Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thông số ổ khí tĩnh đến độ cứng vững của ổ trong gia công lỗ nhỏ

Đặt vấn đề
Hiện nay trên thế giới đã có nhiều thành tựu nghiên cứu về ổ khí quay cao
tốc và đã trở thành thương phẩm của một số hãng sản xuất như Westwind,
Excellon, ... Tuy nhiên, việc tính toán thiết kế và đặc biệt là công nghệ chế tạo ổ
khí cao tốc vẫn là bí mật của các hãng sản xuất. Do đó việc nghiên cứu cơ sở lý
thuyết thiết kế chế tạo ổ khí quay cao tốc ở Việt Nam sẽ góp phần nâng cao về
mặt học thuật tiến tới làm chủ thiết kế, làm chủ công nghệ chế tạo, tăng khả năng
nội địa hóa sản phẩm. Vì vậy, trong luận án này xuất phát từ yêu cầu kỹ thuật đặt
ra đối với thông số khí tĩnh của ổ khí ứng dụng trong gia công lỗ nhỏ, tác giả
thực hiện nghiên cứu, tính toán và thiết kế kết cấu của ổ khí quay cao tốc để ứng
dụng lắp trên trục chính của máy khoan.
Đặc điểm cấu tạo của vòng bi khí tĩnh
Ổ khí tĩnh còn được gọi là vòng bi không khí có áp suất từ bên ngoài, coi
rằng áp suất của màng không khí được tạo ra bởi một hệ thống cung cấp không
khí bên ngoài.
Không khí đưa vào khe hở giữa hai bề mặt ổ trục thông qua một hệ thống
máy nén khí qua các bộ lọc và các điều áp và sau đó được thải ra môi trường
xung quanh từ các rãnh thoát ra của khe hở ổ trục.
Màng mỏng hoạt động như chất bôi trơn trong khoảng trống giữa các bộ
phận và bộ phận chuyển động. Trong trạng thái làm việc, các bề mặt chuyển
động và đứng yên của ổ trục khí không tiếp xúc, không chỉ tránh được nhiều vấn
đề của ổ trục thông thường, chẳng hạn như mài mòn và ma sát mà còn mang lại
lợi ích khác biệt cho việc định vị chính xác. Để có được hiệu suất tối ưu của vòng
bi khí tĩnh, khe hở là yêu cầu đủ nhỏ để đảm bảo áp suất. Nói chung, độ hở 5–20
μm được chấp nhận được, không khí cần được lọc tốt để đảm bảo ổ trục hoạt
động tốt. Hơn nữa, việc làm kín và làm sạch vòng bi là rất quan trọng để ngăn
ngừa ô nhiễm. Ngoài ra, sai số hình dáng, kích thước chế tạo của các bề mặt lắp
ghép thường được yêu cầu phải tốt hơn một phần mười chiều cao khe hở, điều
này tạo ra một thách thức đối với khả năng sản xuất. Để đạt được yêu cầu về
dung sai nghiêm ngặt này đối với các bề mặt chịu lực có các hình dạng khác
nhau, bao gồm bề mặt phẳng, bề mặt hình trụ, cần có phương pháp gia thiết kế
đến gia công lắp ráp phải chính xác. Nhìn chung, việc chế tạo và thử nghiệm ổ
trục khí có các yêu cầu về môi trường cao hơn. 
pdf 124 trang phubao 24/12/2022 2120
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thông số ổ khí tĩnh đến độ cứng vững của ổ trong gia công lỗ nhỏ", để tải tài liệu gốc về máy hãy click vào nút Download ở trên.

