авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

«Федеральное агентство по образованию Тверской государственный технический университет А.Н. Болотов, В.Л. Хренов Триботехника магнитопассивных ...»

-- [ Страница 2 ] --

Были проведены исследовательские работы, направленные на совершенствование технологии МДО. Достигнуто сокращение времени формовки МДО-покрытия в 1,5 – 2 раза при соответствующем умень шении 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) Все данные по трению и износу магнитожидкостных подшипников при различных контактных давлениях обобщены в табл. 1.3. Интен сивность 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. Фрикционные свойства подшипников, имеющих втулки из различных материалов Материалы Условия трения Фрикционные свойства Ih·10- пары трения Р, МПа V, м/с f Сталь У8А – 1 0,6 0,11 0, бронза БрАЖ9-4 3 1,1 0,11 3, 5 1,5 0,12 4, Сталь У8А – 1 0,6 0,12 1, латунь ЛЖМц 3 1,1 0,13 3, 59-1-1 5 1,5 0,13 5, Сталь У8А – 1 0,6 0,10 0, сталь 12Х18Н9Т 3 1,1 0,15 1, 5 1,5 0,13 3, Сталь У8А – 1 0,6 0,07 0, керамика 3 1,1 0,09 0, 5 1,5 0,09 0, 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.

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) 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, неблаго приятные для гидродинамического режима смазки;

• технология изготовления втулок с керамическими покрытиями достаточно проста и экономична.

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 теорети ческим 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 - 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 исполь зование 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 втулок магнитопроводов 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 цилиндри ческий 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.

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 максималь ного 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 изготав ливалось 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 подшип нике 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 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 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 гидродина мических 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.

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 между магнитопроводом 2 и валом 3. Втулка подшипника, устанав ливаемая внутри магнитопровода, имеет магнитную проницаемость 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 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 = 4 0 r + (r1 r )1 ln 1 ;

R 1 = 3,30 (r + 0,4251 ) ;

= R1 2 R1 2 0l = ;

R13 ln[(r + 1 ) r ] (r r ) ;

( ) = 4 0 r + (r2 r )1 ln R1 (r r ) ;

( ) = 4 0 r + (r2 r ) 2 ln R2 1 = 3,30 (r + 0,425 2 ) ;

= R2 2 R2 2 l 1 03 ;

[( )] = ln r + r R 23 2 l = 0 5;

() ln r / r R 26 = 3,30 [r + 0,425(r3 r )] ;

R [ ] r r = 40 r + (r1 r )(r3 r ) ln 1 ;

r3 r R = 2 0r1 ln(1 + 2l1 lm ) ;

R = 1,04 r ;

R [ ] 0 r2 (r + 2 ) =.

R33 lm 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 R =, 25 S где l = ·;

S – сpеднее значение сечения слоя.

После несложных преобразований получим 2 1 cos r r + (r3 r 2 ) r ln =.

R25 2 sin Чтобы определить внутреннее сопротивление магнита, запишем закон Ома для случая короткого замыкания:

RM = FM.

( ) Учитывая, что = 0 I r r12 r2, FM = H CBlM, получим H lM RM = CB ( ).

0 I r r12 r Величина отношения H CB I r = является постоянной для высокоэрцитивных магнитов и называется магнитной твердостью, тогда lM ( ) RM =.

0 r12 r2 Общее сопротивление магнитной цепи ) ( R R +R R = 3 1 2 + R, M R +R +R где 1 1 1 = + +K+ ;

RR R R 11 12 1 1 1 = + +K+ ;

R R R R 21 22 1 1 1 = + +.

R R R R 31 32 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 R I r l M, = A,B,C R R +R A,B,C 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:

= A,C.

H A,C 2Zl 4, Определим, как изменяется поле в области В между конусным магнитопроводом и валом. Поскольку магнитная проницаемость вала и магнитопровода очень высокая ( 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 (см. рис. 1.25б) и центром в точке пересечения образующих вала и магнитопровода.

Запишем закон сохранения магнитного потока:

d = d 0, где d и d – элементарные магнитные потоки, проходящие через 00 цилиндрические площадки одинаковой высоты d и радиусами r+0sin0 и r+0sin.

Считая, что в пределах рассматриваемых площадок напряженность поля не изменяется, получим ) ) ( ( = r + 0 sin d = H = r + 0 sin 0 d.

H 0 Если полагать известным значение поля в некоторой точке с координатами (0, 0), то зависимость поля от угла ) ( r + sin (1.3) 0 0.

) ( =H H 0 0 0 r + sin Для определения зависимости поля от воспользуемся теоремой о циркуляции вектора магнитной индукции:

rr Hdl = 0.

Рассмотрим замкнутый контур 1-2-3-4 (см. рис. 1.25б), причем возьмем dl1-4=d, dl2-3=0d и в пределах dl1-4 и dl2-3 будем считать поле неизменным. Учитывая, что 2r r 4r r Hdl + Hdl = 0, 1 получим выражение для поля в произвольной точке =H H.

Учитывая (1.3), можно записать выражение для Н в виде r + sin (1.4) C 0 0 0= =H H r + sin (r + sin ), где С = const.

Магнитный поток, проходящий через конусную область В магнитопровода подшипника r r B = H dS.

S Для упрощения расчетов выберем поверхность интегрирования S, совпадающую с поверхностью вала ( = 0), тогда tg +l (1.5) 2Cd 2 + l3tg 2 = 2C ln.

