Багатокритеріальний структурно-параметричний синтез машинобудівних конструкцій

Після цього, для кожного з альтернативних варіантів КЗМ за формулою (5) були обчислені значення функції сумарної корисності при таких вагових коефіцієнтах часткових критеріїв якості: точності спрацювання -- 0,6, перевищення номінального крутного моменту після спрацювання -- 0,2, габаритних розмірів -- 0,1 і складності конструкції -- 0,1.

За обчисленими значеннями функції сумарної корисності і вартості кожного з альтернативних варіантів КЗМ, побудовано поле вибору КЗМ.

З рисунка видно, що для подальшого конструювання доцільно обрати муфту 1, якщо потрібно спроектувати КЗМ з найвищою питомою ефективністю, і муфту 4, якщо поставлена задача досягнути максимального рівня технічних характеристик при обмеженні на вартість виробу (150 грн). Конструкція 4 -- КЗМ з трьома пружинами і конструктивними параметрами =56⁰, R_T=25 мм, r=40 мм, b_k=10 мм, h_k=4 мм, d=9 мм, D=90 мм, N=10, =85 мм має найвищу точність спрацювання, найменші коефіцієнт перевищення номінального моменту після спрацювання і габарити.

Порівняльний аналіз отриманих результатів з даними оптимізації КЗМ за інтегральним критерієм якості показав, що рекомендований у літературі діапазон зміни оптимального значення кута профілю кулачків в межах 45⁰ -- 60⁰ є занадто широким. Встановлено, що зміна в межах 15⁰, за інших однакових умов, призводить до зростання сили притискання півмуфт у 2,13 рази, маси пружини -- в 2,57 рази, осьових розмірів муфти -- в 1,7 рази. Крім цього, в 1,24 рази збільшується коефіцієнт перевищення номінального моменту після спрацювання муфти. Таке істотне погіршення інших часткових критеріїв якості КЗМ за практично сталого значення коефіцієнта точності спрацьовування обумовлено малою чутливістю останнього до зміни параметрів КЗМ у широкому околі точки екстремуму й істотною чутливістю до цього решти критеріїв.

Запропоновані оптимізаційна математична модель і метод багатокритеріального структурно-параметричного синтезу дають можливість підібрати оптимальну структуру та співвідношення конструктивних параметрів КЗМ для заданих умов її роботи.

У четвертому розділі запропоновані динамічні та математичні моделі складної МБК -- пневмоприводу з інерційним навантаженням. Привід розглянуто як систему зі змінною структурою, досліджено його характеристики на різних режимах роботи. Проаналізовано вплив податливості ланок і місця розташування гальмового пристрою (ГП) та тертя в рухомих з'єднаннях на тривалість робочого циклу й динамічну точність позиціювання. Досліджено процес гальмування і позиціонування пневмоприводу за допомогою гальмових пристроїв різної структури та принципу дії. Обрунтовані визначальні характеристики пневмоприводу і сформульовані критерії оцінки його якості.

Однокоординатна математична модель. Для дослідження впливу осьової податливості ланок пневмоприводу на його динамічні характеристики розглянуто тримасну пружно-коливну систему. Система диференціальних рівнянь руху мас пневмоприводу така:

m₁(d²x₁/dt²)=F_1p; m₂(d²x₂/dt²)=F_2p; m₃(d²x₃/dt²)=F_3p;

dp₁/dt=(k/x₁)[G_p1RT₁/A₁-p₁(dx₁/dt)]; (14)

dp₂/dt=[k/( s+2x₀-x₁)][G_p2RT₂/A₂+p₂(dx₁/dt)],

де х₁, х₂ i х₃ -- лінійні переміщення мас m₁, m₂ i m₃; p₁ і p₂ -- тиск повітря відповідно у робочій та випускній порожнинах; А₁ і А₂ -- площі поршня відповідно з боку робочої порожнини і порожнини випуску; G_р1 і G_р2 -- витрати повітря, яке надходить з магістралі та витікає з випускної порожнини; k -- показник адіабати; R -- газова стала; Т₂ і T₁ -- абсолютна температура повітря, яке надходить з магістралі та витікає з випускної порожнини; p_м -- тиск повітря в магістралі; s -- повний хід поршня; х₀ -- зведений зазор у пневмоциліндрі.

Рівнодійні сили F_1р, F_2р i F_3р у правих частинах перших трьох рівнянь системи (14) мають вигляд:

F_1p=p₁A₁-p₂A₂-F_T1-F_G-₁(dx₁/dt-dx₂/dt)-₂(dx₁/d_t-dx₃/dt)-c₁(x₁-x₂)-c₂(x₁-x₃); (15)

F_2p=₁(dx₁/dt-dx₂/dt+c₁(x₁-x₂)-F_T2-F_G ; (16)

F_3p=₂(dx₁/dt-dx₃/dt+c₂(x₁-x₃)-F_G , (17)

де ₁ i ₂ -- коефіцієнти дисипації енергії в матеріалі штока 4 та штанги 2; F_T1=_T(p₁A₁-p₂A₂) -- зведена сила тертя в зоні контакту поршня 3 з поверхнею циліндра; F_T2 -- сила тертя між масою m₂ і напрямною; F_G -- сила опору ГП.

При взаємодії ГП з масою m₂ в рівняннях (16) і (17) F_G=0. У випадках, коли з конструктивних міркувань не вдається забезпечити взаємодію ГП з масою m₂ (наприклад, механізм радіального переміщення захвата ПР), його встановлюють на корпусі ПЦ і забезпечують зв'язок зі штоком додатковою штангою 2. У такому випадку F_G=0 в рівняннях (16) і (17). При достатньо великій жорсткості штанги 2, або встановленні ГП у поршні F_G=0 у рівняннях (17) та (18).