File đính kèm:

  • pdfluan_an_nghien_cuu_anh_huong_cua_mot_so_thong_so_o_khi_tinh.pdf
  • pdfThông tin đưa lên mạng tiếng Anh.pdf
  • pdfThông tin đưa lên mạng tiếng Việt.pdf
  • pdfTÓM TẮT LUẬN ÁN.pdf
  • pdfTrích yếu luận án.pdf

Nội dung text: Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thông số ổ khí tĩnh đến độ cứng vững của ổ trong gia công lỗ nhỏ

  1. 4.2. THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG TIẾP XÚC CƠ KHÍ CỦA Ổ KHÍ Thực nghiệm nhằm đánh giá khả năng tiếp xúc cơ khí của ổ khí trong các trƣờng hợp không tải ở các tốc độ quay khác nhau. Điều kiện thực nghiệm -Thiết bị và dụng cụ thực nghiệm + Ổ khí quay đã chế tạo theo các nghiên cứu bản vẽ đƣa ra tại chƣơng 3 + Máy nén khí FuSheng model 03 – E sản xuất 3/2012 (áp suất nén max = 10bar) + Bộ lọc khí MODEL: 010 Kích thƣớc : 64,5 mm x 14,6 mm x 14,6 mm Lƣu lƣợng lớn nhất : 11,5 m³/min Áp lực lớn nhất : ≤1,0MPa Bộ lọc khí bao gồm : 1 lọc tinh + 1 lọc thô + 1 siêu tinh + Bộ điều áp chính xác TPC PER2 – 02 – 8k SET PRESS 0.01 ~ 0.8 MPa + 01 Đồng hồ đo thông mạch DE – 960TR + Các quả nặng + Nhiệt độ thực nghiệm: 250C Sơ đồ và trình tự thực nghiệm: Hình 4. 6 Mô hình đo tiếp xúc 72
  2. Nhận xét thực nghiệm: Khi tiến hành cấp khí qua bộ điều áp chính xác TPC PER2 – 02 – 8k cho ổ khí hoạt động, kiểm tra đồng hồ đo sự tiếp xúc giữa trục và bạc của ổ khí khi không có tải và khi đặt các tải trọng lên trục theo phƣơng dọc trục, với áp suất nguồn dƣới 1 bar ở chế độ không tải và áp suất nguồn dƣới 2 bar ở chế độ có tải thì có xuất hiện tiếp xúc cơ khí, kim đồng hồ quay chỉ thị trạng thái thông mạch, giữa trục và bạc đệm khí có điểm chạm. Đối với các áp suất nguồn từ 2÷4 bar ở chế độ không tải đều cho kết quả kim đồng hồ chỉ ở vị trí vô cực (mạch không thông). Đối với các áp suất nguồn cấp vào ổ khí từ 2÷4 bar khi tải trọng dƣới 5kg cho kết quả đồng hồ chỉ ở vị trí vô cực (mạch không thông). Khi đặt tải từ 5kg trở lên thì đồng hồ đo xuất hiện thông mạch. Kết luận ổ khí hoạt động không tiếp xúc cơ khí khi không có tải với áp suất nguồn từ 2÷4 bar. Khi có tải ổ khí hoạt động không tiếp xúc cơ khí với áp suất nguồn cấp 3÷4 bar và tải tác dụng lên ổ khí là dƣới 5kg. Thực nghiệm này cũng minh chứng cho thấy lý thuyết tính toán áp suất mục 2.4 là hoàn toàn phù hợp với thực nghiệm là khe hở giữa trục và bạc nhỏ càng nhỏ thì áp suất càng lớn và ngƣợc lại khe hở giữa trục và bạc lớn thì áp suất giảm. 4.3. THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG TẢI VÀ ĐỘ CỨNG VỮNG CỦA Ổ KHÍ Thực nghiệm nhằm đánh giá khả năng tải và độ cứng vững của ổ khí theo phƣơng dọc trục. Điều kiện thực nghiệm -Thiết bị và dụng cụ thực nghiệm + Ổ khí quay đã chế tạo theo các nghiên cứu bản vẽ đƣa ra tại chƣơng 3 + Máy nén khí FuSheng model 03 – E sản xuất 3/2012 (áp suất nén max = 10bar) + Bộ lọc khí MODEL: 010 của hãng TPC Kích thƣớc : 64,5 mm x 14,6 mm x 14,6 mm Lƣu lƣợng lớn nhất : 11,5 m³/min Áp lực lớn nhất : ≤1,0MPa Bộ lọc khí bao gồm : 1 lọc tinh + 1 lọc thô + 1 siêu tinh + Bộ điều áp chính xác TPC PER2 – 02 – 8k SET PRESS 0,01 ~ 0,8 MPa + 01 cảm biến laser đo dịch chuyển ZX-LD30V độ phân giải 1µm 74
