CC BY
23
СТАНКИ И ОБОРУДОВАНИЕ
УДК 62-229.331:621.924
Влияние тепловых явлений в высокоскоростных шпиндельных узлах с газомагнитными опорами на их эксплуатационные характеристики
В. С. Щетинин
Ключевые слова: газомагнитная опора, газостатические подшипники, шпиндельные подшипники, шпиндельные узлы.
Развитие высокоскоростной обработки материалов резанием предъявляет повышенные требования к узлам оборудования. Шпиндельный узел станка должен обладать высокой быстроходностью не менее 5 • 106 м • мин-1, точностью вращения до 10-7 м и надежностью [1].
Работа шпиндельного узла зависит от вида опор, применяемых в нем. Высокие скорости вращения достигаются на опорах с газовой смазкой [1; 2] и магнитных, а именно на активных магнитных подвесах (АПМ) [1, 3], немного меньшую быстроходность можно получить при использовании опор качения [1]. Следует учесть, что опоры качения имеют ограниченный ресурс работы, определяемый количеством циклов нагружений. В условиях высоких частот вращения до 4 • 105 мин-1 гарантированный ресурс может оказаться значительно меньше цикла межремонтного обслуживания оборудования.
Для АПМ и опор с газовой смазкой ресурс работы можно считать неограниченным в связи с отсутствием контакта шипа и вкладыша опоры. Однако эти типы опор имеют невысокую несущую способность, а АПМ — еще и сложную систему контроля и управления положением шпинделя в пространстве [2, 3]. Для решения возникшей проблемы низкой грузоподъемности (несущей способности) предлагается использовать гибридную опору, совмещающую в себе элементы газовой и магнитного подшипников.
При вращении шпинделя в магнитном поле появляются токи Фуко и вихревые токи в самом шпинделе. Циркулируя в теле шпинделя, токи приводят к выделению тепла, а следовательно, к тепловому расширению и уменьшению радиального зазора в опоре. Температура вала стабилизируется, так как в зазоре происходит максимальный теплообмен, количе-
ство отводимого тепла, в основном определяемое теплоемкостью воздуха и его расходом, равно тепловыделению. Необходимо определить разницу температур между нагретым шпинделем и вкладышем подшипника. В нашем исследовании температура определялась экспериментальным путем.
Вкладыш подшипника не нагревается, потому что теплопередача может осуществляться только через слой газа, который движется от вкладыша к валу в направлении, противоположному градиенту температур. Уменьшение радиального зазора сказывается на условиях течения газа и на ухудшении эксплуатационных характеристик газостатической опоры. Поэтому при разработке газомагнитной опоры необходимо учесть явление тепловых деформаций диаметра шпинделя.
Одним общепринятых параметров при конструировании газостатических опор является параметр питания К, характеризующий условия подачи сжатого газа в подшипник [2] — сопротивление газовому потоку за счет дросселирования через пористую вставку и щелевой зазор. Для представления характеристик подшипников в зависимости от безразмерного комплекса и прямо пропорционально среднему зазору введен конструктивный параметр газостатического подшипника Кс [2].
Кс = К
-1/3
=
1п(1 + 2 5 /Б) 24
НБ
где с — средний радиальный зазор между шпинделем и вкладышем; Б — диаметр подшипника; 5 — высота пористой вставки подшипника; коэффициент проницаемости пористого материала Н относительно площади
|52
№ 6 (54)/2009
СТАНКИ И ОБОРУДОВАНИЕ
МЕТ^^БРД^К)!
поперечного сечения, через которую осуществляется дросселирование, характеризует способность пористого материала пропускать через себя газ. В каждом случае параметр подшипника считается величиной постоянной, так как высота вставки, проницаемость материала и диаметр подшипника являются неизменяемыми конструктивными параметрами. Тепловые деформации не учитываются из-за их незначительности по отношению к диаметру. Поэтому на параметр питания оказывает влияние только изменение радиального зазора.
Для примера выполним расчет несущей способности шпиндельного узла на газомагнитных опорах. Схема стенда шпиндельного узла с передней газомагнитной и задней газостатической опорами представлена на рис. 1. Приведем параметры исследуемого шпиндельного узла и условия работы:
• давление наддува Р — 6 атм.;
• диаметр подшипника Д — 50 мм;
• длина подшипника Ь — 60 мм;
• средний радиальный зазор — 25 мкм;
• число вставок N — 6 шт.;
• число рядов вставок Z — 2;
• материал пористых вставок — модифицированная древесина березы с коэффициентом проницаемости к = 0,11 • 10-12 м [2];
• раздвижка линий наддува в опоре Ь — 24 мм;
• раздвижка опор а — 215 мм;
• вылет шпинделя I — 70 мм.