Диференціальні рівняння (14) разом з (15) -- (17) утворюють однокоординатну математичну модель лінійного пневмоприводу з інерційним навантаженням. З її використанням здійснено комп'ютерне моделювання динаміки пневмоприводу з такими параметрами: m₁=1 кг; m₂=20 кг; m₃=0,5 кг; c₁=c₂=8500 Н/м; f₁=f₂=0,001 м²; р_м=0,4 МПа; f_T=0,15; F_T2=0,001. Вважалося, що гальмування приводу здійснюється ГП квазінульової жорсткості. Розрахунки проводилися для трьох варіантів взаємодії ГП з елементами приводу (m₁, m₂ i m₃).

З графіків видно, що динаміка пневмоприводу з інерційним навантаженням істотно залежить від місця прикладання гальмівної сили. При цьому найкращий режим роботи реалізується при взаємодії ГП з РО -- масою m₂. При взаємодії ГП з іншими елементами пневмоприводу підхід РО до точки позиціювання відбувається з коливаннями, а динамічні навантаження в штоці на стадії гальмування в 1,5 -- 2 рази перевищують навантаження, що виникають на стадії розгону. Характер зміни переміщення, швидкості та пришвидшення маси m₁ має яскраво виражений коливний характер незалежно від місця прикладання гальмівної сили. Неправильний вибір конструктивних параметрів пневмоприводу, зокрема жорсткості ланок і закону зміни гальмівної сили, призводить до ще істотніших коливань РО, що збільшує тривалість робочого циклу і зменшує швидкодію приводу загалом.

Отже, оскільки конструктивно реалізувати взаємодію ГП з РО вдається тільки в окремих випадках, то при синтезі пневмоприводів з інерційним навантаженням потрібно обов'язково враховувати податливість ланок, які з'єднують ГП з РО і застосовувати для цього відповідні математичні моделі.

Двокоординатна математична модель. Для оцінки впливу поперечних коливань штока ПЦ з масою на кінці на динамічні характеристики приводу розглянуто два режими роботи -- висунення і втягування штока.

Рівняння руху мас пневмоприводу m₁ і m₂ вздовж осі х та маси m₂ вздовж осі y під дією осьової сили F мають вигляд:

m(d²x/dt²)+(dx/dt-dx_3-/dt)+c(x- x_3-)=F, (=1,2);

m₂(d²y₂/dt²)+(dy₂/dt)+[3EJ/L₀-(m₂/L_k)(d²x₂/dt²)]y² =-m₂g, (18)

де с -- жорсткість штока при розтягу; ? -- коефіцієнт дисипації енергії; L₀=l(l_k+x₂)², L_k=l_k+x₂ -- при висуненні штока; L₀=l(l-a₀-x₁)², L_k=l-a₀-x₁ -- при втягуванні штока.

З використанням (18) здійснено комп'ютерне моделювання динаміки приводу при різних значеннях його конструктивних параметрів і рушійної сили. Аналіз результатів моделювання засвідчив, що характер руху маси на кінці штока, за інших однакових умов, істотно залежить від режиму роботи приводу (висунення чи втягування штока) і швидкості руху штока. При висуненні останнього маса m₂, коливаючись у вертикальній площині, повільно опускається, і в кінці робочого ходу амплітуда перевищує максимальний статичний прогин. Зі збільшенням швидкості руху поршня вертикальні коливання маси m₂ розпочинаються після досягнення нею точки позиціонування у кінці робочого ходу, тобто за нульових початкових умов, бо система не встигає зреагувати на інерційне збурення. При втягуванні штока маса m₂, коливаючись у вертикальній площині, піднімається з положення максимального статичного прогину, наближаючись до положення геометричної осі штока, а амплітуда відповідних коливань прямує до нуля. Тривалість спрацьовування приводу при цьому перевищує відповідний час при висуненні штока в 1,75 рази.

Забезпечивши конструктивно максимальний статичний прогин вільного кінця штока у крайньому висунутому положенні в межах 0,5 від допустимого, поперечні коливання маси, зосередженої на його кінці, можна не враховувати і для динамічного аналізу та синтезу застосовувати однокоординатні математичні моделі. В інших випадках треба застосовувати двокоординаті математичні моделі.

У розділі також розроблені відповідні математичні моделі й досліджено динаміку лінійного та обертального пневмоприводу з ГП різної будови (гідравлічним, квазінульової жорсткості та торсіонного типу). Побудована математична модель пневмоприводу, яка враховує коливання робочого органа після позиціювання поршня у заданій точці. Встановлено, що при великому інерційному навантаженні тертя в кінематичних парах пневмоприводу істотно впливає на його динамічні характеристики і вибір конструктивних параметрів ГП (наприклад, зміна зведеного коефіцієнта тертя на 0,7 % приводить, за інших однакових умов, до зменшення швидкості поршня у точці позиціювання в 1,6 рази). Застосування для гальмування рухомих мас пневмоприводу комбінованих ГП -- квазінульової жорсткості та торсіонного типу з пневматичними та гідравлічними демпферами -- дає можливість збільшти відповідно на 20 -- 30 % і 50 -- 60 % гальмівну силу ГП, не змінюючи його розмірів, але ускладнює конструкцію. Тривалість заспокоєння робочого органа пневмопривідних ПР великої і середньої вантажопідйомності в точці позиціювання істотно залежить від зведеної жорсткості проміжних ланок приводу та характеру зміни гальмівної сили. При певному співвідношенні конструктивних параметрів вона є сумірною з тривалістю спрацьовування приводу.

У п'ятому розділі на основі результатів проведеного вище аналізу сформульовані принципи побудови і розроблена конструкція УПМЛП. Привід володіє адаптивними властивостями і може працювати з різними масами та позиційною системою керування. Розроблені модифікації УПМЛП з гальмовим пристроєм оболонкового та важільного типів, додатковим ходовим гвинтом всередині штока та електромагнітним керуванням рухом поршня на робочому ході. Побудовані динамічна й математична моделі УПМЛП, досліджені його характеристики.