  3. Đầu đo laser Ổ khí quay Bộ hiển thị Qủa nặng Cảm biến áp Điều áp suất Hình 4. 9 Hình ảnh đo tải dọc trục Bảng dữ liệu thực nghiệm thu đƣợc nhƣ sau: Bảng 4. 1 Kết đo khe hở khí giữa vai trục với đệm khí dƣới khi tải trọng dọc trục thay đổi (µm) 0 0,5kg 1kg 1,5kg 2kg 2,5kg 3kg 3,5kg 4kg 4,5kg 5kg Lần đo 1 (µm) 11 10 7 5 4 3 3 2 1 1 0 Lần đo 2 (µm) 12 9 8 6 4 3 2 2 1 1 0 Lần đo 3 (µm) 12 11 8 7 5 3 3 2 1 1 0 Lần đo 4 (µm) 11 10 7 5 4 3 3 2 1 1 0 Lần đo 5 (µm) 10 9 8 6 4 3 2 2 1 1 1 Lần đo 6 (µm) 12 11 7 7 5 3 3 2 1 1 0 Lần đo 7 (µm) 10 9 7 6 4 3 2 2 1 1 0 Lần đo 8 (µm) 11 10 8 7 5 4 3 3 2 1 1 76
  4. 01 cảm biến đo áp suất SPSA1 01 Đầu đo Laser ZX-LDA11-N (ZX-LD30V) của hãng OMRON Corporation đƣợc sử dụng để xác định khoảng cách + Khối V + Các quả nặng tải trọng - Nhiệt độ thực nghiệm: 250C + Mô hình thực nghiệm 1. Ổ khí quay 2. Quả nặng tải trọng 3. Khối V 4. Bàn máp 5. Đồng hồ đo laser Hình 4. 11 Mô hình kiểm tra tải theo phƣơng ngang + Hình ảnh thực nghiệm Đầu đo laser Ổ khí quay Qủa nặng Bộ hiển thị Điều áp Cảm biến áp suất Hình 4. 12 Hình ảnh kiểm tra tải theo phƣơng ngang 78
  5. 14 12 Lần đo 1 10 Lần đo 2 8 Lần đo 3 6 Lần đo 4 4 Lần đo 5 Lần đo 6 2 Dịch chuyển chuyển (micromet) Dịch Lần đo 7 0 Lần đo 8 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Tải trọng F (kg) Hình 4. 13 Đồ thị độ dịch chuyển trục theo phƣơng ngang Nhận xét Khi đặt tải tăng dần từ 1kg đến 7kg thì trục với bạc tiếp xúc. Từ đồ thị ta thấy khi khe hở giảm tức là tải đặt lên lớn hay lực tác động lên theo phƣơng hƣớng tâm tăng. Đồ thị có hình dạng gần nhƣ tuyến tính ta có thể nhận thấy đặc tính của ổ khí giống nhƣ 1 lò xo có độ cứng k Độ cứng hƣớng tâm trung bình của ổ khí là F5 kg kJ k, kg / m N /0 m5 5 zm10 Trong quá trình hoạt động, dƣới tác động của một lực đẩy hƣớng tâm 5N thì trục mới đi lệch vị trí 1 μm. Tức là muốn trục quay hoạt động ổn định trong phạm vi định tâm nhỏ hơn 1μm thì các lực đẩy hƣớng tâm phát sinh bất thƣờng trong quá trình quay phải nhỏ hơn 5N. Độ cứng hƣớng tâm đạt đƣợc so với tính toán mô phỏng ở chƣơng nhỏ hơn với mô phỏng. Nguyên nhân có thể do quá trình gia công chế tạo các lỗ đột thắt và xung điện cƣc rãnh dẫn trên bề mặt trụ độ sâu của các rãnh không đƣợc đều nhau, gia công ở phía trong bề mặt lỗ khó và không chính xác về kích thƣớc, sai lệch hình dạng dọc trục không đều đặc biệt vị trí 2 đầu của lỗ bạc khe hở lớn làm tổn thất khí, không duy trì đƣợc áp suất. Theo công thức tính toán lực nâng theo điện khí tƣơng đƣơng ở chƣơng 2, lực nâng tỷ lệ với bình phƣơng đƣờng kính lỗ đột thắt d1 do đó chỉ cần sai số nhỏ của d1 sẽ dẫn đến thay đổi lớn về lực nâng và độ cứng. 80
