinilor impulsionale.
18. În cazul ghidajelor hidrostatice deschise, a căror rigiditate este sensibilă la sarcini
aplicate prin șoc datorită absenței plăcilor de închidere, se recomandă pentru creșterea
efectului de amortizare utilizarea uleiurilor cu indice de viscozitate ridicat și grosimi
ale filmului portant cât mai mici.
19. Având la dispoziție valorile admisibile ale vibrațiilor ghidajului hidrostatic deschis și
închis, proiectantul poate stabili în cunoștință modul de realizarea al traseului
thenologic, astfel încât unele deplasări ale elementului mobil să nu se suprapună cu
procesul de prelucrare.
20. Rezultatele experimentale ale ghidajelor hidrostatice deschise solicitate cu sarcini
poziționate centrat și excentric au arătat o creștere a valorilor deformațiilor grosimii
peliculei de lubrifiant ce se datorează scăderii viscozității lichidului de lucru ca
urmare a creșterii temperaturii de funcționare.
21. Creșterea temperaturii lubrifiantului, atât pentru ghidajele hidrostatice deschise cât și
pentru cele închise, determină creșteri ale amplitudinii vibrațiilor datorită scăderii
viscozității cinematice a fluidului. Scăderea viscozității determină micșorarea filmului
de ulei, a capacității portante și a coeficientului de amortizare fapt ce atrage creșteri
ale ―vârfurilor‖amplitudinii vibrațiilor.
22. Pentru creșterea performanțelor ghidajelor hidrostatice închise în cazul modificării
temperaturii lubrifiantului se recomandă măsuri de optimizare a viscozității fluidului
cum ar fi: micșorarea ariei de frecare a pragurilor, scăderea presiunii de pompare,
alegerea unui sistem de alimentare echipat cu restrictori a căror funcționare să nu
depindă de variația temperaturii uleiului.
23. Rezultatele experimentale obținute în cazul încercărilor în regim dinamic arată faptul
că scăderea viscozității cinematice a lubrifiantului are un impact negativ asupra
comportării dinamice, mai ales în cazul ghidajelor hidrostatice deschise, prin apariția
unor efecte perturbatoare importante precum: modificarea caracterului curgerii
lichidului pe praguri, creșterea puterii consumate prin frecare fluidă, modificarea
distribuției câmpului de presiuni; toate având ca rezultat creșteri ale amplitudinii
vibrațiilor.
24. Utilizarea dispozitivului de alimentare a buzunarelor hidrostatice cu sistem de
compensare a temperaturii lubrifiantului poate înlătura efectele negative ale scăderii
viscozității fluidului prin modificarea automată a secțiunii de curgere. De asemenea
implementarea unui astfel de dispozitiv de alimentare a buzunarelor în schema
hidrostatică produce avantaje deosebite, printre care: menținerea interstițiului dintre
piesele cu mișcare relativă între limite apropiate, asigurarea stabilității dinamice a
sistemului hidrostatic portant și, indirect, realizarea calității superioare a pieselor
prelucrate pe mașina unealtă.
Rezumatul tezei de doctorat
73
6.2 Contribuții originale
1. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic specific fiecărui tip de sistem de
alimentare cu lubrifiant (prin restrictor tip tub capilar, orificiu calibrat și regulator de
de debit constant) în scopul stabilirii comportării din punct de vedere al rigidității
statice. Scopul principal fiind acela de analiza modul de influență a sistemului de
alimentare asupra ghidajelor hidrostatice și posibilitatea optimizării acestuia pentru a
obține o rigiditate ridicată.
2. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic pentru diferite geometrii de
buzunare în scopul analizei modului de influență a acestora asupra rigidității
ghidajelor hidrostatice.
3. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic privind influența puterii
consumate prin frecare lichidă asupra rigidității ghidajelor hidrostatice.
4. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic privind influența temperaturii
lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice.
5. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic pentru rigiditatea ghidajelor
hidrostatice închise solicitate complex.
6. A fost cercetat teoretic și stabilit un model matematic pentru rigiditatea ghidajelor
hidrostatice deschise solicitate excentric.