УПМЛП -- це механічна система зі змінною структурою. До спрацювання заклинювального пристрою 13 рівняння руху штока УПМЛП має вигляд:

(m₁+m+G₀/g)(d²x/dt²)=p₁A₁-p₂A₂-F_A-F_B-F_ф, (19)

де m₁ -- зведена маса поршня і штока; m -- зведена маса захвата; G₀ -- вага штока; р₁, р₂ -- тиск у порожнинах ПЦ; А₁, А₂ -- площі поршня у безштоковій та штоковій порожнинах; F_A i F_B -- сили тертя між поршнем та циліндром і між штоком та циліндром; F_ф -- сила опору фрикційного гальмового пристрою (ФГП).

Після спрацювання заклинювального пристрою диференціальні рівняння руху УПМЛП є такими:

(m₁+m)(d²x/dt²)=p₁A₁-p₂A₂-F_T-F_A-F_B-c₂(x₂-x)-₂(dx/dt-dx₂/dt);

(m₂+m_д)(d²x₂/dt²)= c₂(x-x₂)+₂(dx/dt-dx₂/dt)-c_дx₂-_д(dx₂/dt), (20)

де m₂ -- маса каретки приводу; m_д -- маса штока ГА; с₂ -- жорсткість додаткової штанги; ₂, _д -- коефіцієнти дисипації енергії; с_д -- жорсткість пружини ГА.

Диференціальні рівняння для визначення тиску повітря в робочих порожнинах ПЦ і ФГП мають вигляд:

dp₁/dt=1/(x₀-x){((RT)^0,5/(2A₁)){[1+sign(p_м-p₁)]₁S₁₁p_м-

-[1-sign(p_м-p₁)]₁S₁₁p₁}p₁dx/dt}; (21)

dp₂/dt=1/(s+2x₀-x){((RT)^0,5/(2A₂)){[1-sign(p₂-p_a)]₂S₂₂p_a-

-[1+sign(p₂-p_a)]₂S₂₂p₂}+p₂dx/dt}; (22)

dp₃/dt=((RT)^0,5/(2V₃)){[1+sign(p_м-p₃)]₃S₃₃p_м-

-[1-sign(p_м-p₃)]₃S₃₃p₃-[1+sign(p₃-p_a)]₄S₄(t)₄p₃+

+[1-sign(p₃-p_a)]₄S₄(t)₄p_a}. (23)

Коефіцієнти режиму витікання повітря з і-тої порожнини:

_i=0,52,15[1+sign(_i-1,893)]+0,5q_i[1-sign(_i-1,893)], _i=(p/p^*)^sign(p-p*); (24)

q_i={(2gk/(k-1))[(_i^-1)^2/k-(_i^-1)^(k+1)/k]}^0,5 , (25)

де S_і -- площі поперечного перерізу отворів відповідної порожнини, через які повітря поступає чи витікає; і=1, 2, ..., 4 -- номери порожнин. Рівняння (25), (26) визначають параметр _і при витіканні повітря за надкритичним і підкритичним режимами незалежно від напряму його руху.

Сила опору переміщенню штока з боку ФГП залежить від величини тиску повітря в робочій порожнині цього пристрою і параметрів вузла тертя. Для ФГП оболонкового типу вона визначається за формулою:

F_ф=p₃a_jl_jtj, (26)

де р₃ -- тиск повітря у порожнині ФГП; a_j i l_j -- ширина й довжина j-тої пластини; _tj -- коефіцієнт тертя між штоком і j-тою пластиною; m_t -- кількість пластин.

Сили тертя в кінематичних парах УПМЛП визначаються так:

F_A=[G₁+G₂(1-la^-1)-Ma^-1+G₀(1-l/(2a))]₁sign(dx/dt);

F_B=[G₂la^-1+Ma^-1+G₀l/(2a)]₂sign(dx/dt), (27)

де G₁, G₂, G₀ -- відповідно вага поршня, робочого органа і штока; ₁ i ₂ -- коефіцієнти тертя між поршнем і гільзою пневмоциліндра та між штоком і ущільненням.

Рівняння (19) -- (27) утворюють математичну модель УПМЛП з ГА і ФГП оболонкового типу. Аналогічні математичні моделі розроблені й для інших альтернативних варіантів УПМЛП, зокрема з важільним ФГП та ГП квазінульової жорсткості. Вони є основою для формування альтернативних варіантів УПМЛП.

У шостому розділі за допомогою розроблених методу й алгоритму в умовах невизначеності ситуації здійснено багатокритеріальний структурно-параметричний синтез УПМЛП. Як альтернативні структури були розглянуті такі УПМЛП: 1 -- з ГА, 2 -- з ГА та ФГП оболонкового типу, 3 -- з ГА та ФГП важільного типу, 4 -- з ФГП та ГП квазінульової жорсткості.

На першій стадії синтезу базової структури функція мети мала вигляд:

f(x^*)=min(E_сп/t_c(x)), (28)

де Е_сп -- енергія, затрачена на спрацювання приводу; t_c -- час спрацювування.

Параметричні обмеження, накладені на конструктивні параметри пневмоприводу, записувалися у вигляді нерівностей:

D_{n min}D_n D_{n max}; d_mind d_max; a₀a a_max; d_0mind₀ d_0max, (29)

де D_{n min}, D_{n max} -- мінімальне та максимальне значення діаметра поршня; d_min, d_max -- мінімальне та максимальне значення діаметра штока; a₀, a_max -- мінімальне й максимальне значення міжопорної віддалі; d_0min, d_0max -- мінімальне та максимальне значення діаметра впускного й випускного отворів ПЦ. пневматичний інерційний привід

Час спрацювання t_с визначався розв'язуванням диференціальних рівнянь руху пневмоприводу, наведених у розд. 4. У результаті розв'язання оптимізаційної задачі (28), (29) отримані змінні конструктивні параметри ПЦ (базової структури), які при заданих сталих параметрах приводу забезпечують мінімальне співвідношення підведеної зовні енергії та часу його спрацювання.