  6. Hình 4. 14 Mô hình đo áp suất Hình ảnh thực nghiệm đo áp suất Cảm biến áp Ổ khí quay suất Điều áp Hình 4. 15 Hình ảnh hệ thống đo áp suất Kết quả đo áp suất 82
  7. + Nhiệt độ thực nghiệm: 250C * Hình ảnh gia công Máy CNC mini Ổ khí quay Chi tiết Cảm biến áp suất Máy tính Bộ điều áp Hình 4. 16 Thực nghiệm nguyên công khoan chi tiết trên vật liệu CT3 * Tiến hành thực nghiệm Bƣớc 1: Mũi khoan 1.00 ULL 8730403 đƣợc lắp vào colet và lắp lên trục chính ổ khí quay. Thông số kỹ thuật: Dc = ϕ1.00, Ds = ϕ3.00, l = 6,00, L = 30.00, Số lỗ khoan đƣợc 1000 ÷ 1500 lỗ Hình 4. 17 Mũi khoan 1.00 ULL 8730403 Bƣớc 2: Bật máy nén khí từ máy nén khí FuSheng model 03 – E sản xuất 3/2012 (áp suất nén max = 10bar) qua các bộ điều áp chính xác cung cấp khí vào ổ khí quay. 84
  8. Hình 4. 20 Hình ảnh đo đƣờng kính lỗ trên kính hiển vi Thông số kỹ thuật cơ bản của kính hiển vi đo lƣờng dòng MF (Code No. 176- 686-11) của Trung tâm Đo lƣờng/ Viện Công nghệ: - Vật kính có độ phóng đại 3x - Thị kính có độ phóng đại 10x - Sử dụng đèn chiếu sáng Halogen 12V-50W - Trục Z: dải đo (0-150) mm; độ phân giải đến 0,1 µm; độ chính xác ở 200C bằng (5+0,04L) µm (Với L là chiều dài đo tính bằng mm). - Trục X: dải đo (0-400) mm; độ phân giải đến 0,1 µm; độ chính xác ở 200C bằng (2,2+0,02L) µm. - Trục Y: dải đo (0-300) mm; độ phân giải đến 0,1 µm; độ chính xác ở 200C bằng (2,2+0,02L) µm. * Tiến hành đo Bƣớc 1: Đo đƣờng kính mũi khoan 1.00 ULL 8730403 trên máy đo cho giá trị 1,01 Bƣớc 2: Đo đƣờng kính trung bình bề mặt trên miệng các lỗ đã gia công trên kính hiển vi đo lƣờng dòng MF (Code No. 176-686-11) Bảng 4. 4 Bảng kết quả đo lỗ sau khi khoan Kết quả đo đƣờng Kết quả đo đƣờng Kết quả đo đƣờng kính lỗ (mm) ở tốc kính lỗ (mm) ở tốc kính lỗ (mm) ở tốc STT độ khoan 20000 độ khoan 15000 độ khoan 10000 Vòng/phút Vòng/phút Vòng/phút 1 1.023 1.033 1.047 2 1.026 1.036 1.046 3 1.027 1.037 1.048 4 1.021 1.031 1.042 5 1.025 1.035 1.046 6 1.022 1.032 1.042 7 1.018 1.038 1.048 8 1.025 1.035 1.046 86
  9. cứng vững hƣớng tâm 5 N/μm đảm bảo cho ổ có khả năng định tâm tốt trong quá trình gia công. 3. Áp suất trích trong bề mặt ổ cho thấy quá trình quay với các tốc độ khác nhau hầu nhƣ biến động về áp suất không đáng kể giúp cho trục quay ổn định. Khi tốc độ quay càng cao, độ chính xác gia công càng cao. Lý do là khi vị trí cân bằng đã đƣợc xác lập, trục càng quay nhanh thì mô men quán tính tăng khả năng duy trì quá trình cân bằng càng tốt, áp suất tại một điểm xác định trên bề mặt bạc đệm khí đƣợc trung bình hóa do sự thay đổi tức thời về áp suất quá chậm so với tốc độ quay của trục. Khi xét một điểm trên bề mặt bạc đệm khí, nếu trục quay không tròn thì trong 1 vòng quay, khe hở giữa trục và bạc tại vị trí điểm xét sẽ thay đổi dẫn đến áp suất thay đổi, nhƣng do trục quay quá nhanh dẫn đến quá trình thay đổi áp suất không kịp đáp ứng so với tốc độ quay của trục, nó sẽ duy trì một giá trị áp suất trung bình giữ cho trục có khả năng cân bằng tốt hơn. Kết quả là khi gia công lỗ với đƣờng kính mũi khoan 1.01 cho thấy tốc độ trục chính quay càng cao thì kích đƣờng kính trung bình của lỗ gia công đo đƣợc càng nhỏ, từ đó có thể đánh giá độ dao động tâm quay của ổ khí giảm. 88
