Триботехника магнитопассивных опор скольжения

Федеральное агентство по образованию Тверской государственный технический университет

А.Н. Болотов, В.Л. Хренов

Триботехника магнитопассивных опор скольжения Монография

Тверь 2008

УДК 621.891 ББК 34.41 Болотов, А.Н. Триботехника магнитопассивных опор скольжения [Текст]: монография / А.Н. Болотов, В.Л. Хренов. Тверь: ТГТУ, 2008. 124 с. Рассмотрены научные основы создания принципиально новых типов магнитопассивных опор скольжения: магнитожидкостных подшипников и подшипников с магнитной разгрузкой. Приведены рекомендации по конструированию, расчету, выбору конструкционных материалов опор и методике оценки их функциональных свойств. Показано, что применение магнитопассивных опор в различных машинах и механизмах значительно улучшает их эксплуатационные свойства и расширяет область применения. Монография предназначена для научных и инженерно-технических работников, занимающихся проектированием, исследованием и эксплуатацией машин и приборов, а также для преподавателей, аспирантов и студентов механических специальностей высших учебных заведений. Рецензенты: зав. кафедрой магнетизма ТвГУ, доктор физикоматематических наук, профессор Пастушенков Ю.Г.; зав. кафедрой строительных, дорожных машин и оборудования ТГТУ, доктор технических наук, профессор Кондратьев А.В. Александр Николаевич Болотов Владимир Леонидович Хренов ТРИБОТЕХНИКА МАГНИТОПАССИВНЫХ ОПОР СКОЛЬЖЕНИЯ Монография Редактор Ю.Ф. Воробьева Корректор И.В. Шункова Технический редактор Г.В. Комарова Подписано в печать 25.12.07 Формат 60х84/16 Бумага писчая Физ. печ. л. 7,75 Усл. печ. л. 7,21 Уч.- изд. л. 6,74 Тираж 100 экз. Заказ № 2 С–2 Редакционно-издательский центр Тверского государственного технического университета 170026, Тверь, наб. Афанасия Никитина, 22 ISBN 978-5-7995-0402-1

© Тверской государственный технический университет, 2008

ВВЕДЕНИЕ Подшипниковые опоры являются важнейшими элементами конструкции машин и механизмов. От эффективности их работы зависит качество выпускаемой продукции в машиностроении и приборостроении, химической, добывающей промышленностях, авиакосмическом производстве и т.д. Однако в последнее время часто оказывается, что традиционные подшипниковые опоры не удовлетворяют высоким требованиям надежности, долговечности, способности работать в экстремальных условиях, габаритным размерам. Это сдерживает создание новой техники с более высокими эксплуатационными характеристиками. Поэтому задача совершенствования подшипниковых опор путем модернизации существующих, а особенно за счет создания принципиально новых, имеет приоритетное значение. С начала восьмидесятых годов двадцатого века российские ученые одними из первых начали применять достижения физики магнитных явлений для решения триботехнических задач. Большие успехи достигнуты в таких направлениях, как трибомагнитное материаловедение, магнитоэнергетическое управление свойствами фрикционного контакта и т.д. Существенные результаты получены в разработке электромагнитных подвесов левитирующего типа – магнитоактивных опор. Весьма продуктивен подход, разрабатываемый авторами. Он заключается в использовании магнитостатических взаимодействий, создаваемых постоянными магнитами для радикального снижения, вплоть до полного исключения трения, и для управления процессами смазки в подшипниковых опорах. Достоинство подхода заключается в многовариантности способов его реализации и отсутствии энергопотребления. Такие опоры получили название магнитопассивных. Изначально были созданы магнитопассивные подшипники [1, 2], в которых для бесконтактной работы сопряженных поверхностей с относительным перемещением использовались магнитные силы взаимодействия между постоянными магнитами. Такие безызносные подшипники с чрезвычайно малым трением по своим нагрузочным характеристикам и размерам приближаются к традиционным (особенно после создания магнитов из сплавов на основе Sm-Co и Fe-B). Необходимо иметь в виду, что они способны обеспечить только одно- или двухмерную бесконтактную стабилизацию подвижного объекта. На наш взгляд, более востребованными в настоящее время являются магниторазгруженные подшипники [3, 4], в которых практически любая по величине и направлению статическая нагрузка, вызывающая трение и износ, может быть бесконтактно скомпенсирована магнитостатическими силами. Тем самым положительные свойства подшипникового узла и 3

механизма, в котором они установлены, могут быть существенно улучшены. Такие подшипники, несомненно, должны шире применяться в промышленности. Для этого необходимо, чтобы инженеры не только знали об их свойствах, но и имели представление о принципах конструирования, методах расчета, критериях выбора материалов, способах испытаний и т.д. Основные достижения в этом направлении авторы попытались обобщить в одной из частей монографии. Не менее интересным представляется использование магнитостатических полей для управления процессами смазки подшипников магнитными маслами. Последние [5 – 8] являются одной из разновидностей магнитных жидкостей и поэтому обладают аномально высокой магнитной активностью. Магнитные масла используют для смазки разнообразных трибоузлов, но их применение в подшипниках качения, зубчатых и червячных передачах затруднено из-за проблем, связанных с удержанием масел в зоне трения. Известные магнитные системы [8 – 11] являются громоздкими, нерациональными и малоэффективными, поскольку не учитывают магнитогидродинамические эффекты. Кроме того, в подшипниках качения толщина смазочной пленки на контакте составляет доли микрометра, а в таких условия сильно проявляется негативная роль агломератов из твердых частиц, содержащихся в масле. Наиболее успешным оказалось применение магнитных масел для смазки магнитопассивных подшипников скольжения, которые часто называют магнитожидкостными подшипниками [12]. Преимущество самосмазывающихся подшипников заключаются в том, что они способны длительное время работать автономно в гидродинамическом режиме трения за счет термомагнитной циркуляции лимитированного объема масла через зону трения. При этом их габариты соизмеримы с габаритами традиционных подшипников. Долгое время достоинства магнитожидкостных подшипников лишь декларировались [8 – 11, 13, 14], а детально проработанные и апробированные конструкции отсутствовали. Современное состояние проблемы создания магнитожидкостных подшипников авторы изложили достаточно полно в первой части монографии. Приведенные в ней сведения, несомненно, окажутся полезными для инженерно-технических работников при разработке качественно новой техники.

4

1. МАГНИТОПАССИВНЫЕ САМОСМАЗЫВАЮЩИЕСЯ ОПОРЫ СКОЛЬЖЕНИЯ 1.1. Конструкция, принцип работы и некоторые свойства магнитожидкостных подшипников Рассмотрим разработанные радиальные, упорные и радиальноупорные магнитожидкостные подшипники. Приведенные далее конструкции подшипников, во-первых, являются общими, содержащими только принципиально важные элементы, которые должны быть адаптированы к конкретным условиям эксплуатации; во-вторых, из большого разнообразия проработанных конструкций подшипников выбраны только те, которые показали хорошие свойства при эксплуатации в различных режимах. При конструировании подшипников стремились, чтобы они удовлетворяли требованиям: • простота изготовления; • отсутствие в них дефицитных материалов; • минимальная энергия полей рассеяния, используемых для удержания магнитного масла; • использование только постоянных магнитов в качестве источников поля; • минимально возможная величина магнитных полей, действующих на масло (чтобы не изменять коллоидную стабильность масел). 1.1.1. Радиальные магнитожидкостные подшипники Изучались магнитожидкостные подшипники, которые условно можно разделить на две группы. В подшипниках первой группы магнитное масло герметизирует немагнитное, которое используется для смазки. Достоинство таких подшипников в том, что для смазки можно использовать традиционные масла со свойствами лучше, чем у магнитных. В подшипниках второй группы непосредственно магнитное масло циркулирует через зону трения и смазывает ее. Констpукции подшипников, относящихся к первому классу, приведены на рис. 1.1. Для подачи немагнитного масла в зазор между валом и втулкой на ферромагнитном валу 1 выполнена спиральная канавка. При вращении вала масло из одной полости рабочего объема подшипникового узла перегоняется в другую, где создается избыточное давление, и масло по сквозной канавке 2 втулки 3 возвращается обратно.

5

Констpукции предусматривают создание запаса масла в подшипнике с помощью различных магнитожидкостных уплотнений.

а

б

в

Рис. 1.1. Схемы магнитожидкостных подшипниковых узлов, смазываемых немагнитными маслами Констpукции подшипников различаются типом магнитожидкостного уплотнения. На рис. 1.1а подшипниковый узел состоит из корпуса 4, выполненного из ферромагнитного материала и являющегося одновременно магнитопроводом. В корпусе 3 запрессована втулка из 6

немагнитного материала. С торцов к нему крепятся постоянные магниты 5 с полюсными наконечниками 6. Неоднородное магнитное поле создается в зазоре между зубцами треугольного профиля полюсных наконечников и ферромагнитным валом 1. Магнитное масло, удерживаемое в неоднородном магнитном поле зазора, служит уплотнением рабочего объема подшипникового узла. На рис. 1.1б подшипниковый узел отличается от вышеописанного конструкцией магнитожидкостного уплотнения. Хотя уплотнение (рис. 1.1а) способно выдержать больший перепад давлений, но при возможном износе втулки 3 начнется касание о вал 1 с износом зубцов полюсных наконечников, при этом произойдет ухудшение уплотняющих свойств и появится дестабилизирующая магнитная сила. Поэтому на вал 1 жестко насажены кольцевые магнитопроводы 7 с прикрепленными к ним кольцевыми постоянными магнитами 5 и полюсными наконечниками 6. Масло удерживается неоднородным магнитным полем в зазоре между зубцами полюсных наконечников и торцевыми поверхностями ферромагнитного корпуса 4. В подшипниковом узле (рис. 1.1в) магнитожидкостное уплотнение выполнено следующим образом. На ферромагнитный вал 1 жестко насажены кольцевые магнитопроводы 7 с прикрепленными к ним кольцевыми постоянными магнитами 5 и полюсными наконечниками 6. В кольцевой зазор между зубцами полюсных наконечников и валом вставлен тонкостенный цилиндр 8 из диамагнитного материала, подвешенный с одного конца на эластичной резиновой мембране 9, которая крепится к торцу корпуса. При заполнении зазора магнитным маслом тонкостенный цилиндр центрируется в зазоре магнито-гидростатическими силами. Такая конструкция выгодно отличается тем, что уплотнение позволяет удерживать значительные избыточные давления (ввиду простого обеспечения малых зазоров), может стабильно работать при значительном износе пары трения вал-втулка и не создает магнитных дестабилизирующих сил. Эксплуатация описанных подшипников показала, что их фрикционные свойства ниже, чем у подшипников с гладким валом, хотя различия не столь значительны и, по-видимому, могут быть еще уменьшены. Более важный недостаток заключался в том, что из-за малости объема смазывающего масла даже небольшие его утечки через уплотнения значительно снижали долговечность подшипников. Кроме того, трение в уплотнениях, как правило, в несколько раз превосходит трение в подшипниках. Учитывая эти недостатки, подшипники не нашли широкого применения. В [8 – 11] описаны не только подшипники, подобные показанным на рис. 1.1, которые рекомендуется полностью заполнять магнитным маслом, но и уплотнения. Работоспособность подшипников оказалась очень плохой из-за того, что магнитное масло постепенно собиралось около зубцов уплотнений, где поле выше, и смазка трущегося сопряжения прекращалась. 7

На рис. 1.2 приведены наиболее перспективные подшипники второй группы. Подшипник, схема которого изображена на рис. 1.2а, состоит из немагнитного корпуса 1, внутри которого установлен постоянный магнит 2, два осесимметричных магнитопровода 3 и немагнитная втулка 4. Втулка имеет одну или несколько смазочных канавок 5, расположенных в ненагруженной зоне подшипника. Конфигурация внутренних поверхностей магнитопроводов выбирается в зависимости от требуемых характеристик магнитного поля в зоне канавок и области 6, где удерживается резервный объем магнитного масла. При любой конфигурации магнитопроводов магнитное поле между ними и валом 7 должно иметь градиент, направленный по оси в сторону магнита. Для замыкания магнитной цепи подшипника вал должен быть изготовлен из магнитомягкого материала. Подшипник работает следующим образом. При вращении вала магнитное масло из смазочной канавки магнитными силами прижимается к нему, намазывается на поверхность вала и заполняет радиальный зазор. В конфузорной части зазора масло создает нагрузконесущий смазочный слой и под действием избыточного давления частично вытекает через торцы втулки в область с резервным маслом и там охлаждается. Более холодное резервное масло затягивается магнитным полем в смазочную канавку и восполняет потери масла в смазочном слое. Специфическим при расчете подшипника является учет баланса поступления и расхода магнитного масла. Расход масла происходит из-за вытекания его через торцы втулки из нагруженной зоны. Внешнее подпирающее давление, создаваемое резервным маслом не уменьшает утечку, так как перепад давлений остается прежним. Количественно расход можно определить по формуле [15]

QP = 0,5ψωld 2 g , где ψ – относительный зазор; ω – угловая скорость; l, d – длина втулки и ее внутренний диаметр; g – безразмерный коэффициент.

а

Рис. 1.2. Конструкции радиальных подшипников 8

б

в

Рис. 1.2. Продолжение Аппроксимация табличных значений коэффициента g позволила получить выражение для расчета расхода масла:

QP = 0,5ψωld 2 Z 0,42 (d l )0,36 exp(− 2,8Z ) , где Z – относительный минимальный зазор между валом и втулкой. Скорость поступления магнитного масла из смазочной канавки в общем случае определяется выражением (1.1) (P − P1 )μ K , QП = 2

η

где μK – коэффициенты формы канавки; P1, P2 – давление масла в канавке, на краю втулки и в центе; η – коэффициент вязкости. Для канавки прямоугольного сечения формула (1.1) преобразуется [16]:

π [ AB ( A + B )]4 (P2 − P1 ) , QП = 8ηl

где А, В – ширина и высота сечения канавки.

9

Для канавки круглого сечения

πrK4 (P2 − P1 ) , QП = 8ηl где rK – радиус сечения канавки. Разность давлений на концах канавки, находящейся в неоднородном магнитном поле: B2

P2 − P1 = ∫ M dB , B1

где В1, В2 – индукция магнитного поля в точках, соответствующих P1 и P2; М – намагниченность масла. Учитывая, что намагниченность масла достигает насыщения в сравнительно малых полях, получим P2 − P1 = M S (B2 − B1 ) , где MS – намагниченность насыщения масла. Величина индукции магнитного поля в точках B = μ0 H , а расчет значений напряженности магнитного поля Н1 и Н2 производится по формулам, приведенным в гл. 1. В стационарном жидкостном режиме трения должен соблюдаться баланс расхода и поступления смазки: QП=QР. Магнитное масло не является ньютоновской жидкостью, поэтому коэффициент вязкости, входящий в расчетные формулы, должен выбираться с учетом магнитного состояния масла и скорости сдвига. Приближенно коэффициент вязкости можно определить по формуле −1

⎤ ⎡ ⎥ ⎢ ⎛ 2,5ϕ + 2,7ϕ 2 ⎞ ⎥ ⎢ aϕ ⎟, η = η 0 ⎢1 + exp⎜ 2⎥ ⎜ 1 − 0,61ϕ ⎟ ⎛ bγη 0 ⎞ ⎥ ⎠ ⎝ ⎢ ⎜ ⎟ 1 + ⎢ ⎜M B⎟ ⎥ ⎝ S ⎠ ⎦ ⎣ где а, b – эмпирические коэффициенты; η0 – вязкость основы магнитного масла; γ – скорость сдвига. На входе в ненагруженную зону и далее давление внутри слоя жидкости снижается вплоть до отрицательного, смазка утрачивает способность заполнять весь зазор, возрастающий в тангенциальном направлении. В этом месте в ней протекают кавитационные явления, так как жидкость может выдерживать лишь небольшие растягивающие давления до образования пузырьков, наполненных паром или газом. В рассматриваемом подшипнике масло из резервуара будет стремиться заполнить пустоты в ненагруженной зоне. Однако процесс затруднен из-за малости радиального зазора и сравнительно высокой вязкости масла. Более вероятно, что в основном пустоты заполняются воздухом, прошедшим

10

через пробку магнитного масла. При этом давление в ненагруженной зоне будет понижено, по сравнению с атмосферным, на величину, близкую к пробивному давлению pK пробки из масла. Резервное масло прижимается к втулке около нагруженной зоны и способствует повышению давления в несущем слое на величину рК. Таким образом, грузоподъемность подшипника с магнитным маслом выше, чем у подшипника, работающего с немагнитным маслом, на величину порядка pK ≈ MSВ2. Воздействие магнитного поля на смазочный слой приводит к изменению его реологических свойств в основном из-за появления вращательной вязкости и обратимой агрегации частиц. Приращение вязкости наибольшее, когда векторы индукции магнитного поля и скорости сдвига ортогональны. На практике, изменяя величину индукции магнитного поля, можно регулировать несущую способность подшипника, причем ее относительное изменение может достигать ΔF F ≅ 1,5ϕ / (1 − ϕ ) при скоростях сдвига γ < (M S B / 6η 0 ) . В подшипниках можно использовать масло с тиксотропными свойствами. В состоянии покоя вязкость такого масла увеличивается под воздействием магнитного поля в десятки раз. После пуска подшипника вязкость резко снижается, но первоначально высокое ее значение облегчает переход к гидродинамическому режиму трения и позволяет снизить износ подшипников. Магнитное масло имеет сложную коллоидную структуру, чувствительную к различным внешним воздействиям, в первую очередь, к термомагнитным. Для большинства используемых на практике магнитных масел предельно допустимая рабочая температура, при которой не происходит необратимых изменений структуры, не должна превыщать 400º К. Магнитное поле в подшипнике должно быть таким, чтобы gradB < 60 Тл/м. В полях с более высокой неоднородностью нарушается агрегативная седементационная устойчивость масел, из масла может отделиться дисперсионная среда и оно потеряет магнитоуправляемость. В масле образуются агломераты из частиц с сильно выраженными абразивными свойствами. Долговечность подшипника зависит как от качества магнитного масла, так и от количества резервного магнитного масла, объем которого может уменьшиться за счет испарения и из-за разбрызгивания под действием инерционных сил. Нормальная работа подшипника может быть нарушена центробежными силами, действующими на резервное масло при вращении вала. При скорости, выше некоторой критической, масло отделяется от вала, поэтому не может поступать в смазочную канавку, чтобы восполнить утечки. Отделившееся от вала масло либо располагается на внутренней

11

поверхности магнитопроводов, либо совсем выбрасывается из подшипника. Критическую скорость, пользуясь результатами, полученными в [9], можно рассчитать по формуле M S ∇B d VK = , 2ρ где ∇B – градиент магнитного поля на краю втулки рядом с валом; ρ – плотность магнитного масла. Благодаря простоте конструкции и высоким триботехническим свойствам, приведенный подшипник является базовым для большого количества разработанных технических устройств с ферромагнитным валом. Для примера на рис. 1.3а приведены зависимости коэффициента трения f в подшипнике от параметра ω (ω – круговая частота, P – P давление). Как и в традиционных подшипниках, смазываемых немагнитными маслами, коэффициент трения имеет минимальное значение при переходе от граничного к гидродинамическому трению. Однако величина трения несколько больше из-за высокой вязкости магнитных масел. Динамика трения и износа в подшипнике в процессе длительных испытаний при граничной смазке показана на рис. 1.3б. Испытания проводились при давлении 1,8 МПа, скорости 0,06 м/с. Вал изготавливался из стали У8А, втулка из бронзы ОСЦ4-4-2,5. Приведенные данные подтверждают, что свойства магнитожидкостного подшипника не хуже, чем традиционных подшипников скольжения, смазываемых лучшими маслами [17 – 19]. Две другие конструкции радиального магнитожидкостного подшипника (рис. 1.2б, в) предназначены для работы с валом из немагнитного материала. Подшипник (рис. 1.2б) состоит из корпуса 1, в котором закреплены два магнита 2 в виде полуколец, намагниченные вдоль оси во взаимопротивоположном направлении. К полюсам магнитов примыкают полукольцевые магнитопроводы 3, одновременно исполняющие роль втулок. Каждая втулка состоит из двух полуколец, а в месте их состыковки имеются клиновидные зазоры 4, заполненные резервным магнитным маслом 5. В клиновидном зазоре создается неоднородное магнитное поле с градиентом, направленным к валу 7. Магнитное масло из клиновидного зазора прижимается к валу и по мере необходимости подается в зазор между валом и втулкой, значит, и в зону трения. Магнитное масло, которое выдавливается из конфузорной части зазора, вначале попадает в кольцевую канавку 6, а оттуда возвращается в клиновидный зазор. В корпусе 1 подшипника (рис. 1.2б) установлен сплошной кольцевой магнит 2 с осевой намагниченностью. Внутри магнита вставлена втулка 3 с 12

буртиками, выполненная из магнитомягкого материала. Втулка состоит из двух частей в виде усеченных цилиндрических колец. В сечении зазор 4 между частями втулки имеет форму трапеции 5, сужающаяся часть которого обращена в сторону вала 6. Весь магнитный поток, создаваемый магнитом, проходит через зазор и удерживает в нем магнитное масло. Непараллельность стенок втулки, образующих зазор, способствует подаче масла в рабочий зазор подшипника для его смазки.

а

б

Рис. 1.3. Триботехнические свойства магнитожидкостного подшипника при смазке магнитными маслами ММ-23.01.1 (1) и ММ-07.10.1 (2) 13

Два последних подшипника были испытаны в составе шпинделей для обработки алмазов, и никаких отрицательных трибосвойств у них не обнаружено. Они отличаются предельно рациональным использованием магнитного поля, однако менее технологичны в изготовлении. Из них медленнее испаряется масло, они компактны, но часто возникают проблемы с подбором прочного и износостойкого материала для вала. Поэтому окончательный выбор той или иной схемы подшипника зависит от конкретных требований к нему. 1.1.2. Упорные магнитожидкостные подшипники

Простейший упорный подшипник скольжения представлен на рис. 1.4а. Он состоит из пяты 1 и подпятника 2, выполненных из немагнитных материалов. Источником магнитного поля является кольцевой постоянный магнит 3, жестко закpепленный на пяте. Геометрические размеры его подобраны таким образом, чтобы создать наибольшую напряженность магнитного поля в середине фрикционного онтакта пяты с подпятником. Магнитное масло располагается в виде кольца на дорожке трения, а излишки около зоны трения и в центральной полости подпятника. В подшипнике (рис. 1.4б) для улучшения условий смазывания трущихся поверхностей и облегчения циркуляции масла через фрикционный контакт в подпятнике 2 выполнены канавки 4, расположенные в радиальном наплавлении. Масло располагается кольцом на дорожке трения, излишки – около зоны трения, в центральной полости 5 подпятника и канавках. При вращении пяты 1 магнитное масло, подвергшееся термомеханическим воздействиям в зоне трения, попадает в канавку, новые порции масла за счет магнитных сил намазываются на поверхность трения пяты и увлекаются в зону трения. В рассмотренных подшипниках трудно создать необходимую напряженность магнитного поля в зоне фрикционного контакта. Для обеспечения жесткости и грузоподъемности подшипника требуется пята большой толщины, что ведет к падению напряженности магнитного поля в зоне фрикционного контакта. Проводились экспериментальные исследования упорных подшипников на установке торцевого трения. Пята и подпятник подшипников изготавливались из немагнитных материалов: нержавеющей стали 12Х18Н9Т и латуни Л63. Постоянный магнит марки КС-37 диаметром 3 см3 создавал неоднородное поле с максимальной напряженностью около 60 кА/м. Испытания проводились в условиях граничной смазки при средней линейной скорости 1 м/с и давлении на контакте 0,38 МПа. Подшипники заправлялись небольшим по объему (0,5 см3) количеством различных магнитных масел и для сравнения немагнитным. 14

б а

в

г

д Рис. 1.4. Схемы упорных подшипников скольжения, смазываемых магнитными маслами Результаты испытания подшипника на рис. 1.4б приведены в табл. 1.1.