На другій стадії синтезу були враховані п'ять часткових критеріїв якості УПМЛП: m_пр -- маса, V_пр -- габаритні розміри, _пр -- коефіцієнт корисної дії, складність конструкції, Ц_сп -- вартість. Час спрацювання альтернативних варіантів УПМЛП визначався розв'язуванням відповідних диференціальних рівнянь руху штока ПЦ і рухомих мас приводу, наведених у розд. 5.

На цій стадії оптимізації функцію мети j-го альтернативного варіанта УПМЛП спочатку подавали у вигляді зваженої суми трьох часткових критеріїв якості:

f_j(x)=₁m_пр(x)+₂V_пр(x)+_3пр(x) j=1,2,…,m_s, (30)

де ₁, ₂, ₃ -- вагові коефіцієнти часткових критеріїв якості, зокрема маси, габаритів і коефіцієнта корисної дії.

Час спрацювання УПМЛП було переведено в ранг функціональних обмежень, які загалом мали такий вигляд:

t[t_c]; a_max[a]; v[v], (31)

де a_max, [a] -- відповідно максимальне та граничне пришвидшення рухомих мас УПМЛП на стадії гальмування; v, [v] -- відповідно швидкість і граничне значення швидкості рухомих мас УПМЛП у точці позиціонування.

Розрахунки проведено за таких заданих умов проектування і сталих параметрів: m=40 кг; s=0,5 м; [t_с]=0,8 с; [a]=50 м/с²; [v]=0,1 м /с; =7100 кг/м³; E=2,110⁵ МПа; G=810⁴ МПа; s=0,5 м; []=200 МПа; [f]=0,2 мм; []=2 град; k=1,4; р_м=0,4 МПа; p_a=0,1 МПа; ₁=₂=₃=0,08; T_м=295 ⁰С.

У результаті розв'язання оптимізаційної задачі (30), (31) отримана множина альтернативних варіантів УПМЛП. Далі вони були проранговані за складністю так: УПМЛП у вигляді ПЦ з ГА без ФГП був присвоєний рівень складності 1; у вигляді ПЦ з ФГП оболонкового типу і ГА -- 2; у вигляді ПЦ з ФГП важільного типу -- 3; у вигляді ПЦ і ФГП квазінульової жорсткості -- 4.

Для кожного з альтернативних варіантів УПМЛП формувалася матриця критеріїв якості A_j=||x^j_qi||, де i=1,2,…, 3; j=1,2,…, m_s; q=1,2,…, k_s. Кожній матриці A_j ставилася у відповідність матриця корисності критеріїв W_j=||w^j_qi||. Для її побудови спочатку будувалися залежності функцій корисності часткових критеріїв від їхніх значень.

Опрацювавши експертні оцінки, отримали такі залежності функцій корисності часткових критеріїв якості від їхніх значень: w^j_q1=0,4918m_пр²-1,2184 m_пр+0,9778 -- для оцінки маси; w^j_q2=0,3292V_пр²-1,9245V_пр+2,4595 -- для оцінки габаритів; w^j_q3=1,8577_пр²-0,6455_пр+0,0197 -- для оцінки к.к.д; w^j_q4=0,1s_k²-0,836s_k+1,714 -- для оцінки складності конструкції. Після цього, для кожного з варіантів УПМЛП за формулою (5) обчислювалися значення функції сумарної корисності для таких вагових коефіцієнтів часткових критеріїв якості: маси -- 0,3; габаритів -- 0,2; к.к.д. -- 0,4 і складності конструкції -- 0,1. Вартість альтернативних варіантів УПМЛП розраховувалася методом зведення до базового вузла.

У результаті обчислення функції сумарної корисності та вартості альтернативних варіантів, отримано поле вибору УПМЛП, на якому зображені найкращі значення для розглянутих альтернативних структур УПМЛП.

З рисунка видно, що найбільше значення питомої ефективності має конструкція за номером 2 -- УПМЛП з ГА і ФГП оболонкового типу з конструктивними параметрами: А₁=0,02 м²; А₂=0,01 м²; x₀=0,003 м; f₁=2,8210^-5 м²; f₂=5,0210^-5 м²; а=0,065 м; D_п=0,160 м; D₀=0,120 м; l₀=0,08 м. На ПЦ встановлено амортизатор ГА 10-1 з такими характеристиками: діаметр поршня d=0,02 м; хід поршня s_d=0,032 м; ширина кільцевого зазору, через який протікає рідина в ГА, становить 1,6 мм. Отже, за заданих умов роботи для подальшого конструювання доцільно обрати УПМЛП з ГА і ФГП оболонкового типу.

Результати моделювання динаміки УПМЛП з наведеними вище параметрами показують, що процес гальмування рухомих мас відбувається плавно, без коливань, при підході до точки позиціювання, а швидкість у кінці стадії гальмування v_к=0,09 м/с, максимальне пришвидшення a=-45 м/с², час спрацьовування t_c=0,56 с не перевищують їхніх допустимих значень. Це свідчить про правильний вибір структури і конструктивних параметрів УПМЛП.