Вес шпинделя (4,85 кг) распределен на каждую опору равномерно. Для шпинделя выполнена балансировка, остаточный дисбаланс не превышал 0,4 г • мм/кг (точность балансировки — 0,5 мкм). Эксцентриситет е составил 14 мкм при среднем радиальном зазоре
9
10 11
12
Рис. 1. Принципиальная схема шпиндельного узла с передней газомагнитной и задней газостатической опорами:
1 — опора для шпинделя; 2 — газомагнитная опора; 3 — шлифовальный круг; 4 — шпиндель; 5 — магни-топровод; 6 — пористая вставка; 7 — корпус; 8 — газостатическая опора; 9 — магнитная сила; 10 — результирующий вектор несущей способности газостатических и магнитных сил; 11 — вектор внешней нагрузки на шпиндель; 12 — наддув газа в зазор
Ъ, Н 900 -
750 600 450 300 150 0
13 000 26 000
39 000 52 000
65 000 78 000 п, мин-
Рис. 2. Зависимости нагрузки Ъ на шлифовальном круге от частоты вращения п для различных параметров питания подшипника Кс, полученные расчетным путем и экспериментальным способом:
1-3 — конструктивный параметр Кс, равный, соответственно, 0,3; 0,4; 0,5; 4 — газомагнитный режим работы опоры; 5 — газостатический режим работы передней опоры
• — газомагнитный режим работы передней опоры; О — газостатический режим работы передней опоры (максимальное усилие электромагнита — 200 Н, рабочий эксцентриситет — 15 мкм)
между шпинделем и вкладышем с 25 мкм. В примере с газомагнитной опорой, имеющей частоту вращения 24 000 мин-1, градиент температур был равен 14 К. Контроль температур осуществлялся бесконтактным способом. При этом расчетные тепловые деформации были равны 6 мкм. С учетом этих значений конструктивный параметр Кс без нагрева составил 0,302, а с учетом тепловых деформаций — 0,443. Проведены экспериментальные исследования и выполнен расчет несущей способности шпиндельного узла на шлифовальном круге с учетом частоты вращения шпинделя по методике [5], зависимости представлены на рис. 2.
Судя по ним, можно сделать вывод, что применение магнитной силы в газостатическом подшипнике позволяет повысить полезную нагрузку на шлифовальном круге на всем рабочем диапазоне частот вращения шпинделя до 52%. Однако если не учитывать тепловое расширение шпинделя от индукционного нагрева, этот показатель снизится до 27 %. Следовательно, конструируя шпиндельный узел на газомагнитных опорах, нужно определить конструктивный параметр Кс, рабочие размеры шпинделя и вкладыша подшипника, исходя из условий эксплуатации
5
№ 6 (54)/2009
53
шпиндельного узла и учитывая тепловые деформации шпинделя.
Литература
1. Пуш А. В. Шпиндельные узлы: Качество и надежность. М.: Машиностроение, 1992. 228 с.
2. Космынин А. В., Кабалдин Ю. Г., Виноградов В. С. и др. Эксплуатационные характеристики газовых опор высокоскоростных шпиндельных узлов. М.: Академия естествознания, 2006. 219 с.
3. Журавлев Ю. П. Активные магнитные подшипники: Теория, расчет, применение. СПб.: Политехника, 2003. 206 с.
СТАНКИ И ОБОРУДОВАНИЕ
4. Пат. № 2347960 Российская Федерация. МПК Г 16 С 32/04, Е 16 С 33/08. Способ работы подшипникового узла и подшипниковый узел / А. В. Космынин, В. С. Щетинин; заявитель и патентообладатель Комсомольский-на-Амуре гос. техн. ун-т», № 2007120545; заявл. 01.06 07; опубл. 27.02.09. Бюл. № 6.
5. Щетинин В. С., Космынин А. В. Расчет несущей способности газомагнитных опор высокоскоростных шпиндельных узлов с двумя магнитными подвесами // Вестник / Комсомольский-на-Амуре гос. техн. ун-т. Вып. 13: В 2 ч. Комсомольск-на-Амуре: ГОУ ВПО «КнАГТУ», 2009. Ч. 1. С. 25-28.