7. A fost cercetat experimental și creat o bază de date privind influențele valorilor
rezistențelor hidraulice ale restrictorilor atât pentru ghidajele hidrostatice deschise cât
și pentru cele închise, solicitate în regim static și dinamic. Cercetările au vizat
comportarea din punct de vedere a rigidității statice și dinamice asupra ghidajelor
hidrostatice.
8. A fost cercetat experimental și creat o bază de date privind influența valorilor
presiunii din buzunarele hidrostatice asupra rigidității ghidajelor hidrostatice deschise
și închise, solicitate atât în regim static cât și în regim dinamic.
9. A fost cercetat experimental și creat o bază de date privind influența temperaturii
lubrifiantului asupra rigidității ghidajelor hidrostatice închise, solicitate atât în regim
static cât și în regim dinamic.
10. În urma analizei celor trei baze de date experimentale obținute, atât individual cât și
prin comparație, privind rigiditatea ghidajelor hidrostatice și micșorarea efectelor
vibratorii asupra mașinii-unelte, au fost făcute recomandări punctuale de stabilire a
parametrilor optimi funcție de mărimea sarcinii exterioare și de mărimea mașinii.
Astfel, proiectantul constructor care are în atenție obținerea unei rigidități optime a
ghidajului hidrostatic are la dispoziție posibilitatea de a alege funcție de greutatea
elementului mobil, a sarcinii exterioare, grosimea peliculei de lubrifiant, geometria
buzunarelor, parametrii tehnici potriviți.
6.3 Valorificarea cercetărilor realizate
Prim autor
[1.] Pascu Marius, Andrioaia Dragos, ObrejaClaudiu-Florin, Funaru Marian, ―Study and
Researches Concerning the use of Porous Restrictor in the case of Hydrostatic
Guideways‖, Journal of Engineering Studies and Research, ISSN 2068-7559 ,vol.18, nr.4,
Pages 104-110, 2012;
[2.] Pascu Marius, ”Research concerning the influence of the lubricant temperature on
the functioning of hydrostatic guidance systems‖ , Journal of Engineering Studies and
Research , ISSN 2068-7559, vol.18, No.4, 2012;
Rezumatul tezei de doctorat
74
[3.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, Obreja Claudiu, Andrioaia Dragoș, ‖Device for
Supplying the Hydrostatic Pockets with Compensation of the Fluid Temperature‖, Applied
Mechanics and Materials, IMANE, Vol. 371, Pages 632-636, 2013;
[4.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, Andrioaia Dragoș, Mihăilă Lucian, ‖System for
compensating the rigidity of the hydrostatic guideways of the column saddle subassembly
of the boring and milling machines”, Applied Mechanics and Materials IMANE, Vol. 371,
Pages 627-631, 2013;
[5.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, „Experimental Research Regarding the Influence of
Hydraulic Resistances on the Hydrostatic Guideways Stiffness‖, Applied Mechanics and
Materials, IMANE, 2014 (acceptat spre publicare);
[6.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, „Experimental Research Regarding the Influence of
Pocket Pressure Values on the Stiffness of Hydrostatic Guideways‖, Applied Mechanics
and Materials, IMANE, 2014 (acceptat spre publicare);
Coautor
[7.] Stan Gheorghe, Pascu Marius, ”System for increasing the rigidity of the ram
hydrostatic guideways of the boring and milling machines”, ModTech International
Conference - New face of TMCR, Sinaia, Romania, ISSN 2069-6736, 24-26 Mai 2012,
pp. 921-924;
[8.] Andrioaia D., Pascu Marius, Obreja C., „Determining the Geometry Errors in a
Mechanism with Delta type Parallel Structure‖, Proceedings of the 16th International
Conference Modern Technologies, Quality and Innovation (MODTECH), Applied
Mechanics and Materials 1660-9336, Vol. I, 24-26 May, 2012, Sinaia, Romania, ISSN