У сьомому розділі наведені результати експериментального дослідження та перевірки адекватності математичних моделей розглянутих МБК -- запобіжних муфт з профільним замиканням та пневматичного приводу. Встановлено, що розроблені в дисертації математичні моделі адекватно описують динамічні процеси у пневмоприводі і їх можна застосовувати при проектуванні реальних конструкцій. Так, зокрема, порівняння результатів числового моделювання (штрих-пунктирні лінії) та експериментального дослідження (суцільні лінії -- осцилограми процесу спрацьовування) пневмоприводу, побудованого на пневмоциліндрі DUDK 50/350 (тиск повітря в магістралі живлення р_м=0,6 МПа, діаметр поршня d₁=35 мм, діаметр штока d₂=35 мм, робочий хід s=350 мм, гальмівний шлях s_г=19 мм, зведена маса рухомих ланок m=46 кг, площі поперечних перерізів дроселя f_д=2,01 мм² та вхідного і вихідного отворів ПЦ f₁=f₂=9,62 мм², коефіцієнт тертя в напрямних f=0,12), засвідчило добрий збіг експериментальних даних і числових розрахунків (похибка лежить у межах 5 -- 9% при визначенні переміщення поршня і діаметра дроселя; сягає 35% при визначенні швидкості руху поршня, що можна пояснити спрощеннями й допущеннями, прийнятими при побудові математичної моделі, та середньостатистичними значеннями коефіцієнтів витрати повітря й тертя, закладеними в математичну модель).

Встановлено також, що при синтезі запобіжних муфт з профільним замиканням поряд з традиційними частковими критеріями якості (точність спрацьовування, навантажувальна здатність, габаритні розміри) слід обов'язково враховувати коефіцієнти питомого тиску в зоні контакту елементів муфт, перевищення номінального крутного моменту та динамічності. Після спрацювання кулькових запобіжних муфт з тороподібними лунками під кульки динамічний момент у валах зі збільшенням кутової швидкості обертання понад критичне значення зменшується, а після спрацювання КЗМ -- зростає, що, за інших однакових умов, надає переваги кульковим запобіжним муфтам перед кулачковими.

Обґрунтована необхідність структурно-параметричного синтезу МБК з врахуванням багатокритеріальності оцінки їхньої якості.

висновки

1. У дисертації розв'язана важлива науково-прикладна проблема -- розроблені теоретичні основи багатокритеріального структурно-параметричного синтезу МБК за заданими характеристиками в умовах визначеності та невизначеності ситуації з метою відбору на ранніх стадіях проектування раціональних конструкцій і створення на їхній основі конкурентоспроможних виробів. Отримані результати забезпечують підвищення ефективності інженерних методів оптимального синтезу МБК і розвивають сучасний напрям -- створення технології наскрізного проектування (Concurrent Technology).

2. Запропоновано концепцію, розроблені методи й алгоритми багатокритеріального структурно-параметричного синтезу МБК, сутність яких полягає у генеруванні альтернативних парето-оптимальних (у межах своєї структури) варіантів МБК різної структури, системному аналізі та виборі кращого з них на завершальній стадії за інтегральним критерієм якості (функцією сумарної корисності) та критерієм економічної доцільності (компенсацією за корисність) на основі відображення множини альтарнативних варіантів МБК на множину реальних критеріїв їхньої якості.

3. Розроблено метод системної оцінки технічного рівня та економічної доцільності альтернативних варіантів МБК з використанням основ теорії сумарної корисності, методів експертних оцінок та інтерполяції, що дало можливість звести багатокритеріальну задачу структурно-параметричного синтезу МБК на завершальній стадії до задачі вибору за двома інтегральними критеріями -- функцією сумарної корисності та компенсацією за корисність, а отже, спростити процедуру обрання раціональної структури й параметрів МБК.

5. Розроблено метод векторної параметричної оптимізації МБК в умовах невизначеності ситуації, для усунення якої запропоновано здійснювати оптимізацію МБК спочатку за недетермінованими частковими критеріями і визначати проектні параметри, за яких ці критерії набувають екстремальних значень, з подальшим переведенням їх у критеріальні обмеження та оптимізацією за детермінованими частковими критеріями у звуженій області зміни проектних параметрів, що в 5 -- 10 разів зменшує тривалість отримання розв'язку задачі порівняно із застосуванням відомих методів.

6. На основі запропонованих концепції, методів та алгоритмів синтезу розроблені відповідні методики і здійснено багатокритеріальний структурно-параметричний синтез в умовах визначеності ситуації двох характерних видів МБК (металоконструкції МЛП робочого органа крана-штабувальника АТСС і КЗМ). У результаті отримана стержнева металоконструкція, яка за інших однакових умов, у 6 разів легша і на 60 грн дешевша, ніж монолітна у вигляді суцільного циліндричного стержня. Спроектована КЗМ з трьома пружинами, яка має на 31% вищу точність спрацьовування і в 1,1 рази менші коефіцієнт перевищення номінального моменту після спрацювання та габарити, ніж КЗМ з центральною пружиною.

7. Побудовані придатні для багатокритеріального структурно-параметричного синтезу одно- та двокоординатні математичні моделі пневматичних приводів, що враховують зміну структури приводу під час роботи, пружно-дисипативні властивості ланок, тертя в кінематичних парах, вид і розташування гальмового пристрою, коливання робочого середовища при перетіканні через робочі порожнини приводу та гальмового пристрою. Досліджено вплив зазначенних чинників на динамічні характеристики пневмоприводу та виявлені шляхи їх покращання.

8. Запропоновано принципи побудови і розроблено нову (захищену трьома авторськими свідоцтвами на винаходи) конструкцію УПМЛП з розширеними функціональними можливостями, комбінованим способом гальмуванням і позиціонуванням поршня на жорсткому упорі в довільній точці робочого ходу, що забезпечує його роботу з позиційною системою керування і масами вантажу до 50 кг.

9. На основі запропонованих концепції і методів синтезу побудовано оптимізаційну математичну модель і розроблено методику багатокритеріального структурно-параметричного синтезу УПМЛП за заданими характеристиками в умовах невизначеності ситуації. В результаті її практичного застосування отримано раціональну структуру і конструктивні параметри УПМЛП для роботи з масою 40 кг та обмеженнями на значення тривалості робочого ходу 0,8 с, максимального пришвидшення 50 м/с² та швидкості в точці позиціонування 0,1 м/с.

