contribuŢii privind ÎmbunĂtĂŢirea · rezumatul tezei de doctorat prefață prezenta lucrare de...

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, [email protected]

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


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


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


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


27/14

27/15


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.......................................................................................................


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


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


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


100/42

5.2 Analiza experimentală a influenței valorii presiunilor din buzunare asupra


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.


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].


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


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


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.


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]


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.


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.


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


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].


11

Fig. 2.8 Schema de sustentație hidrostatică a mașinii de rectificat cu ax vertical RSG 2200 [ZIMMERMAN, Germania]


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]


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


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


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


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].


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].


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]


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)


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


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


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


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:


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


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


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


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:


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


27

Fig. 3.15 Variația forței portante Fp în funcție de parametrii hm și s


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:


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:


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


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:


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


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


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


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


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


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


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


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


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.


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


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


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


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.


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)


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


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.


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


46

Fig. 5.8 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic deschis corespunzătoare


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.


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


a)

b)

c)


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



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].


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


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


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.


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]


51


impulsionale de 20 [daN], 40 [daN], 60 [daN] și valorii 1.5 a rezistențelor hidraulice


impulsionale de 20 [daN], 40 [daN] , 60 [daN] și valorii 2 a rezistențelor hidraulice



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]


52



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



-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]


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


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



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


presiunii de 5 și 2.5 [bar] din buzunarele hidrostatice


presiunii de 5 [bar] din buzunarele hidrostatice


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]


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.


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


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.



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]


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]


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


5.3.1 Rezultatele experimentale pentru cazul ghidajului hidrostatic deschis solicitat la


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.


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]



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



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


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;



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.



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



64

Fig. 5.37 Variația rigidității statice a ghidajului hidrostatic închis solicitat centric




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



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.


66


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]



-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]


67




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.



-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)


68


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)


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.


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].


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


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.


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;


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);


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;

http://www.scientific.net/Participant/PaperEdit/2981?PaperId=381570



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;


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


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;


Hydraulic Resistances on the Hydrostatic Guideways Stiffness‖, Applied Mechanics and

Materials, IMANE, 2014 (acceptat spre publicare);


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;





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;


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;


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.

http://www.mobiusinstitute.com/Alaram.aspxid=2046

contribuŢii privind ÎmbunĂtĂŢirea · rezumatul tezei de doctorat prefață prezenta lucrare de...

Documents