2069-6736, pages 37-40, 2012;
[9.] Funaru Marian, Stan Gheorghe, Mihaila Lucian, Pascu Marius, Dragos Andrioaia,
„Precise rotary table indexing system used on milling machining centres‖, Journal of
Engineering Studies and Research, 2068-7559, 2013, vol.19, nr.1, 13-17;
[10.] Mihailă Lucian, Stan Gheorghe, Obreja Claudiu, Pascu Marius, ‖High Precision
Rotary Table used on Milling Machining Centres‖, Applied Mechanics and Materials,
ISSN 1660-9336, Vol. 371, Pages. 121-125, 2013;
[11.] Obreja Claudiu, Stan Gheorghe, Mihaila Lucian, Pascu Marius, ―Application of Tree
Graph Method for Reducing the Total Time of Tool Changing in Milling and Boring
Machine Tools ‖, Applied Mechanics and Materials (indexat in baze de date ISI) IMANE,
Vol 371, Pages 431-435, 2013;
Rezumatul tezei de doctorat
75
BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ
[1.] Aelenei, M., Gherghea, I., Probleme de maşini-unelte şi aşchiere, vol. I şi II, Editura
Tehnică, 2007;
[2.] Andrioaia D., Pascu Marius, Obreja C., „Determining the Geometry Errors in a
Mechanism with Delta type Parallel Structure‖, Proceedings of the 16th International
Conference Modern Technologies, Quality and Innovation (MODTECH), Applied
Mechanics and Materials 1660-9336, Vol. I, 24-26 May, 2012, Sinaia, Romania, ISSN
2069-6736, pages 37-40, 2012;
[3.] Artemenko, N.P., Usik, V.V., and Chaika, A.I., „Some Results of Studying High-
Speed Hydrostatic Bearings‖, in Issledovanie i proektirovanie gidrostaticheskikh opor i
uplotnenii bystrokhodnykh mashin (Investigation and Design of Hydrostatic Supports
and Seals of High-Speed Machines), Khar'kov, 2004, vol. 46, no. 3, pp. 21–31;
[4.] Artiles, A., Walowit, J., and Shapiro, W., „Analysis of Fluid Film Journal Bearings
with Turbulence and Inertia Effects‖, Advances in Computer Aided Bearing Design,
ASME 2009, (24), no.19, pp.386-392;
[5.] Aoyama H., Watanabe I., Akutsu K., Shimokohbe A., „An ultra precision straight
motion system (1st Report—Two Degrees of Freedom Control of Motion)‖, J JSPE
2008; 54(3):130–5;
[6.] Aoyama T., Hydrostatic bearing—design and applications. Kougyojoushakai, 2012,
39–43;
[7.] Aoyama, T., Inasaki, I., and Yonetsu, S., „Limiting Conditions of Hydrostatic
Bearings‖, Bull. Japan Soc. of Prec. Eng. 2008, Vol. 16, no. 2, pp. 84-90;
[8.] Belousov, A.I. and Yu, A.R., „Dynamic Characteristics of Liquid Film in Hybrid
Hydrostatic Bearing‖, Soviet Aeronautics, 2010, Vol. 21, no. 3, pp. 16-19;
[9.] Betts, C., and Roberts, W.H., „A Theoretical and Experimental Study of a Liquid-
Lubricated Hydrostatic Journal Bearing‖, Proc. IMechE Tribology Group, 2010,Vol.
183, pt. 1, No. 32, pp. 647-657;
[10.] Botez, E., Moraru, V., ș.a –―Mașini-unelte. Organologia și precizia mașinilor-unelte‖,
Editura Tehnică, Bucureşti, 1978;
[11.] Brandeis, J., and Rom, J., ―Interactive Method for Computation of Viscous Flow with
Recirculation‖, Computational Physics, 2008, Vol. 40, pp. 396-410;
[12.] Braun, M.J., and Wheeler, R.L., „A Fully Coupled Variable Properties
Thermohydraulic Model for a Cryogenic Hydrostatic Journal Bearing‖, J. Tribology,
2010, Vol. 109, pp. 405-417;
[13.] Braun, M.J., and Batur, C., ―Non-Intrusive Laser Based Full Field Quantitative Flow
Measurements Aided by Digital Image Processing, Part 2: The Case of Hydrostatic
Bearing‖, Tribology International, 2008,Vol. 24, no. 5, pp. 277-290;
[14.] Braun, M.J., Choy, F.K., and Zhou, Y.M., „The Effects of a Hydrostatic Pocket
Aspect Ratio and Supply Orifice Position and Attack Angle on Steady State Flow
Patterns, Pressure and Shear Characteristics‖, ASME Journal of Tribology, 2009, Vol.