10. Експериментально підтверджено адекватність розроблених у дисертації математичних моделей МБК реальним конструкціям (відхиленя між результатами моделювання та експериментів становить 9 -- 35 %) і обґрунтована необхідність їхнього синтезу на основі багатокритеріальної оцінки якості.

11. Поставлена в дисертації мета досягнута, а сформульовані задачі розв'язані. Практичну цінність дисертації підтверджено актами використання запропонованої концепції та розроблених методів багатокритеріального структурно-параметричного синтезу при проектуванні конкретних машинобудівних конструкцій, що входять до складу сучасної техніки. Результати дисертації впроваджені у Львівському ПКІ конвеєробудування, ВАТ “Тернопільський комбайновий завод”, Харківському КБ з машинобудування імені О.О.Морозова і застосовуються у навчальному процесі та науково-дослідній роботі в Національному університеті „Львівська політехніка”.

12. Розроблені методи багатокритеріального структурно-параметричного синтезу МБК в подальшому доцільно розвинути з метою врахуванням технології виготовлення, складання та результатів конструкторського опрацювання на проміжних стадіях проектування і впровадити у прикладне програмне забезпечення сучасних систем автоматизованого проектування та інженерну практику.

Перелік основних публікацій за темою дисертації

Кіндрацький Б.І., Сулим Г.Т. Раціональне проектування машинобудівних конструкцій. Львів: Кінпатрі лтд, 2003. 280 с. (Розробив концепцію, методи й алгоритми багатокритеріального структурно-параметричного синтезу МБК за заданими характеристиками, провів багатокритеріальний структурно-параметричний синтез металоконструкції МЛП, КЗМ та пневматичного приводу).

Чернець М., Скварок Ю., Опеляк М., Кіндрацький Б. Дослідження механізмів та триботехнічних систем: Навч. посібн. / Під заг. ред. д.т.н., проф. М.Чернеця. Дрогобич: Коло, 2003. 440 с. (Написав два розділи посібника -- „Основні види механізмів” та „Дослідження маніпуляторів”).

Комаров М.С., Киндрацкий Б.И., Битар М.Х. Динамика пневмопривода с тормозным устройством в конце хода // Известия вузов. Машиностроение. 1984. №9. С. 7478. (Розробив математичну модель і програму дослідження динаміки пневмоприводу з гальмовим пристроєм у кінці ходу, здійснив аналіз отриманих результатів).

Киндрацкий Б.И., Битар М.Х., Комаров М.С. Динамика пневмопривода с автономным тормозным устройством торсионного типа // Изветия вузов. Машиностроение. 1985. №12. С. 6671. (Розробив математичну модель пневмоприводу з гальмовим пристроєм торсіонного типу і провів дослідження його динаміки, взяв участь в аналізі результатів та формулюванні висновків).

Битар М.Х., Комаров М.С., Киндрацкий Б.И. Торможение привода с инерционной нагрузкой // Вестн. Львов. политехн. ин-та „Динамическая прочность машин и приборов”. 1986. №200. С. 1822. (Розробив математичну модель пневмоприводу з гальмовим пристроєм квазінульової жорсткості та провів аналіз результатів моделювання).

Киндрацкий Б.И., Битар М.Х. О синтезе на ЭВМ автономных тормозных устройств по заданным характеристикам пневмопривода // Вестн. Львов. политехн. ин-та „Динамическая прочность машин и приборов”. 1987. №210. С. 5053. (Сформулював задачу, розробив алгоритм і програму синтезу пневмоприводу за заданими характеристиками, взяв участь у формулюванні висновків).

Киндрацкий Б.И. Параметрический синтез гидравлического амортизатора для торможения движущихся масс в промышленных роботах с пневматическим приводом // Известия вузов. Машиностроение. 1989. №12. С. 8791.

Кіндрацький Б.І. Математичне моделювання обертального пневмоприводу промислового робота // Вісн. Львів. політехн. ін-ту „Динаміка, міцність та проектування машин та приладів”. 1991. №259. С. 4953.

Кіндрацький Б., Бервецький Г. Динаміка пневмопривідного модуля з позиційною системою керування // Машинознавство. 1997. №1. С. 2427. (Сформулював задачу, розробив алгоритм і програму моделювання, провів аналіз отриманих результатів, і сформулював висновки).

Кіндрацький Б. Концептуальні засади створення і конструкція універсального позиційного пневмопривідного модуля лінійного переміщення // Машинознавство. 1997. №3. С. 2029.

Кіндрацький Б.І. Вплив податливості ланок лінійного пневмоприводу з інерційним навантаженням на його динамічні характеристики // Машинознавство, 1997. №46. С. 3740.

Кіндрацький Б.І., Бервецький Г.Ю. Вплив тертя у кінематичних парах пневмопривідного модуля на його динамічні характеристики // Вісник держ. ун-ту “Львівська політехніка” “Динаміка, міцність та проектування машин і приладів. -- 1998. №354. С. 1014. (Сформулював задачу дослідження, розробив математичну модель, провів аналіз результатів моделювання).

Кіндрацький Б.І. Про параметричний синтез пневмопривідного модуля за критерієм сумарної корисності // Вісник Держ. ун-ту “Львівська політехніка” “Динаміка, міцність та проектування машин і приладів”. 1999. №376. С. 1720.

Кіндрацький Б.І. Оцінка впливу перехідних процесів на динамічну точність позиціювання пневмоприводу // Вісник Держ. ун-ту “Львівська політехніка” “Динаміка, міцність та проектування машин і приладів”. 2000. № 396. С. 8085.

Кіндрацький Б.І. Методологія і алгоритм багатокритеріального оптимізаційного синтезу пневмоприводів з інерційним навантаженням // Вісник Національного ун-ту “Львівська політехніка” “Динаміка, міцність та проектування машин і приладів”. 2002. №456. С. 5968.