  10. HƢỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO 1. Nghiên cứu nâng cao tốc độ quay của ổ khí tĩnh dạng rãnh với lỗ đột thắt trung tâm trên 20.000 vòng/phút, phân tích động lực học và các yếu tố ảnh hƣởng trong vùng tốc độ cao. 2. Nghiên cứu khả năng định tâm và độ cứng vững của ổ khí, các hiện tƣợng khí động học xảy ra khi tốc thay đổi tốc độ từ 20.000 vòng/phút đến 100.000 vòng phút 3. Nghiên cứu nâng cao chất lƣợng bề mặt, các sai lệch hình dáng và vị trí bề mặt của các chi tiết bộ phận trong ổ khí quay cũng nhƣ chất lƣợng lắp ghép bộ đôi, nhằm nâng cao độ chính xác của ổ khí. 90
  11. spindle vibrations in nanomachining,'' Proc IMechE Part B: J Eng. Man Volume: 227 issue: 2, page(s): 281-285. [12] Qiang Gao, Lihua Lu, Wanqun Chen, Guanglin Wang e (2017), ''Optimal design of an annular thrust air bearing using parametric computational fluid dynamics model and genetic algorithms,'' . Proc IMechE Part J: J Eng. Tri. Volume: 232 issue: 10, page(s): 1203-1214. [13] -technology.com/airbearingspindles.html, [Online]. [14] R.Tanase , K Ohtsubo, F.Sugimoto e (2010), ''Development of high precision air bearing spindle,'' 2010 年度精密工学会春季大会学術講演会 講演論文集 N08, page 987-988. [15] [Online]. [16] -bearing-dicing-spindles-full-product-line/, [Online]. [17] Nguy ễn Đắc Lộc e (2007), ''Sổ tay công nghệ chế tạo máy tập 2,'' NXB KHKT. [18] Nguy ễn Ngọc Đào, Hồ Viết Bình, Trần Thế San e 2000, ''Chế độ cắt gia công cơ khí,'' NXB Đà Nẵng. [19] Joong Bae Kim, Sang Jo Lee, Young Pil Park e 1994, ''Development of a drilling process with torque stabilization,'' Journal of Manufacturing Systems, Volume 13, Pages 435-441. [20] C. Dandekar, E. Orady, P. K. Mallick e 2007, ''Drilling Characteristics of an E-Glass Fabric-Reinforced Polypropylene Composite and an Aluminum Alloy: A Comparative Study,'' Journal of manufacturing science and engineering, vol. 129, pp. 1080-1087. [21] Joong -Bae Kim, Sang-Jo Lee, Young-Pil Park e 1994, ''Development of a Drilling Process with torque stabilization,'' Journal of Manufacturing Systems, vol. 13, no. 6, pp.435-441. [22] O. B. Ozdoganlar, R. E. DeVor, S. G. Kapoor e 2002, ''Modeling Chip- Evacuation Forces and Prediction of Chip-Clogging in Drilling,'' Journal of Manufacturing Science and Engineering, vol. 124, no. 3, p. 605. [23] Jeffrey C. Mellinger, O. Burak Ozdoganlar, Richard E. DeVor, Shiv G. Kapoor e 2003, ''Modeling Chip-Evacuation Forces in Drilling for Various 92