115, no. 4, pp.678-685;
[15.] Mizumoto H., Arii S., Kami Y, Goto K, Yamamoto T., Kawamoto M., „Active
inherent restrictor for air-bearing spindles‖, Precis. Eng., 2008, 19:141–7;
[16.] Mohsin, J.E., „The performance of a double-conical regulator on the performance of
hydrostatic thrust bearings‖, Joint Conference on Externally Pressurized Bearings,
University of Karlstad, 2010, paper C47, pp.382-421;
[17.] Mohsin J.E, S. A. Morsi, The dynamic stiffness of controlled hydrostatic bearings,
Journal of Lubrication Technology 91 (2013) 597-603;
Rezumatul tezei de doctorat
76
[18.] Mojaev, S.S., Saromotina, T.G., Strunjirea rapidă şi intensivă a oţelurilor cu rezistenţă
mărită. I.D.T. Bucureşti, 2008;
[19.] Moraru V., Catrina D., Minciu C., ―Centre de Prelucrare‖, Editura Tehnica Bucuresti,
1980;
[20.] Moriwaki, T. & Shamoto, E., „Analysis of Thermal Deformation of an Ultraprecision
Spindle System‖, Annals of the CIRP, 47/1, 2011, 315-319;
[21.] Mote, C.D., Leonard, R., „The dynamic behaviour of multirecess hydrostatic
guideways‖, University of California, Dep. of Mech. Eng., USME/T/13/70, 2012;
[22.] Narendra, S., Satish, Sh., Jain, S., Sanjeeva, R., „Performance of membrane
compensated multirecess hydrostatic/hybrid flexible journal bearing system considering
various recess shapes‖, Tribology International 37, (2012), pp. 11–24;
[23.] Nakabayashi K, Ichikawa T, Morinishi Y., „Size of annular separation bubble around
the inlet corner and viscous flow structure between two parallel disks‖, Experiments in
Fluids, 2002, 32(4): 425–433;
[24.] Novikov A., Shitikov I A., „Calculation of the characteristics of a hydrostatic ring
thrust bearing for refrigeration compressors‖, Chemical and Petroleum Engineering, 2004,
40(3): 222−228;
[25.] Obreja Claudiu, Stan Gheorghe, Mihaila Lucian, Pascu Marius, ―Application of Tree
Graph Method for Reducing the Total Time of Tool Changing in Milling and Boring
Machine Tools ‖, Applied Mechanics and Materials (indexat in baze de date ISI) IMANE,
Vol 371, Pages 431-435, 2013;
[26.] O’Brien, V., „Viscous, Flow in an Annulus With a Sector Cavity‖, J. Fluids
Engineering, 2007, Vol. 104, pp. 500-504;
[27.] Oh YJ., Park CH., Lee H., Lee DW., „Measurement of 5 DOF motion errors in the
ultra precision feed tables for error compensation‖, Proceedings of KSPE, Autumn Annual
Meeting; 2012, p. 672–680;
[28.] Oprean, A., Marin V., Dorin A, Acţionari hidraulice, Editura Tehnică, Bucureşti,
1976;
[29.] Pan, C.H.T., „Calculation of Pressure, Shear, and Flow in Lubrication Films for High
Speed Bearings‖, J. Lubrication Technology, 2003, Vol. 96, pp. 80-94;
[30.] Park, C.H., T. Moriwaki & E. Shamoto, „Coupling Mechanism for High Precision
Feed Hydrostatic Table‖, Int. Conf. on Manuf. Milestones toward the 21st Century, JSME,
2012, 139-143;
[31.] Park, C.H., J.H. Chung, S.T. Kim & H. Lee, „Development of a Submicron Order
Straightness Measuring Device‖, Jr. of KSPE, v. 17, 2011, 124-130;
[32.] Park CH, Oh YJ, Lee CH, Hong JH., „Theoretical verification on the motion error
analysis method of hydrostatic bearing tables using a transfer function‖, International
Journal of Precision Engineering and Manufacturing 2012, 4(2):64–70;