Кіндрацький Б.І. Експериментальне дослідження динаміки приводу із запобіжною муфтою з профільним замиканням у стопорному режимі роботи // Вісник УкрДЛТУ. 2002. Вип. 12.8. С. 169174.

Кіндрацький Б., Сулим Г. Сучасний стан і проблеми багатокритеріального синтезу машинобудівних конструкцій (огляд) // Машинознавство. 2002. №10. С. 2640. (Зробив огляд і аналіз методів та алгоритмів структурного синтезу й параметричної оптимізації, запропонованував концепцію багатокритеріального структурно-параметричного синтезу МБК).

Кіндрацький Б.І. Концепція і алгоритм багатокритеріального структурно-параметричного синтезу машинобудівних конструкцій // Вісник ТДТУ імені Івана Пулюя. 2003. Том 8. №1. С. 7382.

Заневський І., Кіндрацький Б. Жорсткість пакета стрижнів при згині та крученні // Машинознавство. 2003. № 5 (71). С. 1821. (Поставив задачу, розробив математичну модель, сформулював висновки).

Кіндрацький Б.І., Сулим Г.Т. Вплив поперечної жорсткості штока на динаміку пневмопривідного модуля лінійного переміщення з консольним розташуванням вантажу // Наукові нотатки. Міжвуз. зб. за напр. „Інженерна механіка”. -- Луцьк: ЛДТУ. 2003. Вип. 12. С. 139149. (Сформулював задачу, розробив математичну модель і програму, провів розрахунки).

Кіндрацький Б., Сулим Г. Структурно-параметричний синтез металоконструкції модуля лінійного переміщення // Мат. методи і фіз.-мех. поля. 2003. №4. С. 162169. (Сформулював задачу, розробив математичну модель, провів розрахунки, взяв участь в аналізі результатів та формулюванні висновків).

Киндрацкий Б.И., Комаров М.С., Битар М.Х. Пневмоприводы // Машиностроитель. 1986. №1. С. 2425. (Запропонував структурні схеми пневмоприводів з автономними гальмовими пристроями).

Киндрацкий Б.И., Курендаш Р.С. Позиционный пневматический привод // Машиностроитель. 1990. №12. С. 24. (Запропонував конструкцію гальмового пристрою).

Киндрацкий Б.И. Пневматические приводы // Машиностроитель. 1991. №5. С. 3233.

А.с. 1188386 СССР, МКИ F 15 B 15/22. Привод поступательного перемещения / Киндрацкий Б.И., Комаров М.С., Битар М. -- № 3604430/25-06; Заявлено 14.06.85; Опубл. 30.10.85, Бюл. № 40. 2 с. (Запропонував оснастити пневмопривід гальмовим пристроєм квазінульової жорсткості).

А.с. 1278494 СССР, МКИ F 15 B 15/22. Пневмопривод / Киндрацкий Б.И. №3708898/25-06; Заявлено 11.03.84; Опубл. 23.12.86, Бюл. №47. 3 с.

А.с. 1373912 СССР, МКИ F 15 B 15/22. Пневмопривод / Киндрацкий Б.И. №4125101/25-06; Заявлено 26.09.86; Опубл. 15.02.88., Бюл. №6. 3 с.

А.с. 1402732 СССР, МКИ F 16 D 9/00. Предохранительная муфта / Киндрацкий Б.И. №3963545/31-27; Заявлено 26.08.85; Опубл. 15.06.88, Бюл. 22. 2 с.

А.с. 1536090 СССР, МКИ F 15 B 21/12. Позиционный пневматический привод / Киндрацкий Б.И., Курендаш Р.С. №4415578/25-29; Заявлено 25.04.88; Опубл. 15.01.90, Бюл. №2. 3 с. (Запропонував конструкцію фрикційного гальмового пристрою оболонкового типу).

А.с. 1763730 СССР, МКИ F 15 B 11/12. Позиционный пневмопривод / Киндрацкий Б.И., Курендаш Р.С. -- №4829088/29; Заявлено 28.05.90; Опубл. 23.09.92, Бюл. №35. 3 с. (Запропонував конструкцію демпфера).

А.с. 1827450 СССР, МКИ F15 B11/12. Позиционный пневмопривод // Киндрацкий Б.И. -- №4933220/29; Заявлено 12.03.91; Опубл. 15.07.93, Бюл. №26. -- 5 с.

Киндрацкий Б.И. Пневматический модуль с позиционной системой управления -- конструкция и расчет // Proceedings of the conference “11-th conference on the problems of engineering machines development. Gliwice-Zakopane, 1998. Volume 2. P. 181 188. (Рос.).

Кіндрацький Б.І. Синтез механічних систем за критерієм сумарної корисності // Труды IX Междунар. научн.-техн. конф. “Герметичность, вибронадежность и экологическая безопасность насосного и компрессорного оборудования” -- “ГЕРВИКОН-99”. Т.1. Сумы: Ризоцентр СумГУ. -- 1999. -- С. 73--79.

Киндрацкий Б.И. Параметрический синтез пневмоприводных систем промышленных роботов и манипуляторов // Pracy IX Sympozjumu techniki wibracyjnej i wibroakustyki. Krakуw, 1990. Krakуw: AGH. 1990. С. 202205. (Рос.).

Киндрацкий Б.И. Динамика и параметрический синтез пневмоприводных систем промышленных роботов с автономным тормозным устройством // Матер. Всесоюзн. конф. “Механизмы переменной структуры в технике”. Бишкек. 1991. С. 147148.

Кіндрацький Б.І. Багатокритеріальний структурно-параметричний синтез машинобудівних конструкцій // Матер. 6-ї Міжнар. конф. „Математичні проблеми механіки неоднорідних структур. Львів: ІППММ НАНУ, 2003. С. 463465.