15

Таблица 1.1 Результаты фрикционных испытаний упорного подшипника при граничном режиме смазки магнитными маслами Масло Трибосвойства подшипника * T*,ºC Ih*, 10-11 τ*, ч f ММ-04.09.1 0,075 35 110 ММ-23.01.1 0,065 35 7,6/3,5 60 ММ-07.10.1 0,09 40 1,3/0,7 30 ММ-16.09.1 0,06 30 4,7/4,0 25 МВП 0,07 35 20 *f – коэффициент трения; Т – объемная температура подшипника; Jh – интенсивность изнашивания (Л63/12Х18Н9Т); τ – время нормальной работы. МВП – немагнитное приборное масло. Из табл. 1.1 следует, что подшипник, смазываемый магнитными маслами, гораздо дольше сохраняет работоспособность, чем смазываемый немагнитным маслом МВП, причем время наработки магнитожидкостных подшипников в основном ограничено структурной неустойчивостью магнитных масел. Подшипник без смазочных канавок (см. рис. 1.4а) на порядок менее долговечен. Для увеличения напряженности магнитного поля в зоне фрикционного контакта в подшипниках (рис. 1.4в, г) пята 1 выполнена из ферромагнитного материала, к ней крепятся кольцевой или цилиндрический 3 (рис. 1.4г) постоянный магнит. Для предотвращения износа постоянного магнита его поверхность покрыта немагнитной пластиной 7, толщина которой превышает величину предполагаемого износа пластины. Возможность герметизации упорного подшипника скольжения от воздействия окружающей среды, а также более рациональное использование энергии магнитного поля реализована в констpукции подшипника, представленного на рис. 1.4д. Корпус 1 из ферромагнитного материала является магнитопроводом и имеет полюсные зубцы 2. В корпусе размещены кольцевой постоянный магнит 3 и подпятник 4 из немагнитного материала. Пята 5 имеет полюсные зубцы 6, аналогичные зубцам корпуса. Магнитный поток, создаваемый постоянным магнитом, замыкается через пяту, межзубцовое пространство и корпус, имеет минимальные поля рассеивания. Магнитное масло располагается в неоднородном магнитном поле в зоне фрикционного контакта пяты с подпятником, полостях корпуса, неоднородном поле межзубцового пространства. В данной конструкции подшипника энергия магнитного поля используется не только для создания неоднородных магнитных полей, удерживающих масло, но и для создания магнитной силы, разгружающей фрикционный контакт. При смещении зубцов пяты относительно 16

симметричного расположения с зубцами корпуса возникает магнитостатическая сила, стремящаяся вернуть систему в исходное положение. Конструктивно можно предусмотреть такое смещение пяты за счет уменьшения высоты подпятника. Разгружающее усилие может составить при использовании, например, магнитов из сплава SmCo5 до нескольких десятых мегапаскалей, что внесет существенный вклад в уменьшение трения и износа подшипника. Экспериментально изучался подшипник, приведенный на рис. 1.4в. Для работы подшипника в гидродинамическом режиме смазки поверхность подпятника изготавливалась с учетом рекомендаций, изложенных в [20]. Поверхность подпятника была разделена на шесть сегментов, причем отношение длины сегмента по средней окружности к его ширине равнялось единице. Каждый сегмент имел ступенчатую поверхность, высота ступеньки равнялась 20 – 30 мкм, а ее длина составляла третью часть от длины сегмента. Ступеньки получали путем размерной электрохимической обработки поверхности. Для увеличения напряженности магнитного поля в зоне фрикционного контакта, улучшения смазывания и циркуляции магнитного масла пята сделана из ферромагнитного металла (Ст.3) с размещенным в ней кольцевым постоянным магнитом 3 марки КС-37. Трение пяты 1 по подпятнику 2 осуществляется через тонкую немагнитную пластину 7. За счет этого величина максимальной напряженности в зоне фрикционного контакта увеличена до 130 кА/м. Такое значение поля является более близким к оптимальному, т.к. при этом намагниченность используемых масел приближается к насыщению. Были проведены долговременные испытания подшипника, смазываемого маслом ММ-11.01.1, при давлении 2 МПа и скорости скольжения 3 м/с. Испытания продолжались более 200 ч, при этом коэффициент трения составлял значение 0,04, а интенсивность изнашивания пяты и подпятника ≈10-12. Более сложная конструкция упорного подшипника показана на рис. 1.5. Магнитожидкостный упорный подшипник имеет немагнитный корпус 1, в котором соосно установлены магнитопроводы 2, 3 из магнитомягкого материала. Магнитопроводы ступенчатой формы имеют внутренние цилиндрические 4 и конусные 5 поверхности. Между ними с зазором установлен кольцевой подпятник 6 из бронзы. Высота подпятника больше высоты конусных поверхностей магнитопроводов. В подпятнике радиально расположены верхние 7 и нижние 8 каналы, соединенные вертикальными 9 каналами. Система каналов расположена по окружности кольцевого подпятника. На него опирается пята, состоящая из тонкой пластины 10, жестко закрепленной на кольцевом постоянном магните 11. Вращение и нагрузка пяте передается от водила 12. Рабочий объем подшипника заполнен магнитным маслом 13, 17

которое располагается в диаметральных зазорах между магнитопроводами, в соединенных между собой верхних, нижних и вертикальных каналах.

Рис. 1.5. Схема магнитожидкостного упорного подшипника Магнитная цепь подшипника образуется источником магнитного поля – кольцевым постоянным магнитом, магнитопроводами, магнитным маслом. В зоне фрикционного контакта тонкой кольцевой пластины с подпятником, в сквозных верхних, нижних и вертикальных каналах с помощью конусных поверхностей магнитопроводов создается неоднородное магнитное поле с градиентом, направленным к центру фрикционного контакта. Под действием этого поля происходит подача масла в зону трения. Большую роль в работе всех подшипников играет термомагнитная конвекция в магнитной жидкости. Сущность заключается в том, что в магнитной жидкости, находящейся в неоднородных термомагнитных полях, происходит конвективное движение отдельных слоев. В обычных 18

жидкостях конвекция возникает под действием архимедовой силы, и причиной является температурная зависимость плотности. В магнитной жидкости термомагнитную конвекцию вызывают объемные магнитные силы благодаря температурной зависимости намагниченности. Термомагнитная конвекция способствует более интенсивному охлаждению подшипников, отводу тепла из зоны трения за счет более активной ее циркуляции через эту зону. Также термомагнитная конвекция приводит к перемешиванию резервного масла, препятствуя тем самым его расслоению. Например, в подшипнике (рис. 1.5) масло нагревается в зоне трения и за счет градиента магнитных сил выталкивается в область с меньшей напряженностью магнитного поля, т.е. перемещается по верхним каналам и стремится к донной части подшипника, где и охлаждается. Охлажденное масло в донной части имеет большую намагниченность, и поэтому по вертикальному каналу стремится в зону фрикционного контакта. Так происходит термомагнитная циркуляция масла, которая снижает тепловую нагруженность подшипника. 1.1.3. Радиально-упорные магнитожидкостные подшипники

Радиально-упорные подшипники способны воспринимать усилия со стороны вала, направленные произвольно. Такие подшипники сложны по конструкции, но и более универсальны. Как правило, они представляют собой механический узел, гармонично объединяющий в себе отдельно радиальный и упорный торцовый подшипники (исключение составляет лишь конический). Основная трудность, связанная с проектированием pадиально-упоpных магнитожидкостных подшипников, заключалась в том, чтобы исключить необратимое перетекание масла в процессе работы подшипника из одной части в другую. Основные схемы разработанных подшипников приведены на рис. 1.6. Первый подшипник (рис. 1.6а) представляет собой вариант видоизмененного радиального подшипника (рис. 1.2б). Так же, как и прототип, он содержит корпус 1, сборный магнит 2 и две магнитные втулки 3, состоящие из двух полуколец. Во втулке 3а клиновидный зазор между полукольцами направлен сужающейся частью в сторону вала. Эта втулка воспринимает радиальные нагрузки. Во втулке 3б клиновидный зазор выходит на торцевую поверхность подпятника, которая и воспринимает осевые нагрузки. На валу из немагнитного материала, проходящем через подшипник, выполнен выступ 4 (пята), служащий для передачи осевых усилий от вала на подшипник. Все клиновидные зазоры 5, 6 заполнены резервным магнитным маслом 7, которое по мере необходимости поступает из зазоров в зону трения и возвращается после выхода из зоны обратно. 19

а

б

Рис. 1.6. Конструкции радиально-упорных подшипников Подшипник был изготовлен в нескольких экземплярах и испытыван в лабораторных условиях. Материал втулки – закаленная сталь У8А. Вал, диаметр которого 10 мм, имел корундовое покрытие, полученное анодноискровым оксидированием. Подшипники работали при скорости вращения вала 450 об/мин, радиальной нагрузке 0,7 МПа, осевой – около 0,1 МПа. Для смазки использовалось магнитное масло ММ-14.01.1. Эффективный коэффициент трения при пуске доходил до 0,3, установившееся значение коэффициента было около 0,02. Подшипники проработали 1280 ч. К концу испытаний, продолжавшихся в течение шести месяцев, коэффициент трения возрос на 20 – 30 %. Причина заключалась в увеличении вязкости 20

магнитного масла. Как выяснилось в дальнейшем, магнитное масло склонно к полимеризации, если не содержит антиокислительных присадок. Износ превышал несколько микрометров. Эти данные, а также результаты измерения сопротивления между валом и втулкой показывают, что подшипники преимущественно работали в гидродинамическом режиме смазки. Аналогичные подшипники хорошо работали в опытных образцах шпинделей для обдирки алмазов. В отличие от вышеописанного следующий подшипник (рис. 1.6б) может работать как с магнитным маслом, так и немагнитным. В корпус 1 подшипника вставляется втулка 2 из немагнитного материала, имеющая два симметрично расположенных пропила 3, трапецеидальных в радиальном сечении. К стенкам втулки в месте пропилов прикреплены пластины 4 из магнитомягкого материала, между которыми установлены магниты 5. Торец втулки и буртик 7 на валу образуют упорный подшипник. Неоднородное магнитное поле, создаваемое магнитом в зазоре между пластинами, удерживает резервное магнитное масло 6 и обеспечивает его прижатие к цилиндрической поверхности вала и плоской поверхности буртика 7. При вращении вала масло увлекается в зону трения и смазывает ее. Преимущество этого и следующих подшипников перед показанным на рис. 1.6а в том, что для изготовления не требуется кольцевой магнит, который трудно сделать большим по диаметру. Подшипник на рис. 1.7а представляет собой несколько измененный вариант подшипника на рис. 1.6б. Различие заключается в том, что втулка 2 подшипника выполнена из магнитомягкого материала, и поэтому магнит 3 непосредственно примыкает к стенкам клиновидного пропила 4. Вал 5 обязательно должен быть изготовлен из немагнитного материала. Смазка поверхностей трения осуществляется магнитным маслом 6, выступающим из зазора между частями втулки 2а, б. Подшипник (рис. 1.7б) содержит в корпусе 1 немагнитную цилиндрическую втулку 2. С одной стороны втулки имеется буртик, в него упирается под действием осевой нагрузки выступ 3 на валу из магнитомягкого материала. Втулку охватывает кольцевой магнитопровод 4, в разрезы которого вставлены постоянные магниты 5, намагниченные в одном направлении. Магнитное поле создается во всей области, ограниченной поверхностью втулки. Смазочное магнитное масло удерживается в полостях 6, 7 втулки, откуда поступает в зону трения. Для экспериментальных исследований изготовлены подшипники, принципиально соответствующие конструкциям, показанным на рис. 1.7а, б, с диаметром вала 50 мм. Внешний диаметр подшипников около 120, длина около 55 мм. Поле создавалось постоянными ферритбариевыми магнитами марки 14БА25, для смазки использовалось сравнительно маловязкое 21

диэфирное магнитное масло марки ММ-04.09.1. Подшипники надежно работали в гидродинамическом режиме смазки при умеренных нагрузках (до 1,5…2 МПа) и скоростях скольжения. При частотах вращения вала свыше 2000 – 2100 об/мин независимо от нагрузки подшипники начинают перегреваться от сильного фрикционного тепловыделения, возникает потребность в искусственном охлаждении. Несмотря на большие опасения, разбрызгивание масла из подшипника под действием центробежных сил не происходило.

а

б

Рис. 1.7. Конструкции радиально-упорных подшипников

22

Конструкция радиально-упорного подшипника, принципиально отличающегося от последнего из вышеописанных, приведена на рис. 1.8.

Рис. 1.8. Схема радиально-упорного магнитожидкостного подшипника Подшипник отличается тем, что он, являясь опорой, может играть роль уплотнения для герметизации газовых сред. В нем оригинальным образом бесконтактно воспринимается осевая нагрузка. Подшипник состоит из немагнитного вала 1 с жестко закрепленными на нем магнитопроводами 2, 3 из магнитомягкого материала, которые имеют торцевые поверхности 4 и 5, причем диаметр 4-й больше диаметра 5-й. Магнитопроводы сопрягаются по поверхности, наклонной к оси вращения вала, с образованием между ними замкнутой канавки 6. Наружные диаметры одинаковы и установлены во втулке 7 из бронзы. Втулка жестко закреплена в кольцевом постоянном магните 8, к торцам которого примыкают полюсные наконечники 9 с зубцами из магнитомягкого материала, концентрирующими магнитный поток. Форма зубцов полюсных наконечников аналогична зубцам торцевых поверхностей магнитопроводов. Диаметральный зазор между ними составляет менее 0,2 мм. Магнитное масло 10 размещается в межзубцовом зазоре, полостях 11 и 12 подшипникового узла, канавке. Магнитный контур образуется кольцевым магнитом, полюсными наконечниками, магнитным маслом, магнитопроводами. В межзубцовом зазоре за счет формы зубцов создается неоднородное магнитное поле. Масло в межзубцовом зазоре служит уплотнением рабочего объема магнитожидкостного узла. При появлении знакопеременной осевой нагрузки происходит смещение зубцов магнитопроводов относительно 23

зубцов полюсных наконечников, возникает магнитостатическая сила, стремящаяся вернуть вал с магнитопроводами в начальное симметричное положение. Дополнительная нагрузочная способность магнитожидкостного узла достигается с помощью магнитного масла. При смещении вала с магнитопроводом происходит изменение суммарного объема полостей из-за разности диаметров торцевых поверхностей магнитопроводов. Поскольку масло в полостях загерметизировано магнитожидкостным уплотнением, то в этих полостях создается повышенное или пониженное давление. Благодаря действию гидростатических сил увеличение осевой нагрузочной способности ΔF = πnΔPΔR 2 , Z где n – количество зубцов; ∆Р – перепад давлений, выдерживаемый одним зубцом; ∆R – разность радиусов торцевых поверхностей магнитопроводов. Радиальная нагрузка воспринимается втулкой. Магнитное масло из канавки под действием магнитных сил прижимается к втулке и принудительно смазывает ее. Отработавшее масло удаляется из зоны трения под действием гидродинамических сил, возникающих в смазочном слое, или за счет термомагнитной циркуляции масла через зону трения. Все описанные подшипники компактны, просты в изготовлении. Их осевая длина такая же, как у традиционных гидродинамических подшипников, а радиальный размер незначительно больше. Выбор конкретной схемы подшипника зависит от многих условий – диаметра и материала вала, имеющегося в наличии типоразмера магнитов, допустимой стоимости и т.д. Сформулируем основные принципы, которыми следует руководствоваться при создании магнитожидкостных подшипников: • подшипниковый узел должен представлять гармоничную механомагнитную систему, в которой механические элементы служат для формирования замкнутой магнитной цепи, а магнитные – для управления движением смазочного материала; • магнитная система подшипника должна создавать поле в основном только в месте расположения резервного магнитного масла; наличие поля по всей зоне трения необязательно; поля рассеяния должны быть сведены к минимуму; • полости с резервным магнитным маслом должны располагаться как можно ближе к фрикционному контакту; масло поступает в зону трения непосредственно из этой полости или по каналу, вдоль которого также создается магнитное поле; • резервное магнитное масло удерживается от растекания и разбрызгивания неоднородным магнитным полем, причем следует стремиться к уменьшению напряженности магнитного поля для улучшения сохраняемости масла; 24

• для создания саморегулируемого процесса смазки подшипника градиент магнитного поля должен быть направлен из резервуара в сторону зоны трения или область, из которой масло увлекается в эту зону вращающимся валом; • смазочное масло, вытекающее из конфузорных зазоров зоны трения, под действием гидродинамических и инерционных сил должно удерживаться осесимметричным магнитным полем и в процессе движения по круговой траектории постепенно возвращаться в резервуар; • внутри подшипника или в непосредственной близости от него не должно быть мест, в которых значение напряженности магнитного поля больше, чем в смазочной канавке, в противном случае масло перетекает в эту область и исключается из процесса смазки, поэтому целесообразно, чтобы магнитная система подшипника была симметричной. 1.1.4. Шпиндельные узлы с магнитожидкостными подшипниками

Анализ развития прецизионной техники, в частности вычислительной, показывает, что одной из важных проблем является повышение качества шпинделей различных вспомогательных устройств и механизмов. Традиционные шпиндели с подшипниками качения и пористыми подшипниками скольжения не отвечают требованиям по долговечности, надежности, шумовым и точностным параметрам. В результате, не удается повысить плотность магнитной записи информации, улучшить качество обработки драгоценных камней. Одно из альтернативных решений проблемы заключается в применении для этих целей магнитожидкостных шпинделей, обеспечивающих устойчивое положение вала без механического контакта поверхностей в зоне трения. Рассмотрим три пары шпинделей, различающихся схемами подшипников, установленных в них, и компоновкой. Деление шпинделей на пары произведено лишь потому, что в таком сочетании проводились их сравнительные исследования, опытные образцы имели одинаковые размеры и изготавливались из одинаковых материалов. Шпиндели (рис. 1.9) содержали магнитопассивные упорные и жидкостные радиальные подшипники. В одном варианте шпинделя радиальный подшипник смазывается немагнитным маслом, в другом – магнитным. В варианте на рис. 1.9а магнитное масло 7 герметизирует зазоры в месте выхода вала и предотвращает вытекание немагнитного масла, заполняющего внутренние полости; в варианте на рис. 1.9б – заполняет весь свободный объем и удерживается магнитным полем.

25

Шпиндели предназначены для работы при вертикальном расположении вала. Элементарный упорный магнитопассивный подшипник состоит из неподвижного кольцевого магнита 2 с двумя полюсными магнитопроводами 3 в виде шайб и вала, через который замыкается магнитный поток и на котором имеются цилиндрические выступы высотой, равной высоте магнита с магнитопроводами 9. Там, где это возможно, цилиндрический выступ заменяется двумя зубцами 10. При осевом смещении вала 5 изменяется магнитная энергия системы, появляется возвращающая сила.

Рис. 1.9. Схемы шпинделей с магнитными подшипниками Радиальные магнитожидкостные подшипники в шпинделе (рис. 1.9б) принципиально были такие же, как подшипники, описанные в п. 1.1.1. Они состояли из немагнитной втулки 6, постоянного магнита 2 и цилиндрического магнитопровода 4. Втулка имела одну смазочную канавку в ненагруженной зоне. В радиальном подшипнике шпинделя, показанного на рис. 1.9б, магнитная цепь по конструктивным причинам не симметрична относительно магнита. В данном случае возникает опасность необратимого перетекания магнитного масла под воздействием гравитационных и термомагнитных полей в зазоры, расположенные с той стороны магнита, где отсутствует втулка. Как показывает опыт, процесс перераспределения резервного магнитного масла теоретически предсказать трудно, поэтому методы устранения нежелательных утечек подбираются эмпирически.