[33.] Park CH., Oh YJ., Shamoto E., Lee DW., „Compensation for five DOF motion errors
of hydrostatic feed table by utilizing actively controlled capillaried‖, Precision
Engineering 2012,30(3):299–305;
[34.] Parkins, DW., „Selected orbit techniques for the measurement of oil film journal
bearing dynamic coefficients‖, Proceedings, STLE Annual Meeting, New York. 2003;
[35.] Pascovici, M., Cicone, T., Elemente de tribologie, Editura Bren, Bucureşti, 2005;
[36.] Pascu Marius, ―Optimizing the hydraulic systems using the Simhydraulics
programming enviroment‖, Journal of Engineering Studies and Research , ISSN 2068-
7559, Vol.16, No.4, 2010, pp.25-32;
[37.] Pascu Marius, Andrioaia Dragos, ObrejaClaudiu-Florin, Funaru Marian, ―Study and
Researches Concerning the use of Porous Restrictor in the case of Hydrostatic
Rezumatul tezei de doctorat
77
Guideways‖, Journal of Engineering Studies and Research, ISSN 2068-7559 ,vol.18, nr.4,
Pages 104-110, 2012;
[38.] Pascu Marius, ”Research concerning the influence of the lubricant temperature on
the functioning of hydrostatic guidance systems‖ , Journal of Engineering Studies and
Research , ISSN 2068-7559, vol.18, No.4, 2012;
[39.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, Obreja Claudiu, Andrioaia Dragoș, ‖Device for
Supplying the Hydrostatic Pockets with Compensation of the Fluid Temperature‖, Applied
Mechanics and Materials, IMANE, Vol. 371, Pages 632-636, 2013;
[40.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, Andrioaia Dragoș, Mihăilă Lucian, ‖System for
compensating the rigidity of the hydrostatic guideways of the column saddle subassembly
of the boring and milling machines”, Applied Mechanics and Materials IMANE, Vol. 371,
Pages 627-631, 2013;
[41.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, „Experimental Research Regarding the Influence of
Hydraulic Resistances on the Hydrostatic Guideways Stiffness‖, Applied Mechanics and
Materials, IMANE, 2014 (acceptat spre publicare);
[42.] Pascu Marius, Stan Gheorghe, „Experimental Research Regarding the Influence of
Pocket Pressure Values on the Stiffness of Hydrostatic Guideways‖, Applied Mechanics
and Materials, IMANE, 2014 (acceptat spre publicare);
[43.] Patankar, S.V., and Spalding, D.B., „A Calculation Procedure for Heat, Mass and
Momentum Transfer in Three-Dimensional Parabolic Flows‖, Int. J. Heat Mass Transfer,
2009, Vol. 15, p. 1787- 1806;
[44.] Peeken, H., Die Berechnung hydrostatischer Lager, in: Maschinenbau, 2006, vol.6,
no.9, pp.95-101;
[45.] Peeken, H., Berechnung hydrostatischer lager, VDI-Berichte, Nr.248, 2003, p.85-94;
[46.] Peng X F, Peterson G P,Wang B X., „Frictional flow characteristics of water flowing
through rectangular microchannels‖, Experimental Heat Transfer, 2004, 7: 249–264;
[47.] Peterson, J., Finn, WE., Dareing, DW., „Non-Newtonian temperature and pressure
effects of a lubricant slurry in a rotating hydrostatic step bearing‖, STLE Tribo. Trans.,
2004, 37(4):857–63;
[48.] Pratap,V.S., Spalding D.B., ― Fluid Flow and Heat Transfer in Three-Dimensional
Duct Flows‖, Int. J. Heat Mass Transfer, 2009, Vol.19, pp. 1183-1188;
[49.] Rajkumar Roy, Srichand Hinduja, Roberto Teti, ―Recent advances in engineering