  12. gas bearings employing slot restrictors,'' Tribology Volume 5, Issue 3, June 1972, Pages 121-127. [34] T.Nakamura, S.Yoshimoto e (1996), ''Static tilt characteristics of aerostatic rectangular double-pad thrust bearings with compound restrictors,'' Tribology International Volume 29, Issue 2, February 1996, Pages 145-152. [35] H. Mori, H. Yabe, T. Ono e (1965), ''Theory of Externally Pressurized Circular Thrust Porous Gas Bearing,'' Juornal of Fluids Enginneering J. Basic Eng. Sep 1965, 87(3): 613-620. [36] R.Bassani, E.Ciulli, P.Forte e (1989), ''Static behaviour of an integral externally pressurized gas bearing. Comparison with other types of bearing,'' Tribology International Volume 22, Issue 3, June 1989, Pages 177-188. [37] R.Bassani, E.Ciulli, P.Forte e (1989), ''Pneumatic stability of the integral aerostatic bearing: comparison with other types of bearing,'' Tribology International Volume 22, Issue 6, December 1989, Pages 363-374. [38] Kyung GeunBang, Dai GilLee e (2002), ''Design of carbon fiber composite shafts for high speed air spindles,'' Composite Structures Volume 55, Issue 2, February 2002, Pages 247-259. [39] TomokoHirayama, NaomiYamaguchi, ShingoSakai, NoriakiHishida, TakashiMatsuoka, HiroshiYabe e (2009), ''Optimization of groove dimensions in herringbone-grooved journal bearings for improved repeatable run-out characteristics,'' Tribology International Volume 42, Issue 5, May 2009, Pages 675-681. [40] Masayuki Ochiai, Naoya Kato, Hiromu Hashimoto e (2018), ''Groove Shape Optimization of Thrust Air Bearing for Small Size Spindle Considering the Processing Errors,'' ASME-JSME 2018 Joint International Conference on Information Storage and Processing Systems and Micromechatronics for Information and Precision Equipment ISPS-MIPE2018-8549, V001T02A002; 3 pages. [41] Lihua Lu, Qiang Gao, Wanqun Chen, Guanglin Wang e (2017), ''Multi- physics coupling analysis of an aerostatic spindle,'' Advances in Mechanical Engineering, Mec. Eng. 2017, Vol. 9(6) 1–8. [42] Federico Colombo, Luigi Lentini, Terenziano Rapare e (2017), ''Actively compensated aerostatic thrust bearing: design, modelling and experimental 94
  13. progress of intelligent spindles: A review,'' International Journal of Machine Tools and Manufacture Volume 112, January 2017, Pages 21-52. [52] TimoDörgeloh, OltmannRiemer, EkkardBrinksmeier e (2018), ''Automated microfluidic balancing system for high speed air-bearing spindles,'' Procedia CIRP Volume 77, Pages 263-266. [53] S.ZHOU, J.SHI e (2002), ''Optimal one-plane active balancing of a rigid rotor during acceleration,'' Journal of Sound and Vibration Volume 249, Issue 1, 3 January 2002, Pages 196-205. [54] Hongrui Cao, Timo Dörgeloh, Oltmann Riemer, Ekkard e (2017), ''Adaptive separation of unbalance vibration in air bearing spindles,'' ScienceDirect December 2017 Procedia CIRP 62:357-362. [55] Nguy ễn Tiến Thọ e (1976), ''Nghiên cứu chế tạo bộ đôi siêu chính xác,'' Nghiên cứu chế tạo bộ đôi siêu chính xác. [56] Vũ Toàn Thắng e (2006), ''Xây dựng phương pháp đo sai lệch độ tròn của các chi tiết cơ,'' Luận án tiến sỹ kỹ thuật. [57] T ạ Thị Thúy Hƣơng, Trƣơng Công