26

В рассматриваемом шпинделе на валу выполнен цилиндрический выступ 8 (рис. 1.9б) со спиральной канавкой для возвращения вытекающего из подшипника масла в исходное состояние при вертикальном положении вала. В радиальных подшипниках, смазываемых немагнитным маслом (см. рис. 1.9а), роль втулок выполняли кольцевые магниты, одновременно создающие поля в упорных подшипниках. В местах соприкосновения вала с магнитами протачивалась канавка вдоль оси магнита для поступления масла в зону трения. Предполагалось, что подача масла в подшипник будет происходить под действием гравитационных сил через ненагруженную зону подшипника. Для исключения образования воздушных полостей внутри шпинделя заполнение его немагнитным маслом осуществлялось посредством всасывания через зазоры на выходе вала. После заполнения шпинделя маслом зазоры герметизировались олеофобным магнитным маслом. Экспериментально определялся интегральный момент трения в шпинделях в зависимости от скорости и радиальной нагрузки (осевая нагрузка на трение влияет незначительно). Шпиндели испытывались при вертикальном расположении вала. Габаритные размеры шпинделей: длина 55, диаметр 25 мм; размеры кольцевых магнитов – ø14×ø10×4,5, ø14×ø8×4,5 мм, марка магнитов КС-37. Для смазки шпинделей использовалось магнитное масло вязкостью 0,5 Па·с и индустриальное немагнитное масло вязкостью 0,1 Па·с. Герметизация шпинделя с индустриальным маслом осуществлялась магнитным маслом на основе триэтаноламина. Исследование шпиндельных узлов проводили на специальном стенде. Основные элементы стенда размещали на массивной стальной плите, имеющей высокую жесткость и установленной на специальных демпфирующих опорах. Исследуемый шпиндельный узел устанавливали во вращающихся центрах, один из которых имел возможность перемещаться вдоль продольной направляющей и обеспечивал закрепление шпинделей различных типоразмеров. Другой центр был соединен с валом электродвигателя через поводковую муфту. Частота вращения электродвигателя бесступенчато регулируовалась от 1 до 4000 об/мин. Радиальная и осевая нагрузка на шпиндельный узел величиной до 200 Н создавалась бесконтактно с помощью постоянных магнитов. Для создания радиальной нагрузки до 2·104 Н служило коромысло, к которому подвешивались грузы. Нагрузка от коромысла к корпусу передавалась через подшипник качения, чтобы сохранялась возможность легкого поворота корпуса для измерения трения. Осевая нагрузка до 103 Н создавалась с помощью торсиона с малым сопротивлением закручивания. Для измерения момента сил трения корпус шпинделя соединяли с тензобалкой. В месте выхода шейки вала шпинделя устанавливалась стойка, имеющая два взаимоперпендикулярных посадочных места для 27

крепления датчиков перемещений, позволяющих измерять зазоры в подшипниках, а также биения вала. Траектория движения вала определялась прибором Microsense 3401 с датчиками емкостного типа. Полученные результаты приведены на рис. 1.10. Из-за различий в вязкости магнитного и немагнитного масел момент трения в шпинделе, смазываемом магнитным маслом, несколько выше, и это негативно сказывается на температурном режиме работы шпинделя. Равновесная объемная температура корпуса без принудительного охлаждения при нагрузке 10 Н и частоте вращения 15 с-1 составляет около 310º К. Для работы шпинделей в более жестких условиях трения необходимо использовать магнитное масло с пониженной вязкостью, тем более что радиальные подшипники имеют существенный запас по несущей способности. Шпиндель, смазываемый индустриальным маслом, более чувствителен к радиальным перегрузкам из-за меньшей несущей способности масляной пленки и вследствие того, что работает в режиме масляного голодания в результате лимитированного поступления масла. Опасение вызывала надежность магнитожидкостной герметизации шпинделя, однако в течение 70 ч разгерметизации не происходило. Рис. 1.10. Зависимость момента трения в шпинделях от скорости: а – подвес с магнитным маслом; б – подвес с маслом; 1 – нагрузка 20 Н; 2 – нагрузка 10 Н Дискретный анализ износа узлов шпинделей показал, что наблюдается только износ поверхности валов в начальный период работы, который вызван незначительной неточностью втулок. Экспериментальные нагрузочные характеристики магнитопассивных подшипников в описанных шпинделях приведены на рис. 1.11. Максимальная грузоподъемность шпинделей (см. рис. 1.9а, б) соответственно 52 и 33 Н. Жесткость магнитных подшипников при небольших смещениях вала составляет около 1 Н/мкм. Следует подчеркнуть, что полученное значение жесткости достаточно большое и недостижимо в других известных подшипниках, аналогичных по принципу работы. Заполнение магнитопассивных подшипников магнитным маслом влияет на их нагрузочные свойства слабо, однако резко улучшает демпфирование колебаний. Энергия аксиальных колебаний вала рассеивается за счет диссипативных процессов внутреннего трения в магнитном масле. По

28

оценкам логарифмический декремент затухания колебаний повышается на 2 – 3 порядка. На рис. 1.12 показаны схемы шпинделей с другими, чем на рис. 1.9, радиальными подшипниками. В корпусе 1 шпинделя на рис. 1.12а установлены магнитожидкостные подшипники, в которых втулка 6 с магнитами 3 состоит из двух частей, а клиновидный зазор между ними заполнен магнитным маслом 7. Рис. 1.11. Грузоподъемность шпинделя при осевом смещении вала: 1 – подвес с магнитным маслом; 2 – подвес с маслом Шпиндель имеет вал 2 из немагнитного материала, поэтому для нормальной работы упорного подшипника на вал одевается насадка 8 из магнитомягкого материала, зубцы которой взаимодействуют с магнитопроводами 5. В другом шпинделе (рис. 1.12б) установлен видоизмененный типовой подшипник, который был описан в п. 1.1.1. Для уменьшения аксиальной протяженности подшипника резервное масло 7 удерживается между втулкой с буртиком и конусным магнитопроводом 4. Выступ 9 на конусном магнитопроводе служит для концентрации магнитного потока. Во втулке напротив выступов выполнены отверстия для поступления масла к валу. Шпиндели различаются местом расположения упорных магнитопассивных подшипников. Расположение упорного подшипника на выходе вала из шпинделя выгодно тем, что подшипник может играть дополнительную роль магнитожидкостного уплотнения, защищающего шпиндель от пыли. При расположении подшипника в центре шпинделя повышается устойчивость движения вала. Для исследований были изготовлены шпиндели, которые имели такие же габаритные размеры, как шарикоподшипниковые, используемые в накопителях информации персональных компьютеров. Диаметр корпуса шпинделей 26 мм, длина корпуса 45мм, диаметр вала 8 мм. В шпинделях применены ферритбариевые магниты марки 22РА220. Шпиндели приводились во вращение закрепленным на их корпусе вентильным электродвигателем с частотой вращения до 5000 об/мин. Для смазывания радиальных подшипников использовались диэфирные магнитные масла с вязкостью от 0,5 до 0,08 Па·с.

29

а б Рис. 1.12. Схемы магнитных шпинделей Эксперимент показал, что для шпинделя с шарикоподшипниками момент трения при номинальной частоте 3600 об/мин – 2,5 Н·см, тогда как у магнитожидкостных шпинделей – от 7 до 1,5 Н·см в зависимости от вязкости масла. Момент трения у первой конструкции (см. рис. 1.12а) меньше, чем у второй, но несущественно. В процессе проведения испытаний время разгона вала до максимальной частоты вращения с места составило 16 с, что несколько хуже, чем у шарикоподшипниковых шпинделей. Это объясняется в значительной мере повышенным пусковым моментом, возникающим за счет структурирования магнитной жидкости во время стоянки. После оптимизации состава магнитного масла удалось довести время разгона до 10…12 с, что превосходит показатели шпинделя с шарикоподшипниками класса точности 2. Дополнительно измерялись биения шейки вала, вращающегося в подшипниках, смазываемых магнитным маслом. Общие биения составили

30

для первой и второй конструкции соответственно 16 и 8 мкм, неповторяющиеся 0,75 и 0,25 мкм. Промеры вала и подшипников скольжения показали, что их отдельные параметры не соответствуют требованиям, заложенным в технической документации на изготовление. Так, диаметральный зазор в подшипнике первого типа составил 20 мкм вместо 8…16 по чертежу. Кроме того, ось вала имела изгиб до 20 мкм, а некруглость составила 3,5 мкм. Погрешности и неточности изготовления привели к столь высоким суммарным биениям. Однако неповторяющиеся биения значительно ниже, чем для шарикоподшипниковых шпинделей. При использовании даже высокоточных шарикоподшипников класса точности 2 биения составляют не менее 2 мкм. Упорные магнитостатические подшипники шпинделей выдерживали нагрузку до 12 Н. Полученные результаты позволяют положительно оценить триботехнические характеристики магнитожидкостных шпинделей. Они имеют момент трения такой же, как у шарикоподшипниковых шпинделей, но позволяют добиться снижения биений и вибрации вала. Дополнительно эти же шпиндели испытывались с механическим упорным подшипником вместо магнитопассивного. Вал при этом опирался через шарик, закрепленный на его конце, на полярную поверхность магнита, который удерживал смазывающее контакт магнитное масло марки ММ-04.07.1. Осевая нагрузка составляла 15 Н, частота вращения 5000 об/мин, время испытаний 100 ч. К подшипнику был подведен индукционный датчик перемещений для определения износа. При трении шарика из стали ШХ15 по магниту из сплава SmCo5 установившаяся интенсивность изнашивания составляла около 0,2 мкм/ч. После нанесения на поверхность магнита покрытия из нитрида титана износ уменьшался до 0,15 мкм/ч. Для другой серии экспериментов на поверхности магнита закреплялась пластина из бронзы, в которой выполняли углубление вдавливанием шарика. В углублении делали радиальные канавки для поступления смазки, а ее поверхность покрывали нитридом титана. При такой конструкции упорного подшипника интенсивность изнашивания составляла 0,05 мкм/ч. На рис. 1.13 изображены шпиндели, содержащие только подшипники скольжения, смазываемые магнитным маслом. В шпинделе (рис. 1.13а) радиальные и осевые нагрузки со стороны вала 1 воспринимались втулками 5 из немагнитного материала, разделенные шайбой 7. Резервное магнитное масло 8 удерживается между магнитопроводом 4 и стальным валом 1 магнитным полем, создаваемым постоянным магнитом 3. При вращении вала спиральные канавки, имеющиеся на его поверхности, прокачивают масло через зазоры между втулками 5 и валом с цилиндрическим выступом. Таким образом осуществляется смазка трущихся поверхностей. Для возвращения масла в 31

исходное положение служит канал 6. Магнитное масло, удерживаемое полюсными наконечниками 2, позволяет загерметизировать шпиндель от попадания каких-либо частиц из окружающей среды.

а

б

Рис. 1.13. Схемы магнитных шпинделей В шпинделе (рис. 1.13б) вал 1 центрируется одной удлиненной втулкой 7 из немагнитного материала. Для фиксации вала в осевом направлении на нем выполнены цилиндрические выступы 6, которыми вал упирается в торцы удлиненной втулки. Резервное магнитное масло 9 заполняет свободный объем между магнитом 3 с магнитопроводом 4 и валом. При вращении вала лопатки 5, расположенные на боковой поверхности выступов 6, закачивают масло 9 через канал 8 в полость внутри втулки, затем оно проходит между трущимися поверхностями и смазывает их.

32

В последних двух шпинделях смазка осуществляется магнитным маслом, которое подается к трущимся поверхностям механическими методами, а не магнитными. Это позволяет сделать смазку подшипников обильной. Опытные образцы шпинделей (рис. 1.13а) были изготовлены с диаметром вала 9 мм, корпуса – 30, длиной корпуса 55 мм. В каждом шпинделе установлено по два магнита марки КС-37 с размерами ø24×ø10×5 мм. Вал шпинделей изготавливался из стали У8А, закаленной до твердости 57НRC, втулки – из бронзы ОСЦЧ-4-2,5. Шпиндели заполнялись полностью магнитным смазочным маслом ММ-04.09.1. Геометpические размеры деталей, обеспечивающих циркуляцию масла, выбраны в соответствии с рекомендациями, изложенными в [21]. Испытания проводились при частоте вращения вала 1200 об/мин и радиальной нагрузке 70 Н, приложенной к центру корпуса. Шпиндель (рис. 1.13а) проработал нормально около 40 ч, после чего стал перегреваться до температуры 70 – 80ºС на корпусе шпинделя из-за увеличения силы трения. Причина низкой долговечности шпинделя заключалась в том, что радиальные подшипники работали в граничном режиме смазки из-за наличия на валу спиральной канавки. Если в начале испытаний шпинделя масло подавалось в радиальные подшипники хорошо, то по мере их износа возрастал радиальный зазор и подача масла ухудшалась, что еще больше инициировало износ. Поэтому, чтобы добиться надежной работы шпинделя, следует в первую очередь оптимизировать геометрию вала. Второй шпиндель (рис. 1.13б) успешно работал в течение всего срока испытаний – 560 ч. Момент трения в шпинделе составлял 1,2 Н·см после пуска и 0,65 Н·см в процессе работы. Зазор между валом и втулками увеличился незначительно – на 4…6 мкм, значит, только при пуске и остановке шпинделя подшипники работали в граничном режиме смазки, а остальное время – в гидродинамическом. Таким образом, разработаны шпиндели с автономной системой смазки, которые обладают достаточно высокими триботехническими свойствами и долговечностью благодаря тому, что между сопряженными поверхностями вала и подшипников в основном отсутствует механический контакт. Учитывая хорошие точностные и антивибрационные свойства магнитожидкостных шпинделей, можно утверждать, что во многих прецизионных узлах они будут иметь преимущество перед шпинделями с шарикоподшипниками.

33

1.2. Работа магнитожидкостных подшипников при различных режимах смазки 1.2.1. Работа магнитожидкостных подшипников при полужидкостной и гидродинамической смазке

Исследования проводились на приборе, схема которого приведена на рис. 1.14. Прибор состоял из узла трения и узла магнитного нагружения. В узел трения входили радиальный магнитный подшипник с валом и датчики измерения толщины смазочной пленки и момента трения. Изучался подшипник с аксиальной магнитной системой, состоящий из втулки 1, полюсных наконечников 2 и магнита 3. Подшипник устанавливался в немагнитный корпус 4, на который надевался цилиндр 5 из магнитомягкого материала. На корпусе крепился индукционный датчик радиальных перемещений подшипника, который экранировался от воздействия внешних магнитных полей. К корпусу также крепился тензометрический датчик для измерения момента трения в подшипнике. Вал, проходящий через подшипник, приводился во вращение от электродвигателя с регулируемой частотой вращения. Втулка подшипника имела номинальный внутренний диаметр 10 мм и была разделена по длине на две одинаковые части радиальной канавкой шириной 8 мм, равной толщине магнита. Испытывались по существу два одинаковых подшипника, причем длина каждого составляла 10 мм. Втулка изготавливалась из латуни Л63, вал – из стали У8А. Для опытов были выбраны два подшипника, у которых радиальные зазоры между валом и втулкой 21 и 11 мкм. Шероховатость внутренней поверхности втулки Rа = 4,9 мкм, вала – Rа = 1,6 мкм. Для смазки подшипника во втулках были выполнены аксиальные и прямоугольные в сечении канавки глубиной 1,5 мм, шириной 1 мм. Канавки располагались в ненагруженной части подшипников под углом 180º к направлению действия нагрузки. Индукция магнитного поля в канавке 0,09 Тл, и приблизительно такое же поле было в зоне трения. Подшипник заправлялся магнитным маслом в объеме 1 см3. Использовались масла с различной вязкостью и намагниченностью. Магнитное нагружение подшипника осуществлялось бесконтактно с помощью блока постоянных магнитов 6 с углом охвата узла трения в 120º. Постоянные магниты имели форму сегментов и радиальную намагниченность. Притягиваясь к цилиндру 5, магниты создавали усилие, нагружающее подшипники. Магнитная нагружающая сила зависит от зазора L, и поэтому для ее изменения перемещали весь блок вращением гаек 8. Величину зазора и его постоянство в разных местах контролировали металлическими щупами. Нагружающая сила при 34

уменьшении зазора изменялась от 0 до 500 Н. Использование магнитного нагружения позволило измерять с высокой точностью силу трения в подшипнике и динамические зазоры между валом и втулкой.

Рис. 1.14. Схема установки Для определения минимальной толщины смазочного слоя подшипник вместе с индуктивным датчиком разворачивался на соответствующий угол относительно линии действия нагрузки. В первом приближении угол определяли расчетным способом, а затем уточняли опытным путем. Точкой начала отсчета при измерении толщины смазочного слоя служило такое показание датчика, когда его ось совпадала с линией действия нагрузки, а вал не вращался. Недостаток используемого способа измерения толщины слоя смазки заключался в том, что наконечник датчика контактировал с валом, и поэтому могла появиться систематическая ошибка от изнашивания. Однако процесс измерения занимал такой короткий промежуток времени, за который контактирующие поверхности не могли износиться настолько, чтобы повлиять на результаты измерений.

35

Для определения границы между полужидкостной и гидродинамической смазкой пользовались электрическим методом. Между валом и втулкой создавали напряжение 50 мВ и измеряли силу тока. Считали, что переход к гидродинамической смазке происходит после того, как пропадает металлический контакт между поверхностями, т.е. сила тока резко уменьшается. Все исследования проводились при комнатной температуре. Измерения силы трения и толщины смазочной пленки выполняли за очень короткий промежуток времени, чтобы исключить влияние разогрева масла. Вязкость используемых масел при небольших скоростях сдвига определяли на магнитном ротационном вискозиметре МВР-6 в поле 0,22 Тл. Чтобы определить эффективную вязкость при высоких скоростях сдвига, воспользовались подшипником (рис. 1.14), который не имел смазочной канавки и был предварительно облегчен до веса 1,5 Н. В подшипник заливали несколько капель масла для заполнения зазора между валом и втулкой. Выше некоторой скорости вращения вал занимал коаксиальное положение во втулке, а масло заполняло весь зазор. В этом случае подшипник играл роль коаксиального вискозиметра с весьма малым зазором. Для используемого нами подшипника эксцентриситет между валом и втулкой становился несущественно мал при скорости сдвига свыше 4·103 с-1. Графики зависимостей коэффициента трения в исследуемых подшипниках от скорости скольжения приведены на рис. 1.15. Графики получены при одинаковой удельной нагрузке на подшипник 1,13 МПа. Для увеличения объема экспериментальных данных аналогичные исследования проводились и при нагрузках 0,52 МПа; 2,05 МПа.

Рис. 1.15. Зависимость коэффициента трения от скорости при смазке маслом ММ-11.09.1 (1, 3); ММ-11.04.2 (2, 4); ММ-04.09.1 (5) для подшипников с номинальным зазором 21 мкм (1, 3) и 11 мкм (2, 4, 5) 36

Смазка осуществлялась тремя магнитными маслами, различающимися вязкостью и намагниченностью: ММ-11.01.1 (намагниченность 26 кА/м), ММ-04.09.1 (24 кА/м), ММ-11.04.2 (35 кА/м). Реологические свойства масел отражены на рис.1.16. Здесь же приведены графики зависимости напряжения сдвига от скорости сдвига, которая изменяется в диапазоне, характерном для масла, текущего в смазочной канавке. Видно, что масла имеют достаточно большое предельное напряжение сдвига и падающую от скорости сдвига зависимость пластической вязкости. При высоких скоростях сдвига, как и в исследованных подшипниках, пластическая вязкость не остается постоянной. Установленные фрикционные кривые имеют такой же физикотехнический смысл, как и диаграмма Херси-Штрибека. Они отражают зависимость коэффициента трения от режима смазки – граничной, полужидкостной или жидкостной (гидродинамической). Различие заключается в том, что на диаграмме Херси-Штрибека коэффициент трения определяется как однозначная функция от некоторого безразмерного параметра, куда наряду со скоростью входит нагрузка и вязкость масла. В нашем случае такой параметр использовать не представляется возможным потому, что вязкость магнитного масла зависит от скороси сдвига, которая непостоянна в разных точках смазочного слоя.

а б Рис. 1.16. Реологические свойства магнитных масел В области граничной смазки коэффициент трения в подшипниках, смазываемых различными магнитными маслами, был выше, по крайней мере, 0,05. Этот диапазон (см. рис. 1.15) не охвачен. Нисходящая ветвь на

37

кривых рисунка и часть восходящей соответствуют полужидкостной смазке. С помощью электрических измерений было установлено, что полный переход к гидродинамической смазке происходит при скорости скольжения в 1,5 – 2 раза превышающей скорость, соответствующую минимуму коэффициента трения. Важный практический результат исследований заключается в том, что, увеличивая вязкость магнитного масла, можно добиться перехода к внутреннему трению, значит, исключить износ даже при достаточно малых скоростях скольжения. В обычных подшипниках, смазываемых немагнитными маслами, также можно достичь этого, но сохранить эффект продолжительное время затруднительно. Рассмотрим, в какой мере можно использовать классические методы расчета традиционных радиальных гидродинамических подшипников [15, 20] применительно к подшипникам, смазываемым магнитными маслами. При проведении теоретических расчетов гидродинамических подшипников необходимо пользоваться данными, представленными в табличной или графической форме. Это не всегда удобно, особенно если требуется многократно повторять расчеты для оптимизации условий работы подшипника. Для выполнения инженерных расчетов на компьютере можно воспользоваться полученными формулами на основе аппроксимации известных данных. Коэффициент трения в подшипнике ⎤ ⎡ ⎢ − Z (0,22 Z +0,36) ⎥ 1 , 06 ⎦ ⎣ λ , f = 1,16ΨZ h 2Δ где Ψ = – относительный зазор, d – диаметр вала; Z = m – относиd Δ тельная толщина минимальной смазочной пленки, hm – абсолютная l толщина; λ = – относительная длина подшипника. d Величина Z может быть определена в интервале 0,15 < Z < 0,75, если

известно число Зоммерфельда S 0 =

PΨ 2

ηω

(Р – давление на подшипник; ω –

угловая скорость) из уравнения 0,72 S = (0,52 − 1,9 ln Z )λ0,33Z exp[− (1,37 + 0,8 ln Z )λ ] . 0 Для того чтобы выполнить расчеты подшипника, необходимо знать вязкость масла в зазоре между валом и втулкой. Вязкость используемых масел различна в конфузорной и диффузорной областях зазора из-за ее зависимости от скорости сдвига. При расчетах принимается некоторая средняя вязкость, соответствующая скорости сдвига при коаксиальном расположении вала. 38

Результаты нескольких теоретических расчетов коэффициента трения и толщины смазочного слоя приведены в таблице 1.2, там же показаны соответствующие экспериментальные значения. Видно, что сходимость экспериментальных и расчетных значений параметров трения достаточно хорошая. Для достижения сходимости необходимо сделать следующее допущение: зазор между валом и втулкой равняется не экспериментально определенному ∆n (номинальному), а увеличенному на суммарную высоту микронеровностей у втулки RZ1 и вала RZ2, т.е. зазор ∆=∆n + RZ1+ RZ2. Из-за шероховатости поверхностей поправка к величине номинального зазора всегда должна быть сделана, особенно когда зазор сравним с высотой микрошероховатостей. Таблица 1.2 Сравнение расчетных и экспериментальных значений коэффициента трения и минимальной толщины смазочной пленки Масло V, м/с мм Расчет Эксперимент h, мкм h, мкм f f ММ-11.09.1 0,17 21 0,025 11,7 0,026 11 ММ-11.09.1

0,17

21

0,022

10,1

0,024

9,5

ММ-11.04.2

0,24

21

0,023

10,3

0,024

8,7

ММ-11.04.2

0,24

21

0,020

9,3

0,022

8,5

Справедливость именно такой поправки можно считать обоснованной лишь экспериментально для исследуемых подшипников. Анализируя значения параметров, характеризующих условия трения, при которых наступает минимум коэффициента трения, была установлена следующая закономерность. С точностью до 15 % минимум коэффициента трения наступает при значении числа Зоммерфельда, соответствующего критической толщине смазочной пленки hK = RZ1+ RZ2 в идеализированном гидродинамическом подшипнике, у которого зазор ∆ = ∆n+RZ1+RZ2 и микровыступы поверхностей имеют одинаковую высоту. При указанной толщине пленки смазки внутреннее трение в реальном подшипнике является лишь преобладающим, потому что есть небольшое количество микровыступов с высотой, больше RZ, создающих внешнее трение. Но соотношение между различными видами трения при указанных условиях как раз такое, которое соответствует минимуму коэффициента трения. На основании приведенных данных можно сделать вывод. Вопервых, в магнитожидкостных подшипниках достаточно легко создать гидродинамический режим смазки, варьируя вязкостью масла. Во-вторых, с достаточной для технических целей точностью магнитожидкостные гидродинамические подшипники можно рассчитать с помощью класси39

ческих методов, но при этом следует особое внимание обратить на точное определение вязкости масла в зазоре при заданной скорости вращения вала. 1.2.2. Работа магнитожидкостных подшипников при граничной смазке

При высоких нагрузках на подшипник или малых скоростях вращения вала толщина смазочной пленки недостаточна для разделения трущихся поверхностей и граничное трение становится доминирующим. В этом режиме происходит износ поверхностей, и поэтому он менее предпочтителен, чем гидродинамический, но избежать его не всегда удается. В отличие от известных подшипников, работающих при граничной смазке, в магнитожидкостных подшипниках содержится большое количество резервного масла и обеспечивается непрерывная регенерация его на фрикционном контакте. В подшипниках, например, заполненных немагнитным пластичным смазочным материалом, отсутствует механизм надежной подачи его в зону трения, а в подшипниках с пористыми втулками для поступления масла из пор подшипник предварительно должен разогреться за счет фрикционного тепла, т.е. заведомо он не может работать с малым трением. Основная задача, которая должна быть решена для создания долговечных магнитожидкостных подшипников, работающих при граничной смазке, заключается в правильном выборе материалов вала, втулки и смазочного масла. Схема установки, использованной для исследования радиальных подшипников скольжения, изображена на рис. 1.17. Отличительные особенности установки: • простота конструкции позволяет проводить испытания практически всех приемлемых радиальных подшипников скольжения с различной структурой магнитной цепи; • возможность проводить испытания двух подшипников в одинаковом нагрузочно-скоростном режиме, что позволяет быстро и надежно сравнивать эффективность работы различных конструкций и сокращает время для сбора статистического материала; • самообеспечивается соосное расположение вала и втулки. Установка состоит из пространственной рамы, играющей роль несущей конструкции, включающей нижнюю 1, среднюю 2, верхнюю 3 плиты, соединенные стойками 4. К раме крепится привод из электродвигателя постоянного тока 5, муфты 6, планетарного редуктора 7, зубчатой передачи, передающей вращение валу 8. Вал опирается на внутренние кольца шарикоподшипников 9, запрессованных в стойках. 40

Различные конструкции подшипников скольжения, смазываемых магнитными и традиционными маслами, размещаются в нагрузочных узлах 10.