design optimisation: Challenges and future trends‖, CIRP Annals-Manufacturing
Technology, Volume 57, Pages 697-715, 2008;
[50.] Reddi, M.M., „Finite-Element Solution of the Incompressible Lubrication Problem‖,
Trans. ASME J. Lubric. Technol., July 2010, 524-533;
[51.] Redecliffe, J., Vohr, J., ―Hydrostatic Bearings for Cryogenic Rocket Engine
Turbopumps‖, ASME J. Lub. Tech., 2007, volume 98, pp. 557-575;
[52.] Rippel, H.C., Cast bronze hydrostatic bearing design manual, Cast Bronze Bearing
Institute Inc., 2006;
[53.] Roşca D.M., Prelucrarea prin aşchiere şi abrazare, Editura Univ. Transilvania din
Braşov, 2005;
[54.] Roşca, D.M., Scule abrazive pentru construcţia de maşini, Editura ―Lux Libris‖,
Braşov, 2000;
[55.] Rowe WB., Hydrostatic and hybrid bearing design, London: Butterworths, 2004;
[56.] Rowe, WB., „Dynamic and static properties of recessed hydrostatic journal bearings
by small displacement analysis‖, ASME Journal of Lubrication Technology, 2003,
1020:71–9;
Rezumatul tezei de doctorat
78
[57.] Rowe, WB., Chong, FS., „Computation of dynamic force coefficients for hybrid
hydrostatic/hydrodynamic journal bearings by the finite disturbance technique and by the
perturbation technique‖, Tribology International, 2006, 19:260–71;
[58.] Royle, J.P., Donoghue, O., Hydrostatic bearing design, Tribology, 2003, vol. XXII,
no. 23, pp.25-71;
[59.] San Andres , Modern Lubrication Theory, Texas A&M University, 2010;
[60.] San Andres, L.A.,―Analysis of Turbulent Hybrid Bearings with Fluid Inertia Effects‖,
J. Tribology, 2009, Vol. 112, pp. 699-707;
[61.] San Andres, L.A., Velthuis, J.EM., „Laminar Flow in a Recess of a Hydrostatic
Bearing‖, STLE/ASME Tribology Conference, St. Louis, Missouri, October 14-16, 2009,
Vol. 85, pp. 600-607;
[62.] Sandu, Gh., Moraru, V., Minciu, Ct., Ghidajele mașinilor-unelte, Editura Tehnică,
București, 2000;
[63.] Satish C. Sharma, S.C. Jain, D.K. Bharuka, „Influence of recess shape on the
performance of a capillary compensated circular thrust pad hydrostatic bearing‖,
Tribology International 35 (2005), pp. 347–356;
[64.] Săvescu, D., Cuple de translație cu alunecare și rostogolire, Editura Bren, București
2005;
[65.] Schellekens P., Rosielle N., Vermeulen H., Vermeulen M., Wetzels S., Pril W.,
„Design for precision: current status and trends‖, CIRP Annals-Manufacturing
Technology 2008;47(2):557–86;
[66.] Schonfeld, R., ―Regulator for regulating a medium flow for at least one hydrostatic
or aerostatic pocket of a bearing‖, Patent CA 2220428A1, 2005;
[67.] Secară, Gh., Aşchierea metalelor. Generarea suprafeţelor prin aşchiere, Editura
Univ.din Braşov, 2001;
[68.] Shamoto E, Park CH, Moriwaki T., „Analysis and improvement of motion accuracy
of hydrostatic feed table‖, CIRP Annals-Manufacturing Technology 2010, 50(1):285–90;
[69.] Sharma, SC., Jain, SC., „Performance of hydrostatic/hybrid journal bearings with
unconventional recess geometries‖, STLE Tribo. Trans., 2008, 41(3):375–81;
[70.] Shchetinin, V.S., Kosmynin, A.V., ―Carrying Capacity of Gas–Magnetic Bearings in
High_Speed Spindles with Double Magnetic Suspension‖, Sb. Nauch. Trudov KnAGTU
(Proceedings of Komsomolsk on Amur State Technical University), Komsomolsk on
Amur:KnAGTU, 2009, issue 13, vol. 1, pp. 25–28.