Киндрацкий Б.И. О рациональном проектировании и эксплуатации промышленных роботов в сборочном производстве // Тез. докл. всесоюзн. конф. “Новые технологии и робототехнические комплексы при производстве авиационной техники”. Харьков: ХАИ. 1990. С. 2829.

Кіндрацький Б. Структурно-параметричний синтез машинобудівних конструкцій в умовах невизначеності ситуації / Тези доп. П'ятого українсько-польського наукового симпозіуму „Актуальні задачі механіки неоднорідних структур”. Львів: ЛНУ, 2003. С. 64 65.

АНОТАЦІЇ

Кіндрацький Б.І. Багатокритеріальний структурно-параметричний синтез машинобудівних конструкцій. -- Рукопис.

Дисертація на здобуття наукового ступеня доктора технічних наук за спеціальністю 05.02.02 -- машинознавство. -- Національний університет “Львівська політехніка”, Львів, 2004.

Запропоновано концепцію, розроблено методи й алгоритми багатокритеріального структурно-параметричного синтезу машинобудівних конструкцій (МБК) в умовах визначеності й невизначеності ситуації. Основою концепції та методу є принцип формування множини альтернативних парето-оптимальних (у межах своєї структури) варіантів МБК з подальшим вибором кращого з них за інтегральним критерієм якості та критерієм економічної доцільності на основі відображення множини альтернативних варіантів на множину реальних критеріїв якості.

Побудовані відповідні оптимізаційні математичні моделі, розроблено методики та здійснено в умовах визначеності ситуації багатокритеріальний структурно-параметричний синтез металоконструкції модуля лінійного переміщення та кулачкової запобіжної муфти, а в умовах невизначеності ситуації -- пневмоприводу з інерційним навантаженням.

Ключові слова: структурно-параметричний синтез, машинобудівна конструкція, математична модель, векторна оптимізація, критерії якості, конструктивні параметри.

Киндрацкий Б.И. Многокритериальный структурно-параметрический синтез машиностроительных конструкций. -- Рукопись.

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук по специальности 05.02.02 -- машиноведение. -- Национальный университет “Львивська политэхника”, Львов, 2004.

Предложена концепция, разработаны методы и алгоритмы многокритериального структурно-параметрического синтеза машиностроительных конструкций (МБК) в условиях определенности и неопределенности ситуации. Их основанием является принцип формирования множества альтернативных парето-оптимальних (в пределах своей структуры) вариантов МБК с дальнейшим выбором лучшего из них по интегральному критерию качества и критерию оценки экономической целесообразности на основании проектирования множества альтернативных вариантов на множество реальных критериев качества.

Разработан метод системной оценки качества альтернативных вариантов МБК с использованием основ теории суммарной полезности, методов экспертных оценок и интерполяции. Разроботаны математическая модель и процедура вычисления функции суммарной полезности МБК, которая характеризуется многими частными критериями качества и функционирует в различных режимах.

Сформирован общий подход к оценке экономической целесообразности альтернативных вариантов и расчету компенсации за полезность проектируемой МБК. Предложена процедура построения „поля выбора” и критерии выбора рационального варианта МБК в условиях ограничений на функцию суммарной полезности или компенсацию за полезность.

Разработан метод векторной параметрической оптимизации МБК в условиях неопределенности ситуации, когда один или несколько частных критериев качества МБК (или ограничений) невозможно зарание представить в виде функциональных зависимостей от проектных параметров. Для устранення такой неопределенности предложено оптимизировать МБК сначала по недетерминированным критериям и определять проектные параметры, при которых они приобретают экстремальные значения, с последующим переводом их в ранг критериальных ограничений и оптимизацией МБК по общей концепции и методу.

Построены оптимизационные математические модели и проведен в условиях определенности ситуации многокритериальный структурно-параметрический синтез металлоконструкции модуля линейного перемещения рабочего органа крана-штабелера и кулачковой предохранительной муфты.

Разработаны уточненные математические модели пневмопривода с инерционной нагрузкой, учитывающие изменения его структуры в процессе работы, упруго-диссипативные свойства звеньев и трение в кинематических парах. Исследовано влияние на динамику и точность позиционирования пневмопривода характера нагружения, упруго-диссипативних свойств звеньев, трения в кинематических парах, характеристики и расположение тормозного устройства, способа регулирования скорости движения.

Предложена новая конструкция универсального пневмоприводного модуля линейного перемещения (УПМЛП) с позиционной системой управления; разработана его математическая модель, учитывающая колебание рабочей среды при перетекании ее через полости пневмоцилиндра и тормозного устройства. Построена оптимизационная математическая модель, и в условиях неопределенности ситуации выполнен многокритериальний структурно-параметрический синтез УПМЛП по заданным характеристикам.

Ключевые слова: структурно-параметрический синтез, машиностроительная конструкция, математическая модель, векторная оптимизация, критерии качества, конструктивные параметры.

Kindratsky B.I. Multiobjective structural-parametrical synthesis of machine-building designs. -- Manuscript.

Thesis for a doctor's degree on a speciality 05.02.02 -- mechanical engineering. -- National University “Lvivska Politechnika”, Lviv, 2004.

The concept is offered, methods and algorithms of multiobjective structural - parametrical synthesis of machine-building designs (MBD) in conditions of definiteness and indefiniteness of a situation are developed. The basis of the concept and of the methods is the principle of formation of the set of alternative pareto-оptimal within the limits of the structure of variants of MBD with the further choice of best of them by integrated criterion of quality and criterion of economic expediency, on the basis of mapping of the alternative variants set into the set of real criteria of quality.

Corresponding optimal mathematical models are designed, techniques are developed and multiobjective structural - parametrical synthesis of metal construction of the module of linear moving and jow-tipe overload-release clutch is carried out in conditions of definiteness of a situation, and in conditions of uncertainty of situation -- the pneumatic drive with inertial loading.

...