Рис. 1.17. Схема установки для исследования подшипников Давление на подшипник создается набором грузов, приложенных через рычажную систему. С противоположных сторон к нагрузочному узлу прикреплены тяги 11 и 12 для передачи нагрузки от рычажной системы и измерения износа с помощью индикаторов перемещений, закрепленных в стаканах верхней плиты. Момент трения снимался с корпуса исследуемого подшипника и определялся с помощью тензобалки. Вал 8 опирается на внутренние кольца шарикоподшипников 9, запрессованных в стойках 4. Различные конструкции подшипников скольжения, смазываемых магнитными и традиционными маслами,

41

размещаются в нагрузочных узлах 10. Давление на подшипник создается набором грузов, приложенных через рычажную систему. С противоположных сторон к нагрузочному узлу 10 прикреплены тяги 11 и 12 для передачи нагрузки от рычажной системы и измерения износа с помощью индикаторов перемещений, закрепленных в стаканах верхней плиты 3. Момент трения снимался с корпуса исследуемого подшипника и определялся с помощью тензобалки. Диаметр вала, в контакте с которым работали опытные подшипники, 20 мм, изготовлен из стали У8А. Частота вращения вала изменяется от 1 до 30 с-1, контактные давления в диапазоне 0,1 – 2 МПа (при длине втулки, равной диаметру). При граничном режиме смазки изучались свойства базового магнитожидкостного подшипника (см. рис. 1.2а) с симметричной магнитной системой. Во втулке подшипника в центральной ее части выполнено кольцевое углубление, равное по ширине толщине магнита, поэтому втулка имеет две отдельных опорных поверхности. Для того чтобы создать условия для работы подшипника при граничной смазке в широком нагрузочно-скоростном диапазоне, выбрано отношение длины опорной поверхности к диаметру вала l/d, равное 0,25. Втулки подбирались по валу с таким условием, чтобы относительный диаметральный зазор был около 3·10-3. Учитывая, что суммарная высота микровыступов RZ вала и втулки составляла не менее 5 – 6 мкм, то коэффициент нагруженности подшипника, работающего при граничной смазке, должен быть более 1 – 1,5. Исходя из этого определялись конкретные условия испытаний. Измерения износа производились дискретно через 5 – 7 ч. Измерялся суммарный износ втулки и вала после отключения электродвигателя и охлаждения подшипникового узла до комнатной температуры. За величину износа принималась разность между диаметральными зазорами в подшипнике до и после каждого цикла испытаний. Систематическая ошибка определения величины износа не более 0,3 мкм. Для испытаний крупногабаритных подшипников с диаметром вала более 30 мм использовалась машина трения СМЦ-2, которая модернизирована в основном для того, чтобы можно было измерять небольшие моменты трения и прикладывать радиальную нагрузку к подшипникам с диаметром корпуса более 150 мм. Для удовлетворения требованиям узел трения машины СМЦ-2 был подвергнут переделке (рис. 1.18). На вал 1 шпиндельного узла опирается втулка 2 подшипника 3, смазываемого магнитным маслом. Корпус подшипника скольжения 4 установлен во внутреннем кольце шарикоподшипника 5, к наружному кольцу которого через призму 6 прикладывается радиальная нагрузка. В корпусе, выполненном из немагнитного материала, располагается набор постоянных магнитов, магнитопроводов и

42

втулка. Момент трения с корпуса подшипника скольжения воспринимается упругим элементом 7 с наклеенными к нему тензорезисторами.

Рис. 1.18. Модернизированный узел трения машины СМЦ-2 Для исследований выбраны сочетания материалов вала и втулки: латунь – сталь, бронза – сталь, сталь – сталь, керамика – сталь. По конструк-тивным причинам втулка всегда была из немагнитного материала. Учитывая возможное абразивное действие частиц магнитного масла, материалы подбирали таких марок, у которых выше твердость. Материалом вала во всех случаях была закаленная сталь У8А (HRC 60). Втулки, изготовленные из цветных антифрикционных материалов (латуни ЛЖМц 59-1-1, бронзы БРАЖ9-4 и немагнитной стали 12Х18Н9Т), хотя и имеют твердость, достаточно высокую для указанного класса материалов, но в то же время значительно уступают по твердости частицам магнетита. Предполагалось, что износостойкость этих материалов возрастает при трении самопроизвольно за счет установленного нами эффекта упрочнения поверхности дисперсным материалом. Перспективным является применение для магнитожидкостных узлов трения деталей с оксидными керамическими покрытиями, полученными новым методом – анодированием в электролитическом разряде [22, 23]. Сущность процесса получения покрытия сводится к электрохимическому окислению вентильного металла в режиме анодного искрового или микродугового разряда.

43

Для исследований были выбраны втулки из алюминиевого сплава с нанесенным на них корундовым покрытием. Покрытие получали по технологии, предложенной Г.А. Марковым и называемой им микродуговым оксидированием (МДО-технология). Установка для получения покрытий состоит из конденсаторного источника тока и ванны с рубашкой охлаждения, заполненной водным электролитом. Базовым электролитом являлся водный раствор технического жидкого стекла и гидроксида натрия, содержание которых около 6 и 2 г/л соответственно. Формовка покрытия осуществлялась в течение 4 – 5 ч при плотности тока 0,1 – 0,15 А/см2 и напряжении, изменяющемся от 450 в начале процесса до 670 В в конце. В первые несколько десятков минут после начала процесса формовки покрытия происходит нарастание на поверхности рыхлого слоя, образованного из неорганических полимеров силиката натрия, частично прореагировавшего с алюминием. В этот период времени формовка покрытия протекает в режиме анодного искрового разряда. Затем искровой разряд переходит постепенно в дуговой. Температура в локальных областях на поверхности алюминия, где протекает дуговой разряд, повышается настолько, что создаются условия для образования кристаллического оксида алюминия. Рост оксидной пленки продолжается около 3 ч, после чего ее толщина достигает критического значения, и если процесс не остановить, происходит отслаивание покрытия. Максимальная толщина оксидной пленки на поверхности алюминиевых сплавов, при которой еще сохраняется ее высокая адгезия к подложке, составляет около 100 мкм. Общая толщина покрытия, образующегося на поверхности металла, с учетом стеклообразного слоя около 300…400 мкм. Микротвердость покрытия возрастает по мере уменьшения его толщины. Верхний стеклообразный слой имеет микротвердость 4 – 5 ГПа; нижний, граничащий с металлом, 15 – 20 ГПа. Покрытия с наиболее высокой твердостью и прочностью образуются на алюминиевом сплаве Д16. Адгезия оксидного слоя к металлу очень высокая – (2 – 4)·108 Н/м2 и достигается за счет образования сильных химических связей. Все покрытия, полученные анодированием, имеют некоторую пористость. Оксидный слой МДО-покрытия содержит поры в пределах 5 – 15%, силикатный – до 40 %. Средний диаметр пор колеблется от 5 – 10 до 30 мкм, причем при уменьшении пористости диаметр, как правило, увеличивается. Изучение фазового состава оксидного слоя МДО-покрытия показало, что он в основном состоит из α- и γ-модификаций Al2O3 (корунда). В небольшом количестве в этом слое покрытия содержатся оксиды кремния (до 9 %), железа (до 2 %), натрия (до 2 %). МДО-покрытие имеет гетерофазный состав, причем высокопрочная дисперсная фаза α-Al2O3 окружена менее прочной дисперсионной (матричной) средой γ-Al2O3. 44

Были проведены исследовательские работы, направленные на совершенствование технологии МДО. Достигнуто сокращение времени формовки МДО-покрытия в 1,5 – 2 раза при соответствующем уменьшении энергоемкости процесса, а ускорение процесса достигается в первую очередь за счет более быстрого формирования технологического силикатного слоя определенной морфологии. Формовка покрытия первоначально в течение нескольких минут проводится в сильно концентрированном, а затем продолжается в стандартном электролите. Удалось отработать технологию восстановления покрытия на локальных участках поверхности, с которых оно удалено в результате износа или по другим причинам. Проблема восстановления заключалась в том, что в случае проведения формовки нового покрытия в обычном режиме происходит отслаивание оставшегося покрытия. По предложенной технологии восстановление проводится в специально подобранном силикатном электролите при малых плотностях тока в течение 2 – 2,5 ч. Для экспериментальных исследований выбраны МДО-покрытия, нанесенные на деформируемый алюминиевый сплав Д16. Покрытие наносилось на рабочую поверхность опытных образцов втулок с помощью катода, проходящего через нее. Изменение микротвердости и пористости покрытия по глубине приведено на рис. 1.19. Смазка подшипников проводилась наиболее перспективным для практических целей магнитным маслом на основе диоктилсебацината ММ-04.09.1, имеющим намагниченность 24 кА/м, вязкость в магнитном поле 0,2 Тл около 0,06 Па·с.

Рис. 1.19. Изменение микротвердости (1) и пористости (2) по глубине покрытия (штриховой линией показан номинальный размер до нанесения покрытия) 45

Все данные по трению и износу магнитожидкостных подшипников при различных контактных давлениях обобщены в табл. 1.3. Интенсивность износа определялась как среднее по двум параллельным испытаниям, если расхождение между ними не превышало 10 – 15%, в противном случае испытания повторялись. Продолжительность испытаний на износ подшипников с металлическими втулками была не менее 50 ч, а с упрочненными керамическим покрытием 200 – 300 ч. Таблица 1.3 Фрикционные свойства подшипников, имеющих втулки из различных материалов Материалы Условия трения Фрикционные свойства пары трения Ih·10-9 Р, МПа V, м/с f Сталь У8А – 1 0,6 0,11 0,9 бронза БрАЖ9-4 0,11 3,1 3 1,1 5 1,5 0,12 4,2

Сталь У8А – латунь ЛЖМц 59-1-1

1 3 5

0,6 1,1 1,5

0,12 0,13 0,13

1,2 3,9 5,6

Сталь У8А – сталь 12Х18Н9Т

1 3 5

0,6 1,1 1,5

0,10 0,15 0,13

0,8 1,7 3,4

Сталь У8А – керамика

1 3 5

0,6 1,1 1,5

0,07 0,09 0,09

0,05 0,18 0,25

Данные табл. 1.3 показывают, что износ контакта металл – металл значительно выше, чем контакта МДО-покрытие-металл. Трение в подшипниках с МДО-покрытием также ниже. В пределах всего срока испытаний интенсивность изнашивания подшипников с упрочненными втулками остается практически неизменной (рис. 1.20), а для подшипников с металлическими втулками снижалась к концу испытаний, что, очевидно, связано с более интенсивным изнашиванием материалов в период приработки и изменением площади контакта вала с втулкой.

46

Рис. 1.20. Динамика износа керамического покрытия при давлении 5 МПа и скорости 1,5м/с: 1 – поверхность с микротвердостью 9 ГПа; 2 –18 ГПа На рис. 1.21 приведены профилограммы поверхностей трения различных материалов. На поверхности втулок из сравнительно мягких материалов (сталь, бронза) в результате абразивного износа появляются глубокие кольцевые риски, которые не способствуют переходу к гидродинамическому трению. Существенных изменений поверхности с МДО-покрытием после трения нет: поверхность сохраняет тот же класс шероховатости, как исходная после тонкого шлифования, или становится даже более гладкой. Интенсивность изнашивания МДО-покрытий зависит от того, какой слой контактирует с валом. На рис. 1.20 показаны кривые износа для случая, когда вал контактирует с самым прочным и твердым слоем, содержащим преимущественно оксид алюминия, и слоем, лежащим выше и имеющим худшие механические свойства из-за большого содержания в нем стеклообразных продуктов.

а

Рис. 1.21. Профилограммы исходной (1) и изношенной (2) поверхностей материалов: а – 12Х18Н9Т; б – бронза БрАЖ9-4; в – корундовая керамика (ВУ, ГУ – вертикальное и горизонтальное увеличение)

47

б

в

Рис. 1.21. Продолжение Из приведенных данных вытекает, что наиболее целесообразно втулки для магнитожидкостных подшипников изготавливать из алюминиевых сплавов, а поверхности трения упрочнять методом МДО. Достоинства втулок с МДО-покрытиями: • керамический материал покрытия имеет сравнительно высокую износостойкость и хорошие антифрикционные свойства; • износостойкость возрастает по глубине покрытия, что можно использовать для приработки втулок, установленных с перекосом; • покрытие может быть нанесено на алюминиевый антифрикционный сплав, и тогда даже после разрушения покрытия подшипник не окажется в аварийном состоянии; • в процессе трения на поверхности покрытия втулки и соответственно на валу в результате абразивного действия магнитных частиц не образуются макронеровности, неблагоприятные для гидродинамического режима смазки; • технология изготовления втулок с керамическими покрытиями достаточно проста и экономична.

48

1.3. Влияние магнитореологических эффектов на фрикционные характеристики подшипников

Многокомпонентность магнитных масел приводит к тому, что их реологические свойства могут быть самыми разнообразными. Кривые течения магнитных масел хорошо соответствуют известным теоретическим зависимостям при малых концентрациях дисперсной фазы. При увеличении концентрации кривые течения могут изменяться самым непредсказуемым образом. Это происходит в результате усиления магнитостатического и гидродинамического взаимодействия частиц, образования из них различных кластерных структур. Влияние магнитного поля еще более усложняет характер течения магнитного масла. В гидродинамических подшипниках скорость сдвиговых 4 6 -1 деформаций достигает 10 – 10 с и даже больших значений. Известные данные по реологическим свойствам в основном получены при значительно меньших скоростях сдвига и не могут быть использованы при расчете магнитожидкостных подшипников. Из-за проявления эффекта структурообразования течение магнитных масел зависит от масштабных факторов, например, от толщины текущего слоя. Это затруднит использование известных данных по реологии. Поэтому следует выяснить значимость магнитореологических эффектов для трения в радиальных магнии-тожидкостных подшипниках скольжения. Необходимо проводить исследования на подшипниках с регулируемой вплоть до нуля величиной поля в зазоре между валом и втулкой, заполненном магнитным маслом. Это создает серьезные трудности при выборе конструкции подшипника. После детального анализа различных вариантов была выбрана компромиссная конструкция (рис. 1.22). Подшипник состоит из источника магнитного поля – постоянного кольцевого магнита 1 марки КС-37, цилиндрических втулокмагнитопроводов 2 из стали 30, установленных в немагнитном корпусе 3. Вал 4 выполнен из бронзы и имеет внутреннее сквозное отверстие. Внутри вала помещается цилиндрический магнитопpовод 5 с буртиками. Поток, создаваемый магнитом, направляется втулками в рабочий зазор, заполненный магнитным маслом 6, затем замыкается через цилиндрический магнитопpовод. Небольшое количество магнитного масла удерживается полями рассеяния около торцевых поверхностей втулок и служит для подпитки смазочного слоя. Величина поля в смазочном зазоре регулировалась дискретно путем изменения диаметра цилиндрического магнитопровода.

49

Рис. 1.22. Конструкция подшипника Исследования подшипника проводили в диапазоне полей в смазочном слое В = 0,01…0,17 Тл. Минимальное поле выбрано отличным от нуля для того, чтобы сохранить возможность подачи масла в зону смазки. Значение минимального поля таково, что его влияние на вязкость магнитного масла незначительно [10]. Указанным значением максимального поля ограничились потому, что уже в нем приращение вязкости близко к насыщению и такое поле характерно для магнитожидкостных подшипников. В зазоре со смазкой поле практически однородно и имеет только радиальную составляющую. Это является положительным моментом в конструкции подшипника. Такая топография поля позволяет изменить реологические свойства жидкости в наиболее широком диапазоне и тем самым достичь большей общности результатов. Для исследований были выбраны три магнитных масла, отличающиеся составом и намагниченностью. Масло ММ-11.4.2 изготавливалось на основе силоксановой жидкости и имело намагниченность 33 кА/м, вязкость 0,45 Па·с (при скорости сдвига 2·104 с-1 и напряженности поля 0,22 Тл). Масла ММ-17.09.1 и ММ-04.09.1 изготавливались на основе разных эфиров и имели намагниченность соответственно 29 и 31 кА/м, а вязкость 0,2 и 0,08 Па·с. Экспериментально изучалась зависимость силы трения в подшипнике от скорости вращения вала при различном значении поля в зазоре. Внешняя нагрузка к подшипнику не прикладывалась. Для исключения влияния на результаты исследования температурного фактора при каждом значении скорости сила трения фиксировалась сразу и после установления стационарного режима работы подшипника. Полагалось, что полученные результаты соответствуют температуре в смазочном слое, близкой к комнатной. Графики зависимости силы трения от скорости скольжения при экстремальных значениях поля приведены на рис. 1.23. Воздействие 50

магнитного поля приводит к тому, что характер изменения силы трения становится нелинейным. При малых зазорах и больших скоростях скольжения влияние магнитного поля на трение практически исчезает. Аналогичные зависимости для промежуточных значений поля лежат между кривыми, соответствующими экстремальным значениям. Увеличение вязкости магнитного масла приводит к тому, что кривая изменения силы трения от скорости при наложении поля постепенно теряет один из перегибов. На рис. 1.23 также продемонстрирована сила трения в подшипниках с максимальным полем в смазочном зазоре сразу после 48 ч стоянки. Изменение структуры масла приводит к значительному росту трения. В процессе работы подшипника трение снижается до первоначального. Рассматриваемый подшипник работает только под действием очень малой нагрузки, создаваемой его весом (0,4 Н). Тогда в исследуемом диапазоне скоростей эксцентриситет вала во втулках составляет всего несколько процентов от величины зазора. Поэтому зазор между валом и втулками можно считать кольцевым и не учитывать изменение скорости сдвига вдоль смазочной пленки.

Рис. 1.23. Скоростная зависимость силы трения: 1 – В = 0,01 Тл; 2 – В= 0,16 Тл; 3 – после стоянки 24 ч, В = 0,16 Тл

51

Приведенные данные показывают, что в небольших полях магнитное масло ведет себя как ньютоновская жидкость. Условно небольшими можно считать такие поля, в которых энергия дисперсных частиц масла меньше тепловой энергии mH KT < 1 , где m – магнитный момент частиц; Н – напряженность магнитного поля; Т – температура; К – постоянная Больцмана. При увеличении поля повышается вязкость, начинают проявляться не ньютоновские свойства., С одной стороны, это связано с тем, что rна r частицы со стороны поля воздействует момент сил [ mH ], препятствующий их вращению в сдвиговом потоке; с другой – с процессами образования в масле крупномасштабных структур из частиц. Когда при фиксированном поле возрастает скорость сдвига в смазочном слое, то постепенно происходит разрушение упорядоченного состояния в расположении частиц и направлении их моментов. В результате, вязкость масла уменьшается и стремится к вязкости без поля. Скорость, при которой начинается падение силы трения, значит и вязкости, можно оценить, сравнивая момент магнитных и гидродинамических сил, действующих на частицы. В зависимости от размеров частиц и вязкости дисперсионной среды падение вязкости магнитного масла начинается при величине скорости сдвига 104 – 105 с-1, что вполне сочетается с экспериментальными данными. Возрастание силы трения после стоянки подшипника – проявление тиксотропных свойств магнитного масла. В отсутствии сдвиговых напряжений в жидкости образуются тиксотропнообратимые кластерные структуры, приводящие к возрастанию вязкости. При работе подшипника структура разрушается, и вязкость возвращается к исходной. Из приведенных данных следует, что даже при высоких скоростях сдвига в смазочном слое, которые характерны для гидродинамических подшипников, проявляется влияние магнитного поля на реологические свойства магнитного масла. Из-за увеличения вязкости масла прирост силы трения под воздействием поля составляет несколько десятков процентов. Это значит, что несущую способность подшипника можно повышать с помощью магнитного поля (в том диапазоне скоростей и зазоров, где эффект увеличения вязкости существенен). Другой практический вывод следует из установленного эффекта тиксотропных превращений в масле, находящемся в смазочном зазоре под воздействием поля. Этот эффект, проявляющийся в повышении вязкости магнитного масла, можно использовать для ускорения перехода от граничного режима смазки к гидродинамическому режиму.

52

1.4. Расчет магнитного поля в рабочих зазорах магнитожидкостных подшипников Первый вариант подшипника. На рис. 1.24б показана наиболее общая магнитная система подшипника одной из перспективных конструкций с коаксиальным магнитным зазором.