[71.] Shen F., „Optimum stiffness of externally-pressurized thrust bearings in turbulent
regime‖, Journal of Mech. Eng. Science 12 (2009) 123-130;
[72.] Sheng S., S. Chang, „A study on optimization design of a hydrostatic bearing,
International forum on systems and mechatronics‖, volume 35, 2010, 73–79;
[73.] Shinno, H. & Hashizume, H., „Nanometer Positioning of a Linear Motor-Driven
Ultraprecision Aerostatic Table System with Electrorheological Fluid Dampers‖, Annals
of the CIRP, 2010, 48/1, 289-292;
[74.] Shinkle, J., and Hornung, K., ―Frictional Characteristics of Liquid Hydrostatic Journal
Bearings‖, ASME J. of Basic Engineering, Ser. D, 2007, Vol. 87, pp. 163-169;
[75.] Shyv, W., „Numerical Outflow Boundary Condition for Navier- Stokes Flow
Calculations by a Line Iterative Method‖, AIAA Journal, 2010, Vol. 23, no. 12,
December, pp. 1847-1848;
[76.] Singh, C., Naiwal, TS., Sinha, P., „Elastohydrostatic lubrication of circular plate
thrust bearing with power law lubricants‖, ASME Journal of Lubrufication Tech ,
2002;104:243–7;
[77.] Sinhasan, R., Jain, SC., „Lubrication of orifice compensated flexible thrust pad
bearing‖, Tribology Int. , 2004, 17(4):215–21;
Rezumatul tezei de doctorat
79
[78.] Sinhasan, R., Jain, SC., Sharma, SC., „Orifice-compensated flexible thrust pad
bearings of different configuration‖, Tribo. Int., 2006, 19(5):244–52;
[79.] So, H. and Chang, T.S., „Characteristics of a Hybrid Journal Bearing with One
Recess. Pt. 2. Thermal Analysis‖, Tribol. Int., 2004, vol. 19, no. 1, pp. 11–18;
[80.] Spica, P.W., Hannum, N.P., Meyer, S.D., ―Evaluation of Hybrid Hydrostatic Bearing
for Cryogenic Turbopump Application‖, NASA TM872254, 2006;
[81.] Sriyotha P., Nakamoto K., Sugai M., Yamazaki K., „Development of 5-axis linear
motor driven super-precision machine‖, CIRP Annals-Manufacturing Technology 2012;
55(1):381–4;
[82.] Stan Gheorghe, Pascu Marius, ”System for increasing the rigidity of the ram
hydrostatic guideways of the boring and milling machines”, ModTech International
Conference - New face of TMCR, Sinaia, Romania, ISSN 2069-6736, 24-26 Mai 2012,
pp. 921-924;
[83.] Stout K J, Barrans S M., „The design of aerostatic bearings for application to
nanometer resolution manufacturing machine systems‖, Tribology International, 2000,
33(12), pages 803–809;
[84.] Teodorescu, M., ş.a., Influenţa materialului prelucrat asupra mărimii componentei
principale a forţei de aşchiere la strunjire. În Lucrările conferinţei ―Tehnologii noi de
fabricaţie în construcţia de maşini‖, vol. I, Galaţi, decembrie, 2006;
[85.] Tichy, J.A., and Bourgin, P., „The Effect of Inertia in Lubrication Flow Including
Entrance and Initial Conditions‖, J. Appl. Mech., 2007, Vol. 52, pp. 759-765;
[86.] Ting, LL., Mayer, JE., „The effects of temperature and inertia in hydrostatic thrust
bearing‖, ASME Journal of Lubrufication Tech., 2001, 93(2):307–12;
[87.] Van Beek, A., Van Ostayen, RAJ., „Analytical solution for tilted hydrostatic multi-
pad thrust bearings of infinite length‖, ASME Journal of Lubrufication Tech., 2004,
30(1):33–9;
[88.] Van Beek, A., Segal, A., „Numerical solution for tilted hydrostatic multi-pad thrust
bearings of finite length‖, ASME Journal of Lubrification Tech., 2007, 30(1):41–6;
[89.] Van Beek, A., Segal, A., „Rubber supported hydrostatic thrust bearings with rigid
bearing surfaces‖, ASME Journal of Lubrufication Tech., 2004, 30(1):47–52;