Tuấn, Trần Nguyên Hùng, Vũ Toàn Thắng e (2014), ''Research in design the structures to improve the quality of the air rotary table using in roundness measuring machine,'' Hội thảo quốc tế lần thứ 15 về Eco-materials Processing and Design - ISEPD2014, Trƣờng đạo học Bách Khoa Hà Nội. [58] Vũ Văn Duy, Nguyễn Văn Tân, Đoàn Mạnh Hƣng, Trần Nguyên Hùng, Trƣơng Công Tuấn, Vũ Toàn Thắng e (2014), ''Design and manufacturing the air rotary bearing using in standard moment machine,'' Hội thảo quốc tế lần thứ 15 về Eco-materials Processing and Design - ISEPD2014, Trƣờng đạo học Bách Khoa Hà Nội. [59] G. Belforte, Gabriella Eula e (2012), ''Smart Pneutronic Equipments and Systems for Mechatronic Applications,'' December 2012 Control Engineering and Applied Informatics 14(4):70-79. [60] NaokiOiwa, MasayaMasuda, TomokoHirayama, TakashiMatsuoka, HiroshiYabe e (2012), ''Deformation and flying height orbit of glass sheets on aerostatic porous bearing guides,'' Tribology International Volume 48, April 2012, Pages 2-7. [61] Jooho Hwang, Chun-Hong Park, Seung-Woo Kim e (2009), ''Estimation 96
  14. Manufacturing Engineers; 1992.p. 580–1. [73] Powell JE, Moye MH, Dwight PR e (1963), ''Fundamental theory and experiments on hydrostatic air bearings,'' Proceedings of the Lubrication and Wear Con vention, 1963, Institution of Mechanical Engineers. [74] Wilcock DF e (1965), ''Design and performance of gas-pressurized spherical, space-simulator bearings,'' J Basic Eng 1965;87(3):604–12. [75] Wunsch HL e (1961), ''The design of air bearing and their application to measuring instruments and machine tools,'' Int J Mach Tool Des Res 1961;1:198–212. [76] William A. Gross e (1982), ''Fluid Film Lubrication,'' Wiley-Interscience publication University California. [77] Liu T, Liu Y, Chen S e (1990), ''Aerostatic lubrication,'' Harbin Institute of Technology press. [78] Chundong Xu, Shuyun Jiang e (2015), ''Dynamic Analysis of a Motorized Spindle With Externally Pressurized Air Bearings,'' Journal of Vibration and Acoustics Volume 137, Issue 4 Aug 2015, 137(4): 041001 (16 pages). [79] Ninh Đức Tốn e (2016), ''Dung sai lắp ghép,'' NXB giáo dục. [80] Đinh Bá Trụ, Hoàng Văn Lợi e (2003), ''Hướng dẫn sử dụng phần mềm Ansys,'' NXB Khoa học kỹ thuật. [81] Zhou S, Shi J e (2002), ''Optimal one-plane active balancing of a rigid rotor during acceleration,'' Journal of Sound and Vibration Volume 249, Issue 1, 3 January 2002, Pages 196-205. [82] twind/support/technical-papers/air- bearing-benefits/, [Online]. [83] Kyung GeunBang, Dai GilLee e (2002), ''Thrust bearing design for high- speed composite air spindles,'' Composite Structures Volume 57, Issues 1–4, July 2002, Pages 149-160. [84] Ding -WenYang, Cheng-HsienChen, YuanKang, Ren-MingHwang, Shyh- ShyongShyr e (2009), ''Influence of orifices on stability of rotor-aerostatic bearing system,'' Tribology International Volume 42, Issue 8, August 2009, Pages 1206-1219. [85] Eunho Sung, Chang-hoon Seo, Hyunmin Song, Byungjoo e (2019), ''Design 98