а

б

Рис. 1.24. Обозначение сопротивлений участков цепи (а) и геометрических размеров магнитожидкостного подшипника (б) Требуется рассчитать поле, создаваемое постоянным магнитом 1 между магнитопроводом 2 и валом 3. Втулка подшипника, устанавливаемая внутри магнитопровода, имеет магнитную проницаемость μ ≈ 1, поэтому она не искажает поле и может не приниматься во внимание. Для увеличения полезного магнитного потока подшипник содержит замыкающий магнитопровод 4. Воспользуемся для расчетов методом электрической аналогии, в соответствии с которым магнитная цепь рассчитывается по уравнениям, аналогичным уравнениям электрической

53

цепи. Возможность представления магнитной цепи в виде эквивалентной ей электрической цепи основана на формальной аналогии уравнений, описывающих магнитостатическое поле и электрический ток. Магнитный поток (Ф) является аналогом силы тока, магнитодвижущая сила (FМ) – электродвижущей силы, магнитное сопротивление (R) – электрического сопротивления. На рис. 1.24а приведена схема распределения магнитных потоков в подшипнике и указано обозначение отдельных участков магнитной цепи. Электрический аналог магнитной цепи показан на рис. 1.25а. Пользуясь данными, приведенными в [24], сопротивление отдельных участков цепи можно выразить следующим образом: r −r 1 = 4 μ 0 r + (r1 − r )δ1 ln 1 ; R1−1 δ1 1 1 = = 3,3μ0 (r + 0,425δ1 ) ; R1− 2 R1− 4 1 2 μ0πl1 = ; R1−3 ln[(r + δ1 ) r ] (r − r ) ; 1 = 4 μ 0 r + (r2 − r )δ1 ln 2 R1− 5 δ1 (r − r ) ; 1 = 4μ 0 r + (r2 − r )δ 2 ln 2 R2 −1 δ2 1 1 = = 3,3μ0 (r + 0,425δ 2 ) ; R2− 2 R2− 4 2μ πl 1 0 3 ; = R ln r + δ r 2−3 2 2μ πl 1 = 0 5; R ln r / r 2−6 3 1 = 3,3μ0 [r + 0,425(r3 − r )] ; R2−7 1 r −r = 4μ0 r + (r1 − r )(r3 − r ) ln 1 ; r3 − r R2−8 1 = 2 μ0r1 ln(1 + 2l1 lm ) ; R3−1 1 = 1,04μ πr ; 0 1 R 3−2 1 μ0π r22 − (r + δ 2 )2 . = R3−3 lm

(

)

(

)

(

)

[(

) ]

( )

[

]

[

54

]

а

б

Рис. 1.25.Электрическая схема замещения (а) магнитной цепи (б) Выражение для сопротивления R2-5 не приводится в справочной литературе. Значение сопротивления R2-5 равняется сумме сопротивлений элементарных тороидальных слоев (см. топографию поля на рис. 1.25). Сопротивление каждого слоя можно приблизительно принять равным l ΔR = , 2−5 ΔS где l = ρ·β; ∆S – сpеднее значение сечения слоя. После несложных преобразований получим 1 2π ⎡ 1 − cosα ⎤ r3 − r ( ) ln α δ r r r . = + − − 3 2 δ2 sin α ⎥⎦ R2−5 α 2 ⎢⎣ 55

Чтобы определить внутреннее сопротивление магнита, запишем закон Ома для случая короткого замыкания: ΦRM = FM .

(

)

Учитывая, что Φ = μ0 I rπ r12 − r22 , FM = H CBlM , получим H lM . RM = CB μ0 I r π r12 − r22

(

)

Величина отношения H CB I r = Θ является постоянной для высокоэрцитивных магнитов и называется магнитной твердостью, тогда ΘlM RM = . μ0π r12 − r22 Общее сопротивление магнитной цепи R R +R RΣ = 3 1 2 + R , M R +R +R 1 2 3 где 1 1 1 1 = + +K+ ; R R R R 1 1−1 1−2 1−5 1 1 1 1 = + +K+ ; R R R R 2 2−1 2−2 2−8 1 1 1 1 = + + . R R R R 3 3−1 3−2 3−3 Полезный магнитный поток, проходящий через область А, В или С (на рис. 1.24 они ограничены штриховыми линиями), определяется следующим образом: (1.2) ⎡⎛ R ⎞ ⎤ ⎢ ⎜1 − M ⎟ R ⎥ RΣ ⎟ 2 ⎥ ΘI r l ⎢ ⎜⎝ ⎠ ⎥, M ⎢ Φ = A,B,C R R R + A,B,C ⎢⎢ 1 2 ⎥⎥

(

)

)

(

⎥⎦

⎢⎣

где RA,B,C – сопротивление соответствующего участка цепи: A, B, C. В первом приближении можно полагать, что напряженность поля внутри областей А и С зависит только от расстояния Z между осью вала и точкой наблюдения. Тогда напряженность поля в этих областях вычисляется через магнитный поток: Φ = A,C . H A,C 2πZl 4,5 Определим, как изменяется поле в области В между конусным магнитопроводом и валом. Поскольку магнитная проницаемость вала и

56

магнитопровода очень высокая (μ > 103), то силовые линии поля направлены по нормали к их поверхностям. Учитывая эти граничные условия, будем полагать, что силовые линии представляют собой дуги окружностей с радиусом ρ (см. рис. 1.25б) и центром в точке пересечения образующих вала и магнитопровода. Запишем закон сохранения магнитного потока: dΦ β ρ = dΦ βρ 0 , 0 0 где dΦ β ρ и dΦ βρ – элементарные магнитные потоки, проходящие через 0 0

0

цилиндрические площадки одинаковой высоты dρ и радиусами r+ρ0sinβ0 и r+ρ0sinβ. Считая, что в пределах рассматриваемых площадок напряженность поля не изменяется, получим H βρ = r + ρ 0 sin β dρ = H β ρ = r + ρ 0 sin β 0 dρ . 0 0 0 Если полагать известным значение поля в некоторой точке с координатами (ρ0, β0), то зависимость поля от угла β r + ρ sin β (1.3) 0 0 . H =H βρ 0 β 0 ρ 0 r + ρ sin β 0 Для определения зависимости поля от ρ воспользуемся теоремой о циркуляции вектора магнитной индукции: r r H ∫ dl = 0 . Рассмотрим замкнутый контур 1-2-3-4 (см. рис. 1.25б), причем возьмем dl1-4=ρdβ, dl2-3=ρ0dβ и в пределах dl1-4 и dl2-3 будем считать поле неизменным. Учитывая, что 2 r r 4 r r ∫ Hdl + ∫ Hdl = 0 ,

)

(

)

(

) )

( (

1

3

получим выражение для поля в произвольной точке H

βρ

=H

ρ0 βρ ρ . 0

Учитывая (1.3), можно записать выражение для Нβρ в виде r + ρ sin β ρ C 0 0 0= =H H βρ β ρ r + ρ sin β ρ ρ (r + ρ sin β ) , 0 0 где С = const. Магнитный поток, проходящий магнитопровода подшипника r r Φ B = ∫ H βρ dS . S

57

через

конусную

(1.4)

область

В

Для упрощения расчетов выберем поверхность интегрирования S, совпадающую с поверхностью вала (β = 0), тогда δ tgα +l (1.5) ⎛ δ 2 + l3tgα ⎞ 2πCdρ ⎟⎟ . ΦB = = 2πC ln⎜⎜ ∫ ρ δ ⎝ ⎠ 2 δ tgα 2

3

2

Сравнивая выражения для магнитного потока (1.2) и (1.5), получим аналитическое значение константы С, необходимое для расчета поля по формуле (1.4): ⎡⎛ R ⎞ ⎤ ⎢ ⎜1 − M ⎟ R ⎥ RΣ ⎟ 2 ⎥ ⎢⎜ ΘI r l 1 ⎠ ⎥. M ⎢⎝ C= 2πR R +R ⎞ ⎛ 2−5 ln⎜ δ + l3tgα ⎟ ⎢⎢ 1 2 ⎥⎥ ⎜ ⎝

δ2

⎟⎢ ⎠⎣

⎥⎦

В переходных зонах между областями А и В, В и С поле плавно изменяется от одного значения в одной области до значения в другой, поэтому можно записать НA ≥ НBmax, НC ≤ НBmin, где НBmax, НBmin – максимальное и минимальное значения поля в области В. Второй вариант подшипника. Рассчитаем напряженность магнитного поля в аксиальном и радиальном магнитных зазорах радиально-упорного магнитожидкостного подшипника (рис. 1.26).

Рис. 1.26. Схема магнитных зазоров, заполняемых магнитным маслом Будем считать, что геометрия зазоров одинакова (рис. 1.27): каждый из них состоит из плоскопараллельной части (А, А') и клиновидной (В, В'). 58

Полезный магнитный поток через эти области (см. рис. 1.27): ΦRi (1.6) Φi = , Ri где

i = A, A′, B, B′ ; R =R ; R =R ;R = R ;R = R ; A 1− 1 B 1− 2 A′ 2−1 B′ 2−2 R

A, B

=R , R =R . 1 A′, B′ 2

Рис. 1.27. Сопротивление отдельных участков цепи Полный магнитный поток

ΘI r l

R M 3 , 2R R + R + R R + R M 3 1 2 M 3 где сопротивление отдельных участков цепи: 1 1 1 1 = + + ; R1 R1−1 R1− 2 R1−3 Φ=

(

)(

1 1 1 1 = + + ; R2 R2−1 R2− 2 R2−3 1 1 1 = + ; R3 R3−1 R3− 2

59

)

R = M

2Θl M ; 2 2 ⎛ ⎞ μ0β ⎜ r2 − r1 ⎟ ⎝ ⎠

1 = μ0l1h1 / δ1 ; R1−1

(

)

μ h ⎡ 2 r − r − l ⎛ϕ = 0 1 ln ⎢1 + 2 1 1 tg ⎜⎜ 1 2 ϕ1 ⎢ δ1 R ⎝ 1− 2 ⎣ 1

1 R1−3

⎞⎤ ⎟⎥ ; ⎟⎥ ⎠⎦

= 0,52 μ0 [(r2 − r1 ) + h1] + 0,308μ0 [δ1 + (r2 − r1 − l1 )tg (ϕ1 2 )] ; 1 R2−1

= μ0l2 (r2 − r1 ) / δ 2 ;

)

(

⎤ μ r − r ⎡ 2l = 0 2 1 ln ⎢1 + 2 tg ϕ 2 ⎥ ; 2 ⎥ R ϕ2 δ2 ⎢ 2−2 ⎣ ⎦

1

1 R 2−3

[(

)

(

) ]

[ (

)(

)]

= 0,52μ r − r + h + 0,308μ δ + h + l tg ϕ 2 ; 0 2 1 2 0 2 2 2 2 1 R 3−1

)

(

= 0,52μ β r + r ; 0 1 2

)

(

μ0 β r2 + r1 ⎛⎜ h + h ⎞⎟ = ln⎜1 + 1 2 ⎟ . R 2π 2l M ⎠ ⎝ 3−2 1

В вышеприведенных формулах β – угловой размер используемой части кольцевого постоянного магнита. Считая поле в области А и А' приблизительно однородным, его можно определить следующим образом: Φ Φ À′ . H = A; H = ′ A lh A l r −r 11 2 2 1 Поле в клиновидной части зависит только от одной поляной координаты ρ (полюс находится в точке пересечения образующих зазора):

(

H

C

B, B′

= BB′ ,

ρ

где C B, B′ = const .

60

)

Определим константу C B, B′ для области В'. Запишем магнитный поток, проходящий через произвольную поверхность S в клиновидной области: Φ

Отсюда, учитывая (1.6), C

B′

=

[

ΘI r l

⎡

) (

(

⎤ 2 h −l 2 2 tg ϕ 2 ⎥ . 2 ⎥ δ2 ⎦

R R M 3 2

)](

)

(

)

.

) (

.

⎡ 2 h −l ϕ ⎤ 2 R R + R + R R + R r − r ln ⎢1 + 2 2 tg 2 ⎥ R 2−2 M 3 1 3 M 3 2 1 ⎢ 2⎥ δ2 ⎣ ⎦

(

)(

По аналогии получим C = B

)

(

= H dS = C r − r ln ⎢1 + B′ S∫ B′ B′ 2 1 ⎢ ⎣

[

ΘI r l

(

)(

R R M 3 1

)]

)

(

⎡ 2 r − r −l ⎤ 2 1 1 ⎢ R tg ϕ 2 ⎥ 2 R R + R + R R + R h ln 1 + 1−2 M 3 1 3 M 3 1 ⎢ 1 ⎥ δ1 ⎣ ⎦

)

Третий вариант подшипника. Определим поле в аксиальном магнитном зазоре подшипника с магнитом в форме прямоугольного параллелепипеда (рис. 1.28).

Рис. 1.28. Схема магнитной цепи подшипника Магнитный поток, проходящий через интересующие нас области А, В, С определяется так: ΘI r l R M (1 − M ) , Φ = A,B,C R RΣ A,B,C

61

где

R =R ; R =R ; R =R ; B A 1−1 1−2 C 1−3 RR RΣ = R + 1 2 ; M R +R 1 2 1 1 1 1 1 = + + + ; R R R R R 1 1−1 1−2 1−3 1−4 1 1 = ; R R 2 2−1 1 R 1−1 1 R 1−2

μ L ⎡ 2(h − l ) ⎤ = 0 ln ⎢1 + 1 tg ϕ 2⎥ ; β

1 R 1−3 1 R 1−4

L =μ l ; 0 δ

δ

⎢⎣

=

⎥⎦

μ0h2 L ; (δ + 2h tg ϕ 2) 1

= 0,52μ ( L + h + h ) + 0,154μ δ ; 0 1 2 0

1

= 0,52μ ( L + h ) + 0,308μ l . M 0 0M R 2−1 Напряженность магнитного поля в областях А, В, С Φ Φ Φ B H = A; H = C ; H = , B A lL C H L ⎤ ⎡ 2(h − l ) 2 ρL ln ⎢1 + 1 tg ϕ 2⎥ ⎢⎣

δ

⎥⎦

где ρ – полярный радиус, отсчитываемый от точки пересечения образующих клиновидного зазора. 1.5. Физико-механические свойства диэфирных магнитных масел для самосмазывающихся подшипников Коллоидная устойчивость масел. Магнитные масла, находящиеся в подшипниках, воздействуют достаточно сильно на магнитное поле. Поэтому в масле может происходить агрегатирование частиц и их седиментация. Указанные процессы негативно влияют на свойства подшипников и должны быть сведены к минимуму.

62

Рассмотрим результаты изучения коллоидной неустойчивости перспективных магнитных масел (табл. 1.4) и некоторых жидкостей в неоднородном магнитном поле. На рис. 1.29 приведены данные, показывающие нарастание намагниченности исследуемых веществ в той части заполненной ими области, где неоднородность поля и его абсолютное значение максимальны (в месте расположения нижней точки кюветы с веществом). Кривые изменения намагниченности можно разбить на три участка. На первом наблюдается резкое возрастание намагниченности за короткий промежуток времени (десятки минут), на втором рост намагниченности замедляется, на третьем, который начинается через несколько десятков часов, изменение намагниченности становится незначительным. Таблица 1.4 Состав магнитных масел

Масло

Основа

Стабилизатор

Магнитная фаза

ММ-04.07.1

ДОС

ТЭА

Магнетит

ММ-04.09.1

ДОС

Жирная кислота

ММ-04.16.1

ДОС

ФМ-6

ММ-05.09.1

ДБС

Жирная кислота

ММ-07.10.1

ТЭА

ОЭ-3

ММ-11.01.1

ПЭС-5

Олеиновая кислота

ММ-11.09.1

ПЭС-5

Жирная кислота

ММ-13.09.1

ПЭС-В-2

Жирная кислота

ММ-15.09.1

Турбинное масло

Жирная кислота

ММ-16.09.1

Эфир пентаэритрита

Жирная кислота

ММ-17.09.1

ДНФ

Жирная кислота

ММ-19.14.1

ПОМ

F-49

ММ-22.09.1

Тетрадекан

Жирная кислота

ММ-23.01.1

МВП

Олеиновая кислота

ММ-11.04.2

ПЭС-5

ХС-2-1ВВ

ММ-14.01.2

ХС-2-1ВВ

Олеиновая кислота

Железо

Резкое возрастание намагниченности на первом участке объясняется перераспределением в поле агломератов из магнитных частиц. Из-за большого магнитного момента агломератов магнитная сила, действующая 63

на них, легко преодолевает силы внутреннего трения, тормозящие их движение, и поэтому намагниченность растет быстро. Как следует из рис. 1.29, скорость нарастания намагниченности на первом участке зависит от вязкости дисперсионной среды: чем она меньше, тем быстрее нарастает намагниченность.

Рис. 1.29. Устойчивость магнитных жидкостей ( ∇H = 3,7·108 А/м2): 1 – ММ-22.09.1; 2 – ММ-15.09.1; 3 – ММ-13.09.1; 4 – ММ-11.01.1; 5 – ММ.19.14.1; 6 – ММ-05.09.1; 7 ММ-04.09.1; 8 – ММ-04.16.1 64

Если агломераты из магнитной жидкости удалить с помощью магнитной сепарации, то скорость роста намагниченности замедляется (рис. 1.30). Для того чтобы удалить агломераты гравитационной сепарацией, требуется значительно большее время (на рис. 1.30 кривая 1 соответствует жидкости сразу после приготовления, кривая 2 получена для жидкости, выдержанной в центрифуге в течение 2 ч при перегрузке 3·103 g). К сожалению, магнитная и гравитационная сепарация подходят не всегда, так как даже в небольших по величине полях образуются новые агрегаты. При увеличении поля агрегативная неустойчивость жидкостей становится еще хуже. Частично на первом участке и в основном на втором нарастание намагниченности происходит из-за больцмановского перераспределения моночастиц во внешнем силовом магнитном поле. Для практических целей наиболее важной является намагниченность жидкостей на третьем участке, т.е. равновесная намагниченность, которая устанавливается через несколько часов после включения поля. Чем больше равновесная намагниченность масла, тем выше ее абразивное действие после начала работы узла трения. Равновесная намагниченность (см. рис. 1.29) получена в полях с неоднородностью, которая в технических устройствах редко бывает выше, и поэтому ее значение можно считать близким к предельному. Если после установления равновесной намагниченности убрать поле, то намагниченность релаксирует всего на несколько процентов. Магнитные жидкости в полях с неоднородностью ∇H > 4 ⋅ 108 А/м2 теряют седиментационную устойчивость. Магнитные частицы сближаются настолько, что происходит их необратимая агломерация. Из теоретических соображений объемная концентрация магнитной фазы в области максимального поля ϕ = ϕ0 (1 + 2δ d )3 , где φ0 – объемная концентрация магнитных частиц, покрытых сольватными оболочками; δ – толщина оболочек; d – диаметр частиц. Жидкости на рис.1.29 стабилизированы олеиновой кислотой (за исключением ММ-19.14.1), для которой δ = 2 нм. Тогда, если φ = 0,74, что соответствует плотной упаковке сфер, имеем φ0 = 0,27, а намагниченность должна равняться 129 кА/м или быть чуть выше из-за полидисперсности частиц. Сравнивая полученное значение намагниченности со значениями для различных жидкостей на рис. 1.30, можно отметить, что лишь одна жидкость имеет приблизительно такую же намагниченность.

65

Рис. 1.30. Устойчивость магнитного масла ММ-04.09.1 в зависимости от исходного состояния (а) и неоднородности магнитного поля (б): 1 – исходное масло; 2, 3 – подвергнутое обработке в центрифуге и неоднородном поле; 4 – при воздействии неоднородного поля ∇H = 3,7·108А/м2; 5 – ∇H = 1,88·108А/м2; 6 – ∇H = 0,6·108А/м2 В целом же тенденция такая: более высокая равновесная намагниченность у жидкости с меньшей вязкостью дисперсионной среды. Значит, в магнитном поле частицы не образуют плотную упаковку, между

66

частицами остаются полости, заполненные дисперсионной средой. Маловязкая дисперсионная среда удерживается хуже, чем высоковязкая. Магнитная жидкость ММ-22.09.1 в отличие от других имеет равновесную намагниченность даже около 150 кА/м. Такое значение можно объяснить только тем, что толщина сольватного слоя на частицах меньше 2 нм. Это может быть в том случае, когда неполярная часть молекулы олеиновой кислоты плохо совместима с дисперсионной средой и происходит ее изгиб, т.е. толщина сольватного слоя уменьшается. Перспективным представляется способ стабилизации дисперсных частиц полимерными оболочками. На рис. 1.29 приведены кривые 7, 8 для двух магнитных масел на основе диэфира, в одном из которых частицы стабилизированы жирной кислотой, другое масло содержит частицы с полимерными оболочками, синтезированными из олигоэфира. При почти одинаковой вязкости дисперсионной среды равновесная намагниченность у них различается в 1,8 раза. Было изучено влияние степени неоднородности поля на величину равновесной намагниченности. Как и следовало ожидать, равновесная намагниченность снижается, когда поле становится менее неоднородным. Для характеристики коллоидной устойчивости предложен параметр q, равный отношению намагниченности однородной исходной магнитной жидкости I0S к равновесной намагниченности IHS в неоднородном магнитном поле, т.е. . q=I I 0S HS Чем ближе значение параметра q к единице, тем выше устойчивость магнитного масла (жидкости), по этому параметру наиболее устойчивыми являются жидкости ММ-11.01.1, ММ-19.14.1, ММ-04.09.1. Не менее важный результат этих исследований состоит в том, что установлена критическая степень неоднородности поля, ниже которой не происходит потеря магнитным маслом агрегативной устойчивости, т.е. после снятия поля в жидкости не остается сгустков из магнитных частиц или агломератов. Это особо важно для магнитожидкостных узлов трения, в смазочном масле которых из-за излишне сильных полей могут появиться крупные и прочные агломераты, сильно изнашивающие поверхности. Для исследованных магнитных масел критическое значение неоднородности поля ∇H K = 5 ⋅ 10 7 А/м2. Испаряемость и термостабильность масел. Долговечность магнитожидкостных подшипников в значительной степени зависит также от испаряемости и термической стабильности магнитных масел. Под термической стабильностью подразумевают способность масел протиивостоять окислению, деструкции и полимеризации молекул. Испаряемость масел зависит от их химической структуры, поэтому в определенной мере связана с термостабильностью. 67

В отличие от традиционных немагнитных масел в магнитных содержатся дисперсные частицы с большой удельной поверхностью, способные оказывать каталитическое влияние на окисление и деструкцию молекул. Испаряемость и термостабильность изучались в статике и динамике. В статике определялось изменение массы образца масла в условиях термостатирования. Масса масла изменялась за счет испарения с открытой поверхности, обращенной в атмосферу, и изменения молекулярной массы компонентов. Толщина слоя масла была достаточно большой, чтобы уменьшить влияние постепенного изменения содержания компонентов из-за испарения. Исследование термостатированных процессов в динамических условиях производилось на дериватографе. Кроме потери массы в зависимости от температуры (ТГ-анализ) дополнительно записывались дифференциальные кривые потери массы (ДТГ-анализ) и кривые дифференциального изменения температуры образца масла (ДТ-анализ), которые позволяют зафиксировать тепловые эффекты при изменении химической структуры масла. На рис. 1.31 представлены графики скорости изменения нормиpованной массы mS масла (в расчете на единицу свободной поверхности) от времени для различных смазочных композиций на основе диоктилсебацината (ДОС) при температуре 100ºС. Кривые построены на основе данных графического дифференцирования зависимостей потери массы от времени. Скорости процесса испарения и других процессов, протекающих под воздействием температуры и кислорода воздуха в жидкости ДОС и магнитном масле ММ-04.09.1 на ее основе без антиокислительной присадки, имеют различия. На начальном этапе скорость изменения массы магнитного масла уменьшается и даже меняет знак, т.е. масса начинает нарастать. В это время масло интенсивно поглощает кислород, в нем преобладают реакции окисления и полимеризации с образованием низколетучих высокомолекулярных соединений, о чем свидетельствует возрастание вязкости. В дальнейшем скорость окисления уменьшается, наступает равновесие между скоростью испарения и увеличения плотности масла; скорость изменения массы стабилизируется. В жидкости ДОС протекают как процессы полимеризации, инициированные кислородом воздуха, так и реакции деструкции с образованием летучих продуктов. Соотношение между этими процессами таково, что скорость изменения массы вначале уменьшается, а затем остается постоянной.