[90.] Vasilev C., Stan G., Machinery equipment and industrial robots, Junimea, Iași,
(2001) 101-102;
[91.] Vasiliev, G., Hanganu, N., „The reduction of elastic deformations of ball screw nuts
and bearings used on numerical control machine tools‖, Annals of DAAAM &
Proceedings, Intelligent Manufacturin & Automation, pp. 531-532, ISBN 3-901509-29-1,
2003, Tuzla;
[92.] Velednitski, VM., Push, VE., Schimanovich, MA., Static load characteristics of a
hydrostatic radial bearing without draining grooves and with opposed acting restrictors,
Mach Tool, 2000,51(10):8–11;
[93.] Vermeulen., M.,―Optimization of hydrostatic bearings including hydrodynamic
effects‖, Proceedings Eurotrib 81, Band 3, Warzsawa, Poland, 21–24 September 2001,
volume 5, pp 371;
[94.] Wang ZG., Cheng X., Nakamoto K., Kobayashi S., Yamazaki K., „Design and
development of a precision machine tool using counter motion mechanisms‖, International
Journal of Machine Tools and Manufacture, 2010, 50(4):357–65;
[95.] Wu Qiong, Liu Wen-ying, Yang Yi-han, „Time series online prediction algorithm
based on least squares support vector machine‖, Journal of Central South University of
Technology, 2007, 5(3):442−446;
[96.] Wu, Z., Dareing, DW., „Non-Newtonian effects of powder–lubricant slurries in
hydrostatic and squeeze-film bearings‖, STLE Tribo. Trans., 2004;37(4):836–42;
Rezumatul tezei de doctorat
80
[97.] Xiaoqiu, X., Junpeng, S., Yunfei, W., „Research on influence of return oil groove
width on temperature field of hydrostatic thrust bearing with multiple oil pads‖, 23 (5)-
2009, 940-943;
[98.] Xue, F., Daisuke, K., Atsushi, M., „The Influence of design parameters hydrostatic
guideways on error averaging effect‖, Journal of the JSPE, 2011, Vol.69, No.9, 1306-
1311;
[99.] Xue, F., Chen, K., Wang, M., „Study on mechanical characteristics of hydrostatic
guidways‖, ASME Journal of Lubrification Tech., 2011, 105:306–10;
[100.] Yanqin, Z., Xiao, Q., „Analysis on influence of oil film thickness on temperature field
of heavy hydrostatic bearing in variable viscosity condition‖, Advanced Materials
Research (AMR), volume 239, 2011, 1418-1421;
[101.] Ye SL, Li DS., „Study on mechanical characteristics of aerostatic bearing with finite
volume method‖, Optics and Precision Engineering, 2008, 16(5):809–14;
[102.] Yoshimoto, S., Anno, Y., Fujimora, M., „Static characteristics of a rectangular
hydrostatic thrust bearing with a self-controlled restrictor employing a floating disk‖,
ASME Journal of Lubrification Tech., 2003, 115:307–11;
[103.] Younes, YK., ―A revised design of circular hydrostatic bearings for optimal pumping
power‖, ASME Journal of Lubrification Tech., 2003, 26(3):195–200;
[104.] Zhao, W.H., Chen, Y.L., „A closed hydrostatic guideway‖, Chinese Patent no.
CN101829904A, 2010;
[105.] Zuk, J., Renkel, H.E., „Numerical Analysis of Flow and Pressure Fields in an
Idealized Spiral Grooved Pumping Seal‖, NASA TN D-6183, 2006;
[106.] ***Catalog REXROTH (Echipamente hidraulice și pneumatice), 2009;
[107.] *** Catalog VICKERS (Echipamente hidraulice de reglaj debite), 2005;
[108.] *** Catalog VOGEL (Regulatoare hidraulice cu membrană), 2005;
[109.] Manualul tehnic de utilizare a analizorului de vibrații SVAN 956;
[110.] Manualul de utilizare RENIHAW, interferometru laser ML 10;
[111.] http://www.mobiusinstitute.com/Alaram.aspxid=2046 standard de vibrații IRD 10816
pentru mașini-unelte.
top related