Эффективность работы ШУ во многом зависит от применяемых в нем видов опор. Высокие скорости вращения достигаются на опорах с газовой смазкой [1; 2], магнитных опорах, конкретно на активных магнитных подвесах (АПМ) [1; 3] и немного меньшие на опорах качения [1]. Следует иметь в виду, что опоры качения имеют ограниченный ресурс работы, определяемый количеством циклов нагружений. В условиях высоких частот вращения до 4×105 мин-1 гарантированный ресурс может оказаться значительно меньше цикла межремонтного обслуживания оборудования.
Для АПМ и опор с газовой смазкой ресурс работы можно считать неограниченным из-за отсутствия механического контакта между шипом и вкладышем опоры. Однако эти типы подшипников имеют невысокую несущую способность, а АПМ еще и сложную систему контроля и управления положением шпинделя в пространстве [2; 3].
Для решения в какой-то мере проблемы низкой грузоподъемности (несущей способности) указанных бесконтактных подшипников предлагается использовать комбинированную опору, совмещающую в себе элементы газостатического и магнитного подшипников [4]. При этом нагнетание газа в зазор опоры осуществляется через пористые вставки.
При вращении шпинделя в магнитном поле возникают токи Фуко и вихревые токи. Токи, циркулируя в теле шпинделя, порождают выделение теплоты, что приводит тепловому расширению шпинделя и, как следствие, уменьшению среднего радиального зазора в опоре. Такое уменьшение негативно отражается на обеспечении требуемых условий течения газа, выполнение которых обеспечивает высокие эксплуатационные характеристики газостатической опоры. В связи с этим при конструировании ШУ на газомагнитных опорах необходимо учитывать тепловые деформации шпинделя.
Для определения температурного состояния шпинделя и вкладыша ГМО В КнАГТУ был спроектирован и изготовлен экспериментальный стенд [5].
В комплексе экспериментов по исследованию уровня нагрева вкладыша газомагнитной опоры с пористыми вставками использовался установленный между линиями наддува нагруженной части подшипника кремниевый датчик LM 135 группы «А» фирмы National Semiconductor с аналоговым выходом. Принципиальная схема датчика температуры показана на рис. 1, а его установка во вкладыше подшипника - на рис. 2.
Рис. 1. Принципиальная схема датчика температуры.
Датчик LM 135 выполнен в виде цилиндрического корпуса диаметром 5 мм и высотой 6 мм. Он имеет рабочий диапазон температур от -50 до +150 °С. Температурная характеристика датчика линейная с коэффициентом температурной чувствительности 10 мВ/К. Нулевое выходное напряжение LM135 соответствует температуре абсолютного нуля.
Рис. 2. Схема установки температурного датчика во вкладыше газостатической опоры: 1 - вкладыш; 2 - датчик; 3 - корпус.
Калибровка датчика, осуществляемая многооборотным подстроечным резистором, производилась при температуре окружающей среды 22 °С. В качестве эталонного термометра использовался стеклянный термометр ТР-1 № 7 с диапазоном температур 24-28 °С и ценой деления 0,01 °С. Абсолютная погрешность показаний этого термометра составляет ±0,01 °С. Датчик LM 135 располагался на расстоянии 1 мм от внутренней поверхности вкладыша. Три его провода через соединительную колодку соединялись с платой датчика, которая в свою очередь парой проводов подключалась к плате сопряжения.
Плата сопряжения, предназначенная для ввода показаний датчика в компьютер, устанавливалась в разъеме ISA материнской платы. Задачу преобразования аналогового сигнала с выхода датчика в цифровой код выполнял двенадцатиразрядный АЦП. Нагрев вкладыша подшипника оценивался с точностью до 0,1 °С.
Температура шпинделя вблизи вкладыша передней опоры замерялась с помощью термопары после его остановки. Период установления температурного режима вала составлял 30-50 мин. Время от начала остановки вала до начала измерения составляло 10-20 сек.
Измерения проводились цифровым мультиметром серии М890G в комплекте с термопарой ТР-0,1.
Погрешность измерения по паспортным данным в диапазоне -50-400 °С составляет + 0,75% или от предела диапазона +3 °С, разрешение 1 °С.
Нагрев шпинделя оценивался с точностью до 1 °С, при этом максимальная относительная погрешность выполненного комплекса экспериментов по определению изменения температуры шпинделя не превышала 7%.
Регистрация температуры объектов исследования проводилась при достижении теплового равновесия, которое в среднем устанавливалось в течение 50 мин.
На рис. 3 представлены зависимости изменения температуры шпинделя и вкладыша газомагнитной опоры от частоты вращения.
Рис. 3. Зависимость изменения температуры Δt шпинделя (а) и вкладыша (б) газомагнитной опоры от частоты вращения шпинделя n.
Из представленных графиков видно, что тело шпинделя нагревается незначительно. Так, при параметре быстроходности d×n= 1,2 106 мм/мин повышение температуры шпинделя не превышала 5 °С, при этом вкладыш ГМО практически не нагревается. Невысокое повышение температуры объясняется наличием интенсивного вынужденного конвективного теплообмена, возникающего вследствие наддува сжатого воздуха в зазор опоры.
Повышение температуры шпинделя на 5 °С ведет к увеличению его первоначального диаметра, равного 50 мм, примерно на 3 мкм, а диаметр вкладыша ГМО при той же частоте вращения возрастает на 1 мкм. При таком тепловом расширении шпинделя средний радиальный зазор изменяется на 3,9%, что следует считать незначительным.
Рецензенты:
- Козин В.М., д.т.н., профессор, главный научный сотрудник Института машиноведения и металлургии ДВО РАН, г. Комсомольск-на-Амуре.
- Амосов О.С., д.т.н., профессор, зав. кафедрой «Информатики», ФГОУ ВПО «Амурский гуманитарно-педагогический государственный университет», г. Комсомольск-на-Амуре.
Работа получена 20.10.2011