68

а

б

Рис. 1.30. Временная зависимость интенсивности испарения при 100º С (а) и 150º С (б): 1 – ДОС; 2 – ММ-04.09.1; 3 – ДОС + 5 % ДФА; 4 – ММ-04.09.1 + 5 % ДФА При введении в смазочные композиции антиокислительной присадки дифениламина (5% объема) более характерными являются реакции деструкции с образованием летучих продуктов, т.к. реакции полимеризации блокируются ингибитором. Скорости изменения массы магнитного масла и его основы с присадками становятся приблизительно одинаковыми. Вязкость практически не изменяется. Из этих данных можно сделать вывод, что магнетит оказывает каталитическое влияние в первую

69

очередь на процессы полимеризации и слабо влияет на реакции деструкции молекул дисперсионной среды. Скорость изменения массы для жидкостей с антиокислительными присадками приблизительно равна их испаряемости. Результаты исследований изучаемых жидкостей на дериватографе приведены на рис. 1.32. В присутствии магнетита температура начала окисления уменьшается на 60ºС (кривая DТА). Введение антиокислительных присадок повышает температуру начала окисления и снижает активность этого процесса.

а

б в Рис. 1.31. Комплексный термический анализ масел: ДОС (а); ММ-04.09.1 на основе ДОС (б); ММ-04.09.1 + 5 % ДФА (в) При температуре 150ºС общий характер процессов сохраняется, скорость испарения возрастает в 5 – 6 раз. Для жидкостей с присадками скорость испарения продолжительное время уменьшается из-за того, что уменьшается количество легколетучих компонентов. Нарастание вязкости жидкостей с присадками во время испытаний при этой температуре в течение 250 ч было несущественным, слабо изменялась намагниченность. Долговременные испытания масла ММ-04.09.1 при температуре 170ºС показали, что влияние ингибитора нивелирует и вязкость масла постепенно возрастает, а намагниченность постепенно снижается. Поэтому для работы при температуре свыше 150ºС в масло ММ-04.09.1 нужно вводить другую антиокислительную присадку. В то же время заметим, что даже достигнутая предельная рабочая температура является сравнительно высокой. Такое магнитное масло, как С1-20, (аналог ММ-11.01.1), получившее широкое распространение, работоспособно до 100ºС и имеет испаряемость лишь на 40 – 60% меньше, хотя вязкость его больше в десятки раз из-за того, что для его изготовления используют низколетучую кремнийорганическую жидкость.

70

Реология магнитных масел. Свойства магнитожидкостных подшипников в большой мере определяет реология масел. От вязкости масел при низких скоростях сдвига зависит количество масла, подаваемого полем в зону трения, значит, режим трения. Вязкость при высоких скоростях сдвига определяет тепловой режим работы подшипника и несущую способность смазочного слоя. Большое значение имеет температурная зависимость вязкости. Например, для тяжелонагруженных подшипников желательно, чтобы вязкость слабо реагировала на температуру, а для слабонагруженных высокоскоростных подшипников благоприятным является снижение вязкости масла при разогреве. На рис. 1.33 показаны кривые течения диэфирных магнитных масел и вязкого кремнийорганического масла ММ-11.01.1. Кривые получены на ротационном вискозиметре МВР-Б при скорости сдвига от 4 до 2000 с-1 в диапазоне температур 20…100ºС и при наложении поперечного магнитного поля с индукцией 0,22 Тл. Намагниченность масел указана в подрисуночной подписи. При небольших скоростях сдвига (до 10…100 с-1) масла ведут себя как вязкопластические среды. Их можно хорошо описать с помощью модели Шведова-Винтама. Масла имеют предельное напряжение сдвига, значение которого тем меньше, чем более пологая зависимость напряжения сдвига от его скорости или, что то же самое, чем меньше вязкость дисперсионных сред масел. С увеличением скорости сдвига линейная зависимость напряжения сдвига от скорости нарушается, пластическая вязкость масла имеет тенденцию к уменьшению. Это объясняется постепенным разрушением образованной дисперсными частицами структуры под действием сдвиговых напряжений. По мере возрастания температуры магнитных масел их вязкость снижается в основном из-за соответствующей зависимости вязкости дисперсионных сред, хотя у последних они идут несколько круче. Маловязкие жидкости на основе диэфиров имеют более пологие вязкостно-температурные кривые, чем высоковязкие (диэфирное масло ММ-04.16.1 с полимерными оболочками на частицах и кремнийорганическое масло ММ-11.01.1). Быстрый спад вязкости наблюдается у масла на основе динонилфталата ММ-17.09.1 при температуре менее 60ºС, что, возможно, связано с термоактивированным процессом разрушения структуры масла. Этот же процесс, вероятно, сказывается и на температурной зависимости вязкости масла ММ-11.01.1, которая более крутая, чем у других масел, хотя для их дисперсионных сред тенденция не такая.

71

а

б

Рис. 1.33. Реологические свойства магнитных масел в зависимости от скорости сдвига (а) и температуры (б): 1 – ММ-11.01.1 (23 кА/м); 2 – ММ-04.09.1 (23 кА/м); 3 – ММ-17.09.1 (34 кА/м); 4 – ММ-04.09.1 (28 кА/м); 5 – ММ-05.09.1 (29 кА/м)

72

2. ОПОРЫ СКОЛЬЖЕНИЯ С МАГНИТНОЙ РАЗГРУЗКОЙ Качество машиностроительной продукции во многом обеспечивается совершенством подшипниковых опор. Они являются важнейшими структурными элементами машин и приборов и составляют основную часть узлов трения. Отказы техники, как правило, происходят из-за отказов подшипниковых узлов. Потенциальные возможности улучшения триботехнических параметров традиционных подшипниковых опор в настоящее время в значительной степени реализованы, хотя их значение остается определяющим. Кардинально улучшить свойства узлов трения можно использованием магнитных опор [1] и опор с магнитной разгрузкой. Нами предложены устройства, в которых постоянные магниты используются для разгрузки механических подшипников с целью снижения контактных давлений. В результате действия магнитной разгрузки трение в подшипнике и его износ резко снижаются, следовательно, возрастает надежность и эффективность работы механических систем в целом. 2.1. Принцип действия и некоторые конструктивные исполнения систем магнитной разгрузки Магнитная разгрузка. Магнитостатическая сила, возникающая между подвижной (например, вал) и неподвижной (например, вкладыш) частями подшипникового узла действует в направлении размыкания фрикционного контакта, при этом нагрузка на контакт уменьшается. Разгрузка таким методом осуществляется без механического контакта через воздушный зазор. Степень разгрузки регулируется изменением параметров магнитной цепи и может быть доведена до 0,95 при сохранении жесткости на достаточно высоком уровне. При этом происходит снижение трения и износа, повышение точности позиционирования, равномерности и плавности переходных режимов. Представляется перспективным применение магнитной разгрузки для направляющих скольжения. В работе [25] показано, что потери на трение и неравномерность скольжения (автоколебания) в тихоходных направляющих при граничной и смешанной смазке существенно снижаются при уменьшении нагрузки на контакт. Это обуславливает целесообразность введения в конструкции направляющих устройств разгрузки. В современном станкостроении применяют гидростатическую разгрузку подачей масла под давлением к закрытым смазочным карманам на поверхностях трения. В негидрофицированных станках применяют механическую разгрузку роликами, поджимаемыми пружинами и движу73

щимися, как правило, по вспомогательной (дополнительной) направляющей. Недостатком этих устройств является сложность их конструкции, низкая надежность в эксплуатации, ограниченная применимость. Более стабильные характеристики имеют устройства электромагнитной разгрузки. Такие устройства содержат укрепленные на подвижном узле электромагниты, тяговое усилие которых уменьшает давление на опору и взаимодействующие с ними накладки якоря на неподвижном узле. Устройство может дополнительно содержать выравнивающие электромагниты для уменьшения неравномерных по длине деформаций подвижного узла, но возникающее при этом остаточное намагничивание деталей машин приводит к необходимости еще большего усложнения конструкции введением генератора тока и размагничивающих катушек. Для снижения намагничивания и тепловых деформаций деталей в устройства вводится охлаждение: в сердечниках электромагнитов выполняют сквозные каналы, по которым прогоняется под давлением охлажденная жидкость. Отрицательными свойствами этих устройств являются недостаточная надежность (лимитируемая отказами в конструкции электромагнитов и электрической схеме их включения, а также отказами в механической системе машины вследствие остаточного намагничивания деталей), конструктивная сложность (обусловленная наличием относительно габаритных и массивных конструкций электромагнитов, источников электропитания, реле и т.д.) и недостаточная точность перемещений узлов по опоре (обусловленная деформациями несущих деталей вследствие разогрева электромагнитов и остаточного намагничивания). Этих недостатков лишена система разгрузки направляющих на постоянных магнитах. Для примера на рис. 2.1 приведена схема разгрузки направляющих станка.

Рис. 2.1. Схема разгрузки направляющих станка Магнитостатическая сила FZ, возникающая между магнитной системой и направляющими, действует в направлении размыкания 74

фрикционного контакта (но не размыкает) и приводит к снижению нормальной нагрузки F на контакт: F 103, и используя метод зеркального отображения, в случае призматического магнита квадратного сечения рассчитана максимальная разгружающая сила (2.3) F = 10−4 μ I 2 (a H )2 / 3V 2 / 3 , П 0 и удельная сила (при a/H = 2,4) P = 10− 4 μ I 2 . П 0 Напpимеp, для магнита с размерами a/H = 2,4, изготовленного из сплава SmCo5 с намагниченностью μoI = 0,8 Тл, максимальная удельная сила притяжения магнита без магнитопpовода составляет 13,5 Н/см2, а с магнитопpоводом 43,8 Н/см2. Если вместо указанного магнитопровода 2 использовать магнитопровод плоской формы, то сила снижается в два раза. Формулу (2.3) можно использовать для расчета систем с магнитами любых размеров. Для этого магнит системы разбивается на отдельные магниты квадратного сечения, и разгружающая сила находится в результате суммирования сил, созданных этими магнитами. Аналогичным образом можно рассчитать систему, содержащую осесимметричный магнит. Размеры магнитов в оптимальных системах с магнитопроводами остаются такими же, как без них.

84

В случае, когда магнитопровод 2 или пластина 3 имеют недостаточную толщину, то магнитная проницаемость, которая зависит от намагничивающего поля, может быть недостаточно большой только из-за значительной величины намагничивающего поля. Тогда расчет следует вести иными способами с учетом магнитного насыщения полюсных наконечников. Рассматривая подобие магнитных систем со свободными магнитами, легко показать, что относительные величины сил для цилиндрических и призматических магнитов квадратного сечения равны между собой: F F Ц П = 2 2 2 I πR I a2 Ц П при выполнении следующих критериев: H Ц HП = = idem , a πR L L Ц = П = idem . πR a Полагаем IЦ = IП = I. Тогда πR 2 F = F . Ц a2 П Силу взаимодействия подобных призматических магнитов с параметрами a, H, I и a1, H1, I1 соответственно представим следующим образом: a2I 2 F = F . П a 2 I 2 1П 1 1

Положим, что V1 = a12 H1 = 10− 6 м3 = 1 см3 , а μ0 I1 = 1 Тл , тогда получаем 2 (2.4) ⎛H ⎞ 3 * 4 2 2 F = 10 I a ⎜ П ⎟ F , П П ⎜ a ⎟ ⎝

⎠

где F * – сила взаимодействия магнитов единичного объема с единичной П остаточной индукцией. С учетом (2.4) получим формулу, которая позволяет вычислять силу взаимодействия цилиндрических магнитов, зная силу взаимодействия подобных призматических магнитов с единичным объемом: 2 2 ⎛H ⎞ 3 H 3 ⎞ ⎛ Ц ⎟ F = 104πR 2 I 2 ⎜ П ⎟ F * = 104πR 2 I 2 ⎜⎜ F* . ⎟ Ц П П ⎜ a ⎟ ⎜ πR⎟ ⎠ ⎝ ⎝

85

⎠

Если площади сечения подобных ( a = π R, H Ц = H П ) цилиндрических и призматических магнитов равны, то равны и силы их взаимодействия. Наиболее эффективной и часто используемой является элементарная система с П-образной магнитной цепью (рис. 2.11), которая состоит из постоянного магнита 1, двух полюсных магнитопроводов 2 и замыкающего магнитопровода в виде пластины 3. Расчет П-образной магнитной системы представляет наибольший практический интерес и приведен ниже.

Рис. 2.11. П-образная магнитная система 2.2.2. Выбор размеров и материалов для магнитной системы и приближенная оценка разгружающей силы Выбор размеров и материала магнитов. Размеры магнита am, bm, l (рис. 2.11) выбирают из конструктивных соображений, основным из которых являются размеры области в детали станка, предназначенной для установки в ней магнитной разгружающей системы. При этом нужно помнить, что разгружающая сила при малых зазорах пропорциональна произведению am × bm × l . Выбирая марку материала магнита, следует учитывать, что разгружающая сила пропорциональна Θ2Br2, т.е., например, для уменьшения размеров системы нужно использовать магниты с большей остаточной индукцией, но их стоимость выше. На размеры магнита накладывается только одно ограничение, которое вытекает из того, что собственное размагничивающее поле 86

магнита не должно превышать критического значения поля, выше которого начинается необратимое уменьшение намагниченности. Крайнее положение рабочей точки на кривой размагничивания, после которого начинает уменьшаться намагниченность, отмечено точкой К (рис. 2.12), а соответствующая напряженность поля HK. Исходя из вышесказанного для параметров магнитов должно выполняться неравенство ambm 2B . H K > r arctg 2 2 2 μ0π l am + bm + l Если неравенство выполняется незначительно, для того чтобы не допустить снижения Br от саморазмагничивания, следует проводить намагничивание магнитов, предварительно установив их в магнитную систему. Выбор полюсных магнитопроводов. Оптимальными с точки зрения получения максимальной силы являются полюсные магнитопроводы, у которых размеры: a = am, b = bm. Для упрощения технологии сборки и установки магнитной разгружающей системы допускается превышение a над am на 1...2%.

Рис. 2.12. Кривая размагничивания Толщина магнитопроводов выбирается такой, чтобы его магнитное сопротивление было минимальным. Это условие выполняется тогда, когда индукция B ≤ 0,75BS , где Bs – индукция насыщения материала магнитопровода. Величину B можно приблизительно оценить по формуле αΘBr ambm B= , hb 87

где α ≈ 0,9 – коэффициент кривой магнитного возврата; Θ – магнитная жесткость. Таким образом, толщина магнитопровода должна быть такой, чтобы αΘBr ambm . h≥ 0,75bB S Материал полюсов должен иметь максимально возможную магнитную проницаемость в полях около 0,75 Bs. Выбор толщины якоря (замыкающего поток магнитопровода). Ширина якоря выбирается больше или равной 2h+l, длина – исходя из пути проходимого магнитной разгружающей системой при движении вдоль якоря. Толщина якоря и его материал выбираются из тех же соображений, что и для полюсных магнитопроводов: αΘBr ambm , h ≥ Д 0,75bB SД где BSД – индукция насыщения материала якоря. Зазор между якорем и полюсами. Зазор L выбирается исходя из способа крепления магнитной разгружающей системы, качества изготовления магнитопроводов (шероховатость, неплоскостность), величины упругих и тепловых деформаций деталей системы. По крайней мере L > R ZД + R Zh , где RZД, RZh – высота микронеровностей сопряженных поверхностей, из которых выходит и в которые входит магнитный поток. Следует учитывать, что наиболее интенсивно величина силы спадает при малых зазорах 0 < L < 0,2 мм и нужно стремиться к его уменьшению. Оценка разгружающей силы. Приблизительное значение разгружающей силы можно определить по формуле

F=

α 2Θ2 Br2l 2 ⎛

μ03 ⎜⎜ RM + ⎝

2

RP Rn ⎞ ⎟ hb RP + Rn ⎟⎠

где

RM =

×

Rn2

(RP + Rn )

2

,

lΘ , μ0ambm

RP =

2L , μ0hb

(b + 2a ) ln⎛1 + 2h ⎞ + μ0a(b − bm ) . 1 = 0,26μ0 (b + 2a ) + μ0 ⎟ ⎜ π Rn l ⎠ l ⎝

88

2.2.3. Методика расчета разгружающей силы элементарной магнитной системы Уточнение остаточной индукции постоянных магнитов (по сравнению со справочным значением). Для этого измеряется напряженность нормальной составляющей индукции магнитного поля на расстоянии δ от центра полярных поверхностей нескольких магнитов (из набора планируемых для установки в разгружающую систему). Находится среднее значение поля B , и по формуле рассчитывается средняя остаточная индукция реальных магнитов Bπ . Br = ambm ambm arctg − arctg 2 2 2 2 2 2δ am + bm + 4δ 2(δ + l ) am + bm + 4(δ + l )2 Полученное значение остаточной индукции, а не табличное, используется в дальнейших расчетах. Описанная процедура экспериментального определения Br тем более необходима, когда

внутреннее поле Hi в магните близко к критическому НК (магнит с малым отношением l2/ambm): a m bm 2 Br α . H K ≈ Hi = arctg 2 2 2 μ 0π l a m + bm + l Апроксимируются степенными многочленами кривые намагничивания магнитомягких элементов арматуры магнитной системы (ярма, полюсных магнитопроводов). Уравнение, описывающее кривую намагничивания, удобно записывать в виде H = C1B + C2 B 2 + C3B3 + K + Cn B n , где H – напряженность магнитного поля; С1, С2, ..., Сп – постоянные коэффициенты; B – величина индукции магнитного поля. Тогда для магнитной проницаемости получаем уравнение 1 . μ= 2 n − 1 ⎛ ⎞ μ0 ⎜ С1 + С2 B + C3B + K + Cn B ⎟ ⎝ ⎠ Рассчитывается сопротивление участков цепи с магнитной проницаемостью равной единице. Сопротивление магнита lΘ . RM = μ0ambm Сопротивление рабочего зазора 1 μ hb 2μ (h + b ) ⎛ a − am ⎞ = 0 + 0 ln⎜1 + ⎟ + 0,52μ0 (b + h ) . 2L RP π L ⎠ ⎝ 89

Сопротивление путей рассеяния (b + 2a ) ln⎛1 + 2h ⎞ + μ 0 a(b − bm ) . 1 = 0,26μ 0 (b + 2a ) + μ 0 ⎜ ⎟ Rn π l ⎠ l ⎝ Определение сопротивления полюсных магнитопроводов и коря. Сопротивление полюсных магнитопроводов (2.5) ⎞ a ⎛ C B C B2 Ra = ⎜ C1 + 2 n + 3 n + K⎟ , ⎟ 2 3 hb ⎜⎝ ⎠ где ⎛ (2.6) R ⎞ ΘBr l ⎜1 − M ⎟ ; Bn = ⎜ ⎟ μ0 ⎛⎜ RP + R Д + Ra ⎞⎟ bh ⎝ RS ⎠ ⎠ ⎝ Rn ⎛⎜ R + Ra + R ⎞⎟ P Ä⎠ R = ⎝ +R . M S Rn + R + Ra + R P Ä

Сопротивление ярма, если BДS < (Bn.h)/hД, то l + h + hД , RД = μ0 μ Д h Д b если BДS ≥(Bn.h)/hД, то l + h + (Bn h ) / B ДS , RД = μ0 μ |Д b(Bn h ) / B ДS

(2.7)

(2.8)

(2.9)

где μД – магнитная проницаемость ярма при индукции равной Bn; μ |Д – максимальная магнитная проницаемость ярма. Выражение (2.7) для расчета RS по существу представляет собой уравнение с двумя неизвестными – Ra и Bn, поэтому его решение, т.е. Ra и Bn будем искать методом последовательного приближения. В нулевом приближении RД = Ra = 0. Тогда вычисляем магнитную индукцию ⎞ ⎛ ⎟ ⎜ ΘBr l ⎜ RM ⎟, (Bn )0 = 1− R R μ0 RPbh ⎜ R + P n ⎟ M ⎜ RP + Rn ⎟⎠ ⎝ а по её значению находим (Ra)o и (RД)о по формулам (2.5), (2.8), (2.9). В первом приближении, используя (Ra)o и (RД)o, по формуле (2.6) вычисляем индукцию первого приближения (B)1, затем по формулам (2.5), (2.8), (2.9) соответствующие сопротивления (Ra)1, (RД)1. Далее процесс вычислений продолжается по аналогии. Вычисления прекращаются после того, как выполнится неравенство (Bn )i − (Bn )i+1 ≤ 0,005 Тл. 90

В дальнейших расчетах используются (Ra)i и (RД)i. Определение разгружающей силы. Расчеты выполняются в последовательности: • находятся сопротивления Ra и RД для нескольких зазоров L; • вычисляются для этих зазоров Rs по формуле (2.7); • апроксимируется зависимость Rs = Rs(L); • вычисляется производная dRs/dL при требуемом зазоре; • вычисляется сила F: (2.10) Θ2 Br2l 2 dRS F= × . 2μ 2 Ra2 dL 0 2.3. Антифрикционные магнитотвердые материалы для опор скольжения