  15. DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN 1. Trƣơng Minh Đức, Vũ Toàn Thắng, Lê Công Du, Nguyễn Anh Tuấn, (2017) “Giải pháp khắc phục rung động của đệm khí phẳng ứng dụng trong ổ khí quay cao tốc” Tạp chí Cơ khí Việt Nam số 11 năm 2017 2. Trƣơng Minh Đức, Vũ Toàn Thắng, Nguyễn Anh Tuấn, (2017) “Tính toán mô phỏng sự phân bố áp suất của đệm khí trụ ứng dụng trong ổ khí quay cao tốc”, Tạp chí Cơ khí Việt nam số 11 năm 2017, 3. Truong Minh Duc, Vu Van Quang, Vu Toan Thang, Le Cong Du, (2017) “A research of stabilization for high speed air bearing spindles” Journal of Engineering and Science Research 1 (2), e-ISSN: 2289-7127, (228-233), 4. Vu Toan Thang*, Truong Minh Duc, Nguyen Trong Dat, Nguyen Thanh Trung and Vu Thanh Tung, (2020) “Simulation in design air spindle with orifice and distribution grooves” ISI Q4, 8/2020, International Journal of Modern Physics B, ISSN 0217-9792, 100
  16. PL2. Kết quả kiểm tra chi tiết trục 102
  17. PL4. Kết quả kiểm tra chi tiết bạc 104
  18. PL6. Kết quả kiểm tra chi tiết nắp 106
  19. PL6. Kết quả kiểm tra lỗ đƣờng kính 1 108
  20. PL11. Bản vẽ chi tiết nắp 110
  21. N520G00Z-0.100 N1880G00Z-1.460 N530G1Z-0.320F200.0 N1890G1Z-1.680F200.0 N540G00Z-0.120 N1900G00Z-1.480 N550G1Z-0.340F200.0 N1910G1Z-1.700F200.0 N560G00Z-0.140 N1920G00Z-1.500 N570G1Z-0.360F200.0 N1930G1Z-1.720F200.0 N580G00Z-0.160 N1940G00Z-1.520 N590G1Z-0.380F200.0 N1950G1Z-1.740F200.0 N600G00Z-0.180 N1960G00Z-1.540 N610G1Z-0.400F200.0 N1970G1Z-1.760F200.0 N620G00Z-0.200 N1980G00Z-1.560 N630G1Z-0.420F200.0 N1990G1Z-1.780F200.0 N640G00Z-0.220 N2000G00Z-1.580 N650G1Z-0.440F200.0 N2010G1Z-1.800F200.0 N660G00Z-0.240 N2020G00Z-1.600 N670G1Z-0.460F200.0 N2030G1Z-1.820F200.0 N680G00Z-0.260 N2040G00Z-1.620 N690G1Z-0.480F200.0 N2050G1Z-1.840F200.0 N700G00Z-0.280 N2060G00Z-1.640 N710G1Z-0.500F200.0 N2070G1Z-1.860F200.0 N720G00Z-0.300 N2080G00Z-1.660 N730G1Z-0.520F200.0 N2090G1Z-1.880F200.0 N740G00Z-0.320 N2100G00Z-1.680 N750G1Z-0.540F200.0 N2110G1Z-1.900F200.0 N760G00Z-0.340 N2120G00Z-1.700 N770G1Z-0.560F200.0 N2130G1Z-1.920F200.0 N780G00Z-0.360 N2140G00Z-1.720 N790G1Z-0.580F200.0 N2150G1Z-1.940F200.0 N800G00Z-0.380 N2160G00Z-1.740 N810G1Z-0.600F200.0 N2170G1Z-1.960F200.0 N820G00Z-0.400 N2180G00Z-1.760 N830G1Z-0.620F200.0 N2190G1Z-1.980F200.0 N840G00Z-0.420 N2200G00Z-1.780 N850G1Z-0.640F200.0 N2210G1Z-2.000F200.0 N860G00Z-0.440 N2220G00Z-1.800 N870G1Z-0.660F200.0 N2230G1Z-2.020F200.0 N880G00Z-0.460 N2240G00Z-1.820 N890G1Z-0.680F200.0 N2250G1Z-2.040F200.0 N900G00Z-0.480 N2260G00Z-1.840 N910G1Z-0.700F200.0 N2270G1Z-2.060F200.0 N920G00Z-0.500 N2280G00Z-1.860 N930G1Z-0.720F200.0 N2290G1Z-2.080F200.0 N940G00Z-0.520 N2300G00Z-1.880 N950G1Z-0.740F200.0 N2310G1Z-2.100F200.0 N960G00Z-0.540 N2320G00Z-1.900 N970G1Z-0.760F200.0 N2330G1Z-2.120F200.0 112