Высокая эффективность работы магниторазгруженных подшипников обеспечивается при значительной величине степени разгрузки. Для создания таких условий выгодно изготавливать элементы пары трения (особенно саморазгружающихся подшипников) непосредственно из магнитотвердого материала. При этом для обеспечения малых потерь на трение и незначительного износа материалы сопряженной пары подшипниковой опоры должны сочетать в себе одновременно высокие магнитные и антифрикционные свойства, которыми известные магнитотвердые материалы не обладают. Известен только один антифрикционный магнитный материал, изготовленный на основе гексаферрита бария, кремнийорганической смолы и фторопласта [А.с. 1633077]. Однако низкие антифрикционные и магнитные (включая термомагнитные) свойства материала делают его малоперспективным. В связи с этим на основании фундаментальных представлений теории внешнего трения, теории магнетизма и основных принципов создания композиционных материалов с различными физикомеханическими свойствами были разработаны несколько антифрикционных магнитных материалов и проведены комплексные исследования их фрикционных свойств с учетом разгружающей силы. Условно материалы можно разделить на две группы. Первая группа материалов была получена путем придания антифрикционных свойств металлокерамическим магнитным материалам, вторая – магнитопластичным материалам. Антифрикционные свойства металлокерамическим магнитам придавались одним из наиболее простых способов – нанесением на рабочую поверхность твердосмазочных покрытий небольшой толщины. 91

Основное достоинство материалов первой группы заключается в их способности создавать близкую к максимально возможной разгружающую силу. Металлокерамическим магнитам свойственны такие недостатки, как хрупкость, плохая обрабатываемость, неоднородность магнитных свойств, которые сужают область применения антифрикционных материалов на их основе. В настоящее время все большее внимание исследователи уделяют магнитным материалам с полимерной связкой (магнитопласты). Хотя магнитопласты позволяют получать более низкую разгружающую силу, чем спеченные магниты, они имеют ряд других существенных преимуществ. Обычно их можно изготовить гораздо больших размеров, с хорошей однородностью свойств при отсутствии трещин и коробления изза неравномерного сжатия при прессовании. Магнитопласты не хрупки, легко обрабатываются механическими способами, их можно прессовать с малыми допусками, и необходимость в дополнительной обработке поверхностей отпадает. Неоднородность магнитного поля спеченных магнитов, определяющая электромагнитное торможение в подшипниках, обычно составляет 5 – 7% и не поддается прогнозу, тогда как у магнитопластов даже больших размеров неоднородность поля менее 1%. Кроме того, каждая магнитная частица в магнитопласте покрыта диэлектрической оболочкой из связующего вещества. Это способствует увеличению электросопротивления и снижению потерь на вихревые токи в подшипнике. Рабочая температура магнитопластов зависит от типа используемой органической связки и не может превышать рабочей температуры магнитного порошка. Себестоимость полимерных РЗМ-Co, Fe-B магнитов ниже, чем металлокерамических за счет упрощения технологии производства, снижения брака, полного или частичного исключения операции доводки поверхностей. Учитывая все вышесказанное, вторая группа материалов создавалась именно на основе магнитопластов. Антифрикционные свойства магнитопластам придавались нанесением специальных покрытий, введением в их состав твердосмазочных материалов или применением в качестве связующего материала полимеров с хорошими смазочными свойствами. Металлокерамические магнитожесткие материалы с твердыми смазочными покрытиями (АМ-12 и АМ-30). Для придания антифрикционных свойств постоянным магнитам на их рабочую поверхность наносились хорошо зарекомендовавшие себя твердые смазочные покрытия: ВНИИ НП-212 и ВНИИ НП-230, разработанные и исследованные Л.Н. Сентюрихиной с сотрудниками [39]. Роль связующего вещества в покрытии ВНИИ НП-212 выполняла мочевиноформальдегидная смола, в покрытии ВНИИ НП-230 – эпоксидная смола. Антифрикционным наполнителем служил порошок твердой смазки 92

MoS2. Предельная рабочая температура покрытий равна соответственно 150 и 300оС. Материалом основы, на которую наносились покрытия, стали металлокерамические SmCo5 магниты, полученные по технологии, описанной в [40]. Технология нанесения покрытий была стандартной [39]. Материал с покрытием ВНИИ НП-212 назвали АМ-12, с покрытием ВНИИ НП-230 – АМ-30. Материалы на основе эпоксидных магнитопластов ЭПМ-30 и КАСМ. На основе эпоксидных магнитопластов было получено два различных антифрикционных магнитных материала. Материал ЭПМ-30 получен путем нанесения твердосмазочного покрытия ВНИИ НП-230 на поверхность магнитопласта, материал КАСМ – путем введения в объем магнитопласта твердой слоистой смазки MoS2. Способ изготовления материалов по существу строится на технологии получения магнитопластов [40]. В магнитопласте важную роль играет полимерное связующее, которое должно обладать малой усадкой при полимеризации для предотвращения разориентации отдельных магнитных частиц и коробления всего образца, температурной стойкостью, достаточной для работы при 150...200о С, а также обеспечивать хорошую адгезию между матрицей и наполнителем, поскольку разрушение композиционных материалов происходит по границам фаз. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяет эпоксидная смола, которая и использована в качестве связующего. Содержание связующего вещества всегда составляло 4 весовых %. Такое количество связующего соответствует максимуму остаточной магнитной индукции 0,65...0,75 T, которая определяет разгружающую силу. Материалы на основе фторопласта (ФАМ). Для саморазгружающихся подшипников, предназначенных для работы при повышенной температуре до 200...250о С были разработаны композиционные слоистые материалы на основе фторопласта, обладающие антифрикционными и магнитными свойствами. Материалы имеют два слоя. Первый слой, создающий разгружающую силу, обладает свойствами постоянного магнита с оптимальными размерами и изготавливается из порошка фторопласта Ф-4 и магнитожесткого порошка SmCo5. Второй, более тонкий, обеспечивает низкое трение и малый износ материала, изготавливается из фторопласта или фторопласта с наполнителем. Материал ФАМ-1Д содержит в качестве наполнителя 40 весовых % MoS2, ФАМ-2С – 20 весовых % графита, ФАМ-3М – 50 весовых % SmCo5, ФАМ-4Ф – без наполнителя. Основные физико-механические характеристики описанных и подвергавшихся исследованию материалов приведены в табл. 2.1. 93

Таблица 2.1 Физико-механические характеристики материалов Материал

Максимальная удельная разгружающая сила, МПа

АМ-30 АМ-12 ЭПМ-30 КАСМ-10 ФАМ-1Д ФАМ-2С ФАМ-3М ФАМ-4Ф SmCo5

0,7...1 0,7...1 0,5...0,8 0,3...0,5 0,4...0,6 0,4...0,6 0,4...0,6 0,4...0,6 ---

КритиТеплотическая проводрабочая ность, темперакал тура, оС см ⋅ с oС 250 150 150 150 250 250 250 250 250

2.3.10 2.3.10 10 2.10 5.10 5.10 5.10 5.10 2.3.10

Твердость

53HRC 53HRC 57HB 55HB 4,8HB 5,3HB 4,5HB 3,4HB 53HRC

Коэффициент термического расширения, 10-6/оС

Механическая обрабатываемость

8,4 8,4 47 47 ----8,4

Плохая То же Хорошая То же ----Плохая

Рассмотрим исследование трения и износа разработанных материалов. Материалы с твердосмазочными покрытиями. В работах [41, 42], посвященных исследованию твердых смазочных покрытий типа ВНИИ НП-212, 230, 213 и др., отмечается, что долговечность покрытия и его антифрикционные свойства в значительной мере зависят от материалов подложки и контртела. В саморазгружающихся подшипниках для названных элементов пары трения применялись материалы, отличающиеся от традиционных по теплопроводности, твердости, способности образовывать сильные адгезионные связи с твердыми смазочными покрытиями. Поэтому необходимо было изучить особенности трения твердых смазочных покрытий, нанесенных на металлокерамические и магнитопластические магниты, работающие в паре с металлокерамическим SmCo5 магнитом (материалы АМ-12, АМ-30, ЭПМ-30). Все испытания разработанных материалов проводились на установке торцевого трения. Перед проведением экспериментальных исследований трущиеся поверхности прирабатывалась до стабилизации силы трения. Длительность этапа приработки зависела от условий трения. С увеличением нагрузки и скорости скольжения время приработки сокращалось. Наиболее интенсивно сила трения снижалась в первые 5 – 10 мин работы. В дальнейшем до полного износа покрытия сила трения дополнительно снижалась только на 10 – 15%. Так как шероховатость поверхности контртела в процессе приработки не изменялась, то уменьшение силы трения обусловлено в основном перестройкой структуры поверхности твердого смазочного покрытия, твердость которого значительно ниже, чем у контртела. Вследствие низкой теплопроводности материалов пары трения -2 (10 ...10-3 кал/см·с·град) температурное поле образцов имеет высокий градиент около фрикционной зоны. 94

На рис. 2.13 приведены графики зависимости коэффициента трения материалов ЭПМ-30 и АМ-12 от температуры внешней среды. Для материала ЭПМ-30 зависимость носит экстремальный характер с минимумом, соответствующим объемной температуре около 100оС. Коэффициент трения материала АМ-12 равномерно снижается в рассматриваемом диапазоне температур. У материала АМ-30 так же, как и у материала ЭПМ-30, наблюдается минимум коэффициента трения, приходящийся на несколько более высокую температуру. Изучение зависимости коэффициента трения материалов от скорости скольжения показало, что она определяется температурой в зоне контакта. Согласно работам [25], [41] наличие минимума коэффициента трения можно объяснить благоприятным действием на силу трения продуктов частичного разложения пленкообразователя и переходом его в высоко эластичное состояние. Кроме того, по-видимому, существенную роль здесь играет экстремальная температурная зависимость коэффициента трения MoS2, содержание которого в покрытии составляет 50%. Косвенным подтверждением этому служит приблизительное совпадение температур, соответствующих минимуму коэффициента трения для MoS2 и материалов АМ-30 и ЭПМ-30. В данном случае низкая теплопроводность образцов играет положительную роль, так как позволят получить низкий коэффициент трения при незначительной диссипации энергии. На рис. 2.13 показаны графики зависимости коэффициента трения от нагрузки для различных материалов: АМ-30, АМ-12, ЭПМ-30. Для материалов АМ-30 и ЭПМ-30 с покрытием ВНИИ НП-230 соответствующие кривые имеют минимум, приходящийся на область давлений 0,5...0,7 МПа при скорости скольжения 3,2 м/с. Наличие минимума на кривой можно объяснить с позиций молекулярно-механической теории трения как следствие перехода от преимущественно упругого контакта микронеровностей к упругопластическому. При уменьшении скорости скольжения положение минимума смещается в область более высоких нагрузок. Это свидетельствует о том, что на нагрузочную зависимость коэффициента трения оказывает влияние температура в зоне фрикционного контакта. Графики нагрузочной зависимости коэффициента трения для материалов АМ-30 и ЭПМ-30, имеющих одинаковое твердое смазочное покрытие и различную основу, сдвинуты относительно друг друга, хотя качественно не различаются. Теплопроводность основы материала АМ-30 в 5 – 10 раз выше, чем у ЭПМ-30, твердость соответственно выше на два порядка. Установлено [39], [41], что увеличение твердости подложки приводит к снижению коэффициента трения. Теплопроводность влияет на коэффициент трения через температуру в зоне фрикционного контакта: чем ниже теплопроводность, тем выше контактная температура. Суммарное воздействие этих факторов и определяет различие фрикционных свойств материалов АМ-30 и ЭПМ-30. 95

Исследования долговечности покрытий показали следующее. При скорости скольжения 3,9 м/с и удельной нагрузке 0,2 МПа долговечность покрытий ВНИИ НП-230, ВНИИ НП-212 на металлокерамических магнитах (материалы АМ-30 и АМ-12) составляла соответственно 245+32 и 325+41 мин, что соответствует пути трения (55,7+7,1).103 и (74,1+9,3).103 м. Долговечность покрытия ВНИИ НП-230 на эпоксидном магнитопласте (ЭПМ-30) при том же режиме трения равна 432+53 мин. Различие в сроке службы материалов АМ-30 и ЭПМ-30 можно объяснить более высокой адгезионной связью между основой и покрытием у материала ЭПМ-30.

Рис. 2.13. Фрикционные характеристики магнитных материалов

96

Проведенные исследования трех однотипных материалов позволили выявить характерные для них особенности трения и износа, учитывая которые можно выбрать материал для конкретных условий эксплуатации. Вследствие саморазгружения материалов при давлении до 0,7 МПа несомненное преимущество по износостойкости имеет материал ЭПМ-30 (см. табл. 2.1), при больших давлениях – АМ-30. Низкая теплопроводность материалов может оказаться полезной для получения оптимального температурного режима подшипников за счет фрикционного нагрева при незначительных затратах энергии. Эпоксидные магнитопласты. Исследования проводились на эпоксидных магнитопластах марки КАСМ, содержащих до 10 весовых % сухой смазки MoS2. Трение эпоксидных магнитопластов сильно зависит от температуры в зоне фрикционного контакта. Зависимость коэффициента трения от нагрузки при постоянной скорости скольжения (1,2 м/с) становится возрастающей. Это объясняется тем, что одновременно с увеличением нагрузки возрастает температура пары трения, причем влияние температуры перекрывает непосредственное влияние нагрузки. При увеличении содержания MoS2 в магнитопласте коэффициент трения снижается, однако его абсолютное значение остается достаточно высоким. Это связано с тем, что в результате большого содержания магнитного наполнителя (до 95 весовых %) между материалом и контртелом образуются сильные когезионные связи. При содержании антифрикционного наполнителя менее 4...5 весовых % процесс трения был неустойчивым, т.е. наблюдалось скачкообразное движение контртела для материала без MoS2. В то же время увеличивать содержание антифрикционного наполнителя выше 10 весовых % нецелесообразно, потому что это приводит к существенному ухудшению магнитной структуры материала, от которой зависит разгружающая сила. Износостойкость эпоксидного магнитопласта улучшается с увеличением содержания MoS2, но общий ее уровень остается на 1 – 2 порядка ниже, чем, например, у разработанных материалов ФАМ на основе фторопласта, материалов АМ-12 и АМ-30. Низкая износостойкость объясняется тем, что основной объем материала занимает твердый магнитный порошок, недостаточно сильно связанный с матрицей вследствие малого содержания связующего вещества. В процессе трения магнитные частицы легко отделяются от поверхности материала и в дальнейшем выступают в роли абразива. Визуально наблюдалось, что часть отделившегося магнитного порошка под действием механических и магнитных сил выносилась из зоны трения и собиралась на внешней стороне образцов. Итак, исследования показали, что посредством введения сухой смазки в объем эпоксидного магнитопласта нельзя получить одновременно 97

высокие антифрикционные и магнитные свойства. В то же время, учитывая простоту и технологичность изготовления эпоксидных антифрикционных магнитопластов, их можно использовать в малоответственных узлах трения при незначительных нескомпенсированных нагрузках (0,05...0,1 МПа) и низких скоростях скольжения (0,1...1 м/с). Фторопластовые магнитопласты. Антифрикционный слой фторопластового магнитопласта выполнен из чистого фторопласта Ф-4, а также из фторопласта, наполненного твердыми слоистыми смазками (графит, дисульфид молибдена), и магнитного порошка SmCo5. Известно [42, 43], что оптимальное содержание наполнителей, обладающих смазочной способностью, во фторопластовых композициях, обеспечивающее при трении без смазки минимальный износ, лежит в пределах 25...30 объемных %. В соответствии с этим образцы содержали 20 весовых % графита в приповерхностном слое и 25 весовых % MoS2 в антифрикционном. Оптимальное содержание магнитного наполнителя SmCo5 определялось экспериментально. Состав магнитного несущего слоя образцов не изменялся. По мере увеличения содержания магнитного наполнителя коэффициент трения сначала несколько уменьшался, а затем изменялся незначительно (см. рис. 2.13). Аналогичная зависимость коэффициента трения наблюдалась во всем рассматриваемом диапазоне давлений 0,02...1 МПа. Снижение коэффициента трения, обусловленное введением наполнителя связано с уменьшением деформационной составляющей силы трения в результате изменения механических свойств композиции [44]. График зависимости интенсивности линейного износа от содержания магнитного порошка (см. рис. 2.13) имеет четко выраженный минимум, соответствующий приблизительно 30...50 объемным % наполнителя. Введение наполнителя повышает износостойкость фторопласта в 250 – 300 раз. Из приведенных результатов следует, что в оптимальном по антифрикционным и износостойким характеристикам материале 10...20 объемных % антифрикционного слоя должно быть занято магнитным порошком, что несколько меньше, чем в случае применения в качестве наполнителей твердых смазок. Для увеличения разгружающей силы нужно повысить содержание наполнителя. С учетом этого оптимальное содержание наполнителя определяется однозначно равным 20 объемным %. Такое содержание наполнителя имеет материал ФАМ-3М. Несмотря на то, что магнитный порошок является абразивом по своим механическим свойствам, материал, содержащий его в качестве наполнителя, оказался наиболее износостойким. В то же время коэффициенты трения материалов различаются незначительно. На основании этого материал ФАМ-3М признан лучшим и выбран для дальнейших исследований. Содержание магнитного порошка как в 98

антифрикционном, так и в магнитном слоях увеличивает разгружающую силу и делает простой технологию производства этого материала. Трение и износ материала ФАМ-3М. Эксперименты показали, что в соответствии с теорией усталостного износа, интенсивность материала ФАМ-3М линейно зависит от давления при постоянной температуре в зоне фрикционного контакта. Скорость скольжения влияет на износ через температуру трения. В случае истирания материала ФАМ-3М металлокерамическим магнитом при температуре около 150оС наблюдалось резкое увеличение износа. Визуальный осмотр поверхности контртела после трения при этой температуре показал наличие на ней микронеровностей, которые появляются в результате окисления и фрикционного разрушения поверхности. Поэтому катастрофический износ объясняется повышенным содержанием абразивных частиц в зоне трения и режущим действием макронеровностей на поверхности контртела. Интенсивность износа материала ФАМ-3М контртелом, имеющим покрытие из стали 12Х18Н10Т, также нелинейно увеличивается с ростом температуры, но значительно медленнее. Например, при температуре 250оС износ при трении по покрытию из немагнитной стали и износ непосредственно по магниту отличаются почти на порядок. Таким образом, при трении в условиях повышенных температур покрытие предупреждает окислительно-механическое разрушение поверхности контртела из металлокерамического магнитного материала. Основываясь на выявленных закономерностях композиционного материала ФАМ-3М и учитывая температурный механизм его разрушения, было получено уравнение для расчета интенсивности износа материала от давления Pa и температуры T: I = 0,26 ⋅10−9 Pa exp⎛⎜1,37 ⋅10−2T ⎞⎟ . h ⎝ ⎠ Износ, определенный по формуле, отличается от найденного экспериментально не более чем на 30 %. Основным критерием работоспособности материала ФАМ-3М является средняя контактная температура, которая не должна превышать критического значения, приблизительно равного 250о С. Если температура подшипника, в котором установлен материал, превосходит критическую, то происходит необратимое уменьшение разгружающей силы и эффективность работы подшипника резко снижается. Сравнительные данные по фрикционным характеристикам разработанных материалов приведены в табл. 2.2.

99

ФАМ-4Ф

ЭПМ-30

ФАМ-2С

АМ-12

ФАМ-1Д

АМ-30

КАСМ-10

Фрикционные свойства материалов Фрикционные Материал характеристики

ФАМ-3М

Таблица 2.2

Коэффициент трения*, f

0,19

0,22

0,17 0,28 0,19 0,21 0,23 0,28

Интенсивность линейного износа*, Ih.1010

---

---

---

---

---

---

---

---

Долговечность покрытия*, t (ч)

---

---

---

50

6,9

8,3

1,1

278

Эффективный 0,01…0,005 0,002…0,0005 коэффициент трения, f* *Трение без магнитной разгрузки при Pa=0,2 МПа, V=1м/с (V=3,9 м/с для АМ-30, АМ-12, ЭПМ-30). 2.4. Триботехнические характеристики магниторазгруженных опор

При магнитной разгрузке масса или момент инерции скользящего тела (ползуна) остаются постоянными, а контактное давление уменьшается. В этом заключается основное отличие механики магниторазгруженного узла от традиционного. Встает принципиальный вопрос: зависит ли сила трения и износ от инерционных характеристик ползуна? Известно, что при скольжении возникают нормальные и тангенциальные колебания ползуна, обусловленные дискретностью фрикционного контакта [25], [34]. В свою очередь колебания оказывают обратное влияние на процессы трения и износа. Характеристики колебаний зависят от многих физико-механических процессов, протекающих в зоне фрикционного контакта, массы ползуна, в случае вращательного движения – от его момента инерции. Поэтому вполне возможно, что магниторазгруженный узел трения не будет эквивалентен узлу, в котором нагрузка на контакт достигается простым уменьшением веса ползуна. В связи с этим проведены исследования фрикционных характеристик магниторазгруженного узла трения с различными массой или моментом инерции ползуна. Качественная оценка ожидаемых эффектов. Проанализируем фрикционные нормальные колебания ползуна при магнитной разгрузке в

100

случае внешнего трения. Будем считать, что нормальная нагрузка при этом создается только весом ползуна. После процесса приработки антифрикционного материала и контртела на поверхностях трения формируется определенная равновесная шероховатость и фрикционный контакт можно считать упругим [44]. Упругая податливость тела ползуна на несколько порядков ниже податливости контактного слоя. Тогда, не допуская грубой ошибки, можно изучать динамику нормальных перемещений ползуна на модели, представляющей собой идеально жесткое тело, покоящееся на упругой пружине с нелинейной характеристикой, идентичной характеристике фрикционного контакта [25], [45]. Аналогично можно представить динамическую модель магниторазгруженного узла (рис. 2.14). Верхняя пружина моделирует магнитостатические силы, производящие разгрузку, нижняя – фрикционный контакт.

Рис. 2.14. Модель магниторазгруженного узла трения При скольжении ползуна в зоне трения происходят периодические соударения микровыступов сопряженных поверхностей. Нормальная составляющая импульсов силы взаимодействия микровыступов возбуждает и поддерживает колебания ползуна. Установлено [25], что полигармонические колебания ползуна, возбуждаемые трением, имеют основную частоту, совпадающую с частотой собственных колебаний ползуна. В этом случае дифференциальное уравнение собственных колебаний рассматриваемой нелинейной системы с одной степенью свободы можно записать без учета затухания: (2.11) M ⋅ x + N x + Δx + F x + Δx − M ⋅ g = 0 . Z 1 2 Решая уравнение (2.11), легко определить период и частоту колебаний: −1 a ⎧x ⎫ 2 2 T = 2 M / 2 ∫ ⎪⎨ ∫ N ( X + ΔX ) + F X + ΔX − Mg dX ⎪⎬ dX . M Z 1 2 a ⎪a ⎪⎭ 1⎩ 1

)

(

)

(

[

(

101

)

]

Функции N и FZ являются несимметричными относительно начала координат, поэтому абсолютные значения не равны между собой. Следовательно, средняя за период нормальная координата ползуна больше нуля, т.е. при движении контртело как бы приподнимается из первоначального статического положения: T 1 M X = ∫ Xdt = M T 0 M ⎤ a ⎡X 1 ⎢ = M / 2 ∫ ∫ N ( X + ΔX ) + F ( X + ΔX ) − Mg dX ⎥ XdX ≥ 0 . Z ⎥ T a ⎢a M 1⎣ 1 ⎦ С увеличением скорости скольжения ползуна возрастает нормальная составляющая импульсов взаимодействия микронеровностей, значит, увеличивается мощность, подводимая к колебательной системе. Это приводит к росту разности между амплитудными значениями нормальных смещений контртела. В результате возрастает средний уровень, на котором движется контртело, т.е. ползун, часть веса которого скомпенсирована магнитными силами, будет колебаться с меньшей частотой. Заметим, что это еще не является подтверждением снижения среднего значения площади фактического контакта. Сравним колебания магниторазгруженного и неразгруженного узлов трения с массой нагружающих систем М и m соответственно. Допустим, что статическая нормальная нагрузка на фрикционный контакт в обоих случаях одинаковая. Для неразгруженного узла нагрузка равна весу ползуна, а для магниторазгруженного – части веса. Отношение собственных частот колебаний рассматриваемых ползунов будет зависеть от степени разгрузки n: ν M Tm m = = = 1− n . M ν m TM Средние за период нормальные к поверхности трения координаты ползунов соотносятся так: a 2 Tm ∫ X dt a M 1 X = . a M 2 T ∫ X m dt Ma 1 Производя замену переменных и учитывая, что градиент силы N на несколько порядков выше градиента силы Fz , получим X M / X m ≈ 1. В работе [45], рассматривающей нелинейные колебания ползуна, утверждается, что приподнятие ползуна над сопряженной поверхностью в

)

(

102

процессе его движения должно привести к снижению эффективной нормальной нагрузки, следовательно, уменьшению фактической площади контакта. В этом видна причина снижения силы трения с ростом скорости. Однако ассиметрия колебаний ползуна не означает, что средняя нормальная нагрузка уменьшается. Для рассматриваемых колебаний средняя за период нормальная нагрузка T 1 M F = ∫ N ( X + ΔX )dt . M T M После несложных преобразований получим a ⎞ 2 2 ⎛⎜ X F = mg − ∫ N X + ΔX1 − mg dX ⎟⎟ . M 2T ⎜⎝ a ⎠ a1 M По закону сохранения энергии имеем X ∫ N ( X + ΔX1) − mg dX = 0 . a 1 Тогда F ≈ mg = Fm , M т.е. средняя динамическая нормальная нагрузка равна статической. Равенство средней за период нагрузки значению статической нагрузки не означает, что сила трения не изменится из-за колебаний. Если коэффициент трения зависит от сближения, то значение средней силы трения при колебаниях может отличаться от ее значения в случае отсутствия колебаний: 1T F = ∫ f ( X ) N ( X + ΔX 0dt ≠ f (ΔX )mg . 1 T0 В то же время отношение средних сил трения для сравниваемых узлов трения F( M ) ≈ 1. F( m) Таким образом, проведенное рассмотрение идеализированных нормальных фрикционных колебаний показало, что изменение силы трения при увеличении магнитной разгрузки эквивалентно ее изменению при простом уменьшении веса ползуна. Другими словами, сила трения не зависит от массы нагружающей системы, а определяется фактической нормальной нагрузкой на узел трения. В реальных узлах трения колебания носят несомненно более сложный характер, и их влияние на процессы трения более разностороннее. В данном случае упрощена роль ударного взаимодействия микровыступов, не учитывается связь между нормальными и тангенциальными колебаниями, влияние колебаний на физико-механические характеристики контакта и т.д. Поэтому для

[(

[

)

]

103

]

проверки правильности полученных результатов были проведены экспериментальные исследования фрикционных характеристик магниторазгруженных узлов трения. Магнитная разгрузка узлов трения с вращательным движением (упорных подшипников). Эксперименты проводились на установке [32], предусматривающей возможность регулирования величины разгрузки узла трения. Заданная разгружающая сила устанавливается путем изменения зазора между магнитами. Фактическая (нескомпенсированная) нормальная нагрузка на трущиеся поверхности равна разности между весом нагружающих грузов и силой магнитной разгрузки. Первая серия экспериментов проводилась для установления различий между трением и износом в магниторазгруженном узле трения и неразгруженном с одинаковыми моментами инерции. Различия между разгруженным и неразгруженным узлом могли быть обусловлены только динамикой сложного движения ползуна, поэтому особое внимание уделялось изучению зависимости трения и износа от скорости скольжения при различных нормальных фактических нагрузках. Перед измерениями образцы прирабатывались при максимальной скорости скольжения. Результаты измерений зависимости силы трения от скорости на материалах на основе графита представлены на рис. 2.15 (1 – без разгрузки, 2 – при степени разгрузки n = 0,9 (F = 10 Н)). Все зависимости имеют падающий характер. С ростом нормальной нагрузки скорость снижения силы трения для рассматриваемых материалов становится выше.

Рис. 2.15. Изменение силы трения от скорости для материалов Эг-14 и МГ. Штриховая линия ограничивает доверительный интервал На антифрикционном магнитопласте ФАМ-3М [32] при постоянной скорости скольжения W = 1,1 м/с были произведены измерения силы трения со степенью разгрузки, изменяющейся от 0 до 0,98 (рис. 2.16). В этих экспериментах вес нагружающей системы оставался постоянным (F =23 Н), а разгружающая магнитная сила изменялась дискретно. Для 104

сравнения на том же рисунке показана зависимость силы трения от нагрузки, созданной полным весом нагружающей системы без магнитной разгрузки. Результаты, аналогичные вышеприведенным, были получены и на образцах контртела из стали 45, у которых на поверхность трения искусственно наносилась шероховатость, изменяемая в диапазоне Rа = 0,02...2 мкм. Из полученных данных следует, что с точностью до 10...15% сила трения определяется только фактической нагрузкой на пару трения. Коэффициент корреляции между степенью разгрузки и силой трения (при постоянной фактической нагрузке) составлял не более 0,125. Поэтому можно утверждать, что с приемлемой для практических целей точностью изменение силы трения при магнитной разгрузке эквивалентно изменению ее при простом уменьшении веса нагружающей системы. Определяя силу трения, можно не принимать во внимание массу нагружающей системы. Тогда силу трения в магниторазгруженном узле можно найти по формуле F = f ⋅ FM (1 − n ) = f 0 FM .

Рис. 2.16. Зависимость силы трения для материала ФАМ-1 при различном давлении Pa: 1 – изменяется FZ, FM = 115H; 2 – изменяется FM, FZ = 0 На материалах, изготовленных на основе графита, изучено влияние магнитной разгрузки на их износ для неразгруженного узла трения и узла со степенью разгрузки n = 0,8 и 0,9. Значения износа для узлов с различной степенью разгрузки при постоянной фактической нагрузке совпадают с точностью 20 – 25 %, т.е. в пределах ошибки эксперимента. Коэффициент корреляции между степенью разгрузки и износом составляет около 0,17% (фактическая нагрузка оставалась постоянной). Все это говорит о том, что износ так же, как и сила трения, определяется только фактической нагрузкой.

105

Исследованию влияния момента инерции вращающейся системы магниторазгруженного подшипника на силу трения была посвящена вторая серия экспериментов. Необходимость в этих исследованиях вытекает из того, что при магнитной разгрузке изменяется соотношение между нескомпенсированной нормальной нагрузкой и моментом инерции. На рис. 2.17 приведен график зависимости силы трения от скорости при различных значениях момента инерции и постоянной нагрузке. При малых и больших скоростях скольжения кривые имеют тенденцию к сближению. В промежуточной области скоростей большему моменту инерции соответствует меньшее значение силы трения. С увеличением нормальной нагрузки происходит уменьшение разницы между силами трения, соответствующими некоторым постоянным значениям момента инерции. Сила трения при определенных фиксированных значениях фактической нагрузки и момента инерции не зависит от степени разгрузки.

Рис. 2.17. Зависимость силы трения от скорости при различных значения момента инерции для материала МГ Установлено [25], что в процессе трения происходят механические автоколебания ползуна, которые сопровождаются взаимосвязанными изменениями силы трения и скорости скольжения. С увеличением момента инерции вращающейся системы растет ее кинетическая энергия. Поэтому, когда в процессе трения происходит изменение силы трения, скорость вращения у системы с большим моментом инерции меняется меньше, следовательно, движение контртела будет более равномерным. Это приводит к тому, что уменьшается время, в течение которого формируются адгезионные связи в областях фактического контакта и, 106

следовательно, их прочность на сдвиг становится ниже. Так, по-видимому, можно объяснить влияние величины момента инерции на силу трения. Из вышеизложенного следует, что фрикционные характеристики магниторазгруженных подшипников зависят от нескомпенсированной нагрузки и момента инерции и практически не зависит от массы вращающейся системы (ползуна). Магнитная разгрузка узлов трения с поступательным движением (направляющих скольжения). Исследования проводились на токарном станке-стенде (рис. 2.18), в котором ведущий узел – суппорт – через динамометр тарированной жесткости (использовались кольцевые динамометры с жесткостью 0,5…5,0 кН/мм) перемещает ведомый узел – основание бабки (ползун).

а б Рис. 2.18. Станок-стенд: а – схема; б – общий вид Возвратно-поступательное перемещение суппорта осуществляется с постоянной скоростью в диапазоне 0,4 – 600 мм/мин, длина хода основания бабки около 0,3 м. Набором сменных грузов задается нагрузка на бабку в диапазоне Fa = 0,4 – 2,8 кН (Pa = 0,03 – 0,2 МПа). Сила трения F и амплитуда а автоколебаний основания бабки измеряются с помощью тензодатчиков, наклеенных на динамометр, а также многооборотной измерительной головкой с ценой деления 2 мкм. Исследуемая пара скольжения образована чугунными направляющими основания бабки 1 и станины 2 (рис. 2.19) с суммарной номинальной площадью контакта 140 см2. Для ее разгрузки к основанию бабки подвешена снизу магнитная плита 4. Магниты 5 и стальные прокладки 6, установленные в плите, взаимодействуют через рабочий зазор с планками 3, прикрепленными винтами к нижним полкам направляющих станины. Материал магнитопроводов, плиты и планок – сталь 3, имеющая существенно большую магнитную проницаемость, чем чугун. Для регулирования степени разгрузки изменяли величину рабочего зазора между магнитной плитой и планками. Зазор измеряли

107

калиброванными щупами со всех четырех сторон направляющих. Максимальная величина разгружающей силы (рис. 2.20) достигала 2,26 кН. Проведены испытания (пара чугун – чугун, смазывание маслом И-40А, жесткость динамометра 0,6 кН/мм, скорость 0,8 мм/мин) для пяти значений зазора в диапазоне 0,1 – 2 мм, а также в отсутствии разгрузки. Степень разгрузки n варьировали в широком диапазоне от 0 до 95 %.

Рис. 2.19. Схема магнитной разгрузки направляющих станка

Рис. 2.20. Зависимость разгружающей силы от зазора Для дальнейшего анализа зарегистрированы и использованы параметры трения при разных нескомпенсированных нагрузках и одинаковых значениях веса ползуна (табл. 2.3), а также при разных FM и одинаковых Fa (табл. 2.4). Кроме измеренных величин определялись 108

значения критической скорости, выше которой скольжение равномерное, ниже – скачкообразное. Таблица 2.3 Параметры трения при разной степени разгрузки и постоянном весе ползуна N, % F, кН Параметры трения Fтр, кН

а, мкм

V, мм/мин

0

2,1

0,68

120

180

10

1,9

0,58

110

160

20

1,7

0,52

95

135

30

1,45

0,46

86

120

40

1,25

0,39

70

100

50

1,05

0,34

35

80

60

0,85

0,28

40

55

70

0,65

0,2

25

30

80

0,4

0,1

5

5

90

0,2

0,07

0

--

95

0,1

0,03

0

-Таблица 2.4

Параметры трения при разном весе ползуна и одинаковой нескомпенсированной нагрузке F, кН n, % Параметры трения

F, кН

а, мкм

V, мм/мин

0,4

0

0,149

9

8

0,6

0,33

0,143

7

6

0,8

0,50

0,144

10

8

1,0

0,60

0,140

5

2

1,2

0,70

0,142

5

6

1,6

0,75

0,139

3

2

2,0

0,80

0,134

1

6

2,8

0,85

0,137

1

2

109

В табл. 2.5 приведены коэффициенты трения при различной степени разгрузки (скорость около 1 мм/мин, давление 0,2 – 0,6 МПа). Благодаря разгрузке направляющих достигаются значения коэффициента трения, типичные для жидкостной смазки, а если одна из поверхностей трения покрыта фторопластом, – близкие к типичным для направляющих с трением качения. При этом жесткость контакта разгруженных направляющих выше, чем направляющих с жидкой смазкой и качения. Таблица 2.5 Эффективность разгрузки опор скольжения, смазываемых индустриальными маслами общего назначения n, % Пара трения f F0 Сталь (чугун) 50 0,130

0,26 Цветной сплав – сталь (чугун)

Наполненный фторопласт – сталь (чугун)

0,20

0,06

70

0,078

90

0,026

50

0,100

70

0,060

90

0,020

50

0,030

70

0,018

90

0,006

В результате установлено: • при повышении степени разгрузки направляющих сила и неравномерность трения при малых скоростях значительно снижаются, диапазон скоростей, в котором наблюдается устойчивое движение, расширяется (см. табл. 2.3); • при постоянной нескомпенсированной нагрузке сила трения практически не зависит от массы ползуна (или его веса), а амплитуда автоколебаний и критическая скорость имеют тенденцию к уменьшению при росте массы ползуна; • для рассматриваемых направляющих коэффициент трения после магнитной разгрузки, если не учитывать слабую зависимость силы трения от контактных давлений, можно определить по формуле fo= f (1 - n).

110

3. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ МАГНИТОПАССИВНЫХ ОПОР СКОЛЬЖЕНИЯ 3.1. Шпиндельные узлы с магнитными подшипниками для станкостроения Шпиндельный узел станка предназначен для крепления инструмента или обрабатываемой детали и вносит основной вклад в точность и качество получаемой продукции. Известно, что биения шпинделя не должны превышать одной трети допуска на размер обрабатываемой детали. Высокие точностные параметры шпиндельный узел должен сохранять на протяжении длительного периода эксплуатации. Такие жесткие требования характерны для работы шпиндельных узлов по обработке природных алмазов (требования по биениям вала в несколько микрон, работа в среде мелкодисперсных абразивных частиц). Используемые в настоящее время в алмазообрабатывающем оборудовании шпиндели с традиционными опорами качения и скольжения не могут решить проблем по повышению точности и долговечности. Альтернативным решением данной проблемы является использование магнитных подшипников и смазочных материалов. Предложены шпиндельные узлы, удовлетворяющие представленным требованиям, для обработки алмазов на операциях распиловки, обточки, огранки. 3.1.1. Шпиндельный узел распиловочного станка Операция по распиловке алмазов должна осуществляться быстро и с минимальными потерями дорогостоящего сырья. Распиловка осуществляется шпинделем в виде юлы, установленной в конусных подшипниках сухого трения (пара трения: твердый сплав группы ВК – графит). На подшипники действует радиальная нагрузка около 100 Н со стороны приводною ремня и осевая нагрузка несколько десятков ньютон, частота вращения 6000...12000 об/мин. Из-за того, что процесс распиловки длится несколько часов, происходит ощутимый износ подшипников, приводящий к изменению траектории движения режущего инструмента, уширению пропила. В результате снижается качество и эффективность распиловки. Шпиндель не отличается высокой долговечностью и требует больших временных затрат на обслуживание. Па рис. 3.1 показан вариант шпиндельного узла с магнитными подшипниками для распиловочного станка модели ШП-2. Шпиндельный узел состоит из корпуса 1, в котором установлена втулка 2 радиально-упорного подшипника. В радиальном направлении вал 111

центрируется по двум отверстиям втулки 2. В осевом направлении вал удерживается за счет упора его буртиков 3 в торцевые поверхности втулки. На буртиках выполнены лопасти для перемещения масла. С обоих концов корпуса установлены кольцевые магниты 4 с магнитопроводами 5 для удержания масла в зоне трения. В корпусе и втулке выполнены отверстия и карманы для заправки и циркуляции смазки 6. На конце вала имеется бочкообразный шкив для приводного ремня и крепится распиловочный диск 7.

Рис. 3.1. Шпиндельный узел распиловочного станка Во время работы лопасти отбрасывают магнитное масло в радиальном направлении, где создается избыточное давление и масло по осевой канавке попадает в каналы и далее в радиально-упорные подшипники. Под нагрузкой из подшипников масло выдавливается в зону с меньшим давлением и снова попадает под лопасти. Так осуществляется циркуляция смазочного материала. Магнитная система герметизирует выходные концы вала. Предварительные результаты промышленного испытания шпинделя положительные. Основные достоинства: • подшипники работают в гидродинамическом режиме, имеют высокую долговечность, качество распиловки со временем снижается слабо; • шпиндельный узел может работать в широком диапазоне скоростей вплоть до 12000 об/мин; • отсутствует регулярная вибрация вала; • обеспечивается низкий уровень шума. Следует отметить, что при расположении приводного шкива со стороны, противоположной инструменту, работа шпиндельного узла улучшится.

112

3.1.2. Шпиндельный узел обточного станка Шпиндельный узел обточного станка модели ШП-6 предназначен для предварительной обработки алмаза под огранку, во многом закладывающей последующее качество бриллианта. Это определяет высокие точностные требования к нему: радиальные биения шпинделя не должны превышать 0,010 мм, осевые – 0,010 мм при частоте вращения 3000...6000 об/мин. Точностные характеристики должны сохраняться в течение длительного периода. Эксплуатация в заводских условиях показывает, что базовый шпиндельный узел теряет первоначальную точность (иногда за несколько часов работы). Анализ работы показал причины такой низкой точностной стойкости. В базовой конструкции шпиндель установлен на две дуплексные опоры из шарикоподшипников. Небольшая погрешность в подборе пары подшипников приведет к возникновению больших контактных давлений на одном из тел качения, что приводит к повышенному износу. При попадании мелкодисперсной алмазной пыли начинается катастрофический износ тел качения. Другой причиной являются ударные нагрузки при обработке алмаза. Как известно, шарикоподшипники неудовлетворительно работают в таких условиях и имеют низкие демпфирующие свойства. Для устранения вышеуказанных отрицательных моментов были разработаны шпиндельные узлы с магнитожидкостными подшипниками. В конструкции одного из вариантов (общий вид на рис. 3.2, слева – шпиндель, справа – шпиндельный узел в сборе) использовались два радиально-упорных подшипника (см. п. 1.1.3). Шпиндель имел специальные буртики для упора во втулки подшипников. У магнитожидкостных подшипников хорошие демпфирующие свойства. Магнитное масло, выдавливаемое из втулки радиального подшипника, выполняет роль уплотнения, препятствующего попаданию абразивных частиц в рабочую зону. Эти факторы обусловили резкое увеличение срока службы шпиндельного узла. По данным алмазообрабатывающего предприятия «Кристалл» (г. Смоленск), он увеличился в среднем в 8 – 10 раз по сравнению с базовой конструкцией, что вызвало снижение затрат на ремонт и обслуживание и дало экономический эффект. Дополнительные опытно-промышленные испытания подтвердили перспективность применения магнитожидкостных шпиндельных узлов. Безаварийная наработка достигла 6·103 ч; биения, замеряемые в процессе испытаний, не превышали 0,005 мм, что меньше допустимых, температура на поверхности корпуса узла не более 60°С.

113

Рис. 3.2. Общий вид шпиндельного узла обточного станка 3.1.3. Шпиндельный узел ограночного станка Шпиндельный узел ограночного станка предназначен для финишной обработки бриллиантов, поэтому к нему предъявляются жесткие требования по точности: допустимые биения (фланца шпинделя на диаметре 180 мм не более 0,003 мм), радиальные биения шейки (фланца не более 0,003 мм). Эти точностные характеристики обеспечиваются при изготовлении и сборке. Однако опыт эксплуатации показывает, что после 80...100 ч работы точность теряется, биения увеличиваются и превышают допустимые значения. Выяснено, что причина заключается в следующем. Во-первых, шпиндельный узел работает в вертикальном положении, что затрудняет смазывание подшипников скольжения. В базовой конструкции смазывание подшипников осуществляется циркуляционным методом. На валу выполнена спиральная канавка. При вращении вала масло поднимается вверх и обеспечивает смазывание подшипников, а отработанное масло стекает вниз. Предложенная конструкция не обеспечивает надежной системы сказки. Во-вторых, при огранке алмазов образуется мелкодисперсная пыль в результате износа алмаза и шлифовального круга, попадание которой в рабочий объем (в масло) приводит к интенсивному разрушению поверхностей трения. Использование магнитных подшипников, смазываемых магнитным маслом, предполагает решение проблемы. На рис. 3.3 приведена схема ограночного шпиндельного узла с магнитожидкостными подшипниками. В верхней части расположен радиальный подшипник 1, подробно описанный в п. 1.1.1. В нижней части радиально-упорный подшипник 2 подобной же конструкции. Трение в нижнем подшипнике осуществляется по втулке 3 и подпятнику 4 с 114

рельефной поверхностью для облегчения выхода на гидродинамический режим. Корпус 5 имеет ребра охлаждения 6 и отверстия 7 для заправки масла. Осевая нагрузка от веса шпинделя и усилия обработки 250 Н, радиальная нагрузка от приводного ремня 200 Н.

а б Рис. 3.3. Шпиндельный узел ограночного станка: а – схема; б – общий вид Для проверки работоспособности конструкции были выполнены лабораторные испытания, проводимые при условиях, модели-рующих реальную работу. Частота вращения составляла 3000...4000 мин-1. Для этой цели использовали электродвигатель переменного тока. В процессе испытаний регистрировались момент трения, объемная температура, периодически проводился замер биений фланца шпинделя. Магнитное масло надежно удерживается магнитными силами на поверхностях трения. Использование эффекта термомагнитной конвекции масла приводит к его циркуляции через зону фрикционного контакта с обеспечением надежной и долговечной работы подшипников. Немагнитные частицы алмазообработки выталкиваются магнитными силами из масла и скапливаются далеко от рабочей зоны подшипников. После приработки момент трения не изменялся и составлял 0,1 Н·м, объемная температура примерно 60°С. После 150 ч наработки биения шпинделя практически равны первоначальным и не превышают допустимых. Величина интенсивности износа вала (