B = tg 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 R I r l.

M C= 2R R +R 25 ln + l3tg 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').

Полезный магнитный поток через эти области (см. рис. 1.27):

Ri (1.6) i =, Ri где i = A, A, B, B ;

R =R ;

R =R ;

R = R ;

R = R ;

1 2 A 21 B A 1 1 B =R, R =R.

R 1 A, B A, B Рис. 1.27. Сопротивление отдельных участков цепи Полный магнитный поток I r l R M ) )( ( =, 2R R + R + R R + R M3 1 2M где сопротивление отдельных участков цепи:

1 1 1 = + + ;

R1 R11 R1 2 R 1 1 1 = + + ;

R2 R21 R2 2 R 1 1 = + ;

R3 R31 R3 2l M R= ;

M r2 r 0 2 = 0l1h1 / 1 ;

R ) ( h 2 r r l = 0 1 ln 1 + 2 1 1 tg 1 2 ;

1 R 1 2 = 0,52 0 [(r2 r1 ) + h1] + 0,3080 [1 + (r2 r1 l1 )tg (1 2 )] ;

R = 0l2 (r2 r1 ) / 2 ;

R ) ( r r 2l ) ( = 0 2 1 ln 1 + 2 tg 2 ;

2 2 R 22 [( )] [( )] )( = 0,52 r r + h + 0,308 + h + l tg 2 ;

02 1 2 02 22 R ) ( = 0,52 r + r ;

R ) ( 0 r2 + r1 h + h ln1 + 1 2.

= 2 R 2l 32 M В вышеприведенных формулах – угловой размер используемой части кольцевого постоянного магнита. Считая поле в области А и А' приблизительно однородным, его можно определить следующим образом:

.

H = A;

H = ) ( l r r A lh A 11 22 Поле в клиновидной части зависит только от одной поляной координаты (полюс находится в точке пересечения образующих зазора):

C = BB, H B, B где C B, B = const.

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

)( ( 2 h l ) ) ( 2 2 tg 2.

= H dS = C r r ln 1 + B S B B 2 1 2 Отсюда, учитывая (1.6), I r l RR M ) ( = C.

B [ )]( )( ( 2 h l ) 2 R R + R + R R + R r r ln 1 + 2 2 tg R 22 M 3 1 3M 321 По аналогии получим I r l RR M )( ( C=.

B [ )] )( ( 2 r r l ) 1 + 2 1 1 tg 2 R R + R + R R + R h ln R 12 M 3 1 3M 31 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:

I r l R M (1 M ), = A,B,C R R A,B,C R =R ;

R =R ;

R =R ;

где B A 11 12 C RR R = R + 1 2 ;

M R +R 1 1 1 1 = + + + ;

RR R R R 11 12 13 1 = ;

R R 1 L = l ;

R L 2(h l ) = 0 ln 1 + 1 tg 2 ;

R 12 0h2 L = ;

( + 2h tg 2) R 13 = 0,52 ( L + h + h ) + 0,154 ;

0 12 R = 0,52 ( L + h ) + 0,308 l.

M 0M R Напряженность магнитного поля в областях А, В, С B H = A;

H = C ;

H =, B A lL C HL 2(h l ) 2 L ln 1 + 1 tg где – полярный радиус, отсчитываемый от точки пересечения образу ющих 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.

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 макси мальны (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. 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- ММ-05.09.1 ДБС Жирная кислота ММ-07.10.1 ТЭА ОЭ- 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- ММ-22.09.1 Тетрадекан Жирная кислота ММ-23.01.1 МВП Олеиновая кислота ММ-11.04.2 ПЭС-5 ХС-2-1ВВ Железо ММ-14.01.2 ХС-2-1ВВ Олеиновая кислота Резкое возрастание намагниченности на первом участке объясняется перераспределением в поле агломератов из магнитных частиц. Из-за большого магнитного момента агломератов магнитная сила, действующая 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. 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 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/м теряют седиментационную устойчивость. Магнитные частицы сближаются настолько, что происходит их необратимая агломерация.

Из теоретических соображений объемная концентрация магнитной фазы в области максимального поля = 0 (1 + 2 d )3, где 0 – объемная концентрация магнитных частиц, покрытых сольват ными оболочками;

– толщина оболочек;

d – диаметр частиц.

Жидкости на рис.1.29 стабилизированы олеиновой кислотой (за исключением ММ-19.14.1), для которой = 2 нм. Тогда, если = 0,74, что соответствует плотной упаковке сфер, имеем 0 = 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.

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/м 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 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 протии востоять окислению, деструкции и полимеризации молекул. Испаряемость масел зависит от их химической структуры, поэтому в определенной мере связана с термостабильностью.

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 диф ференциального 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 100С. 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.

а б Рис. 1.30. Временная зависимость интенсивности испарения при 100 С (а) и 150 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 полиме ризации 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 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 60С (кривая DТА). Введение антиокис лительных 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 150С 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 170С показали, что влияние ингибитора нивелирует и вязкость масла постепенно возрастает, а намагниченность постепенно снижается. Поэтому для работы при температуре свыше 150С 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 100С 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.

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…100С 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 кремний органическое масло ММ-11.01.1).

Быстрый спад вязкости наблюдается у масла на основе динонилфталата ММ-17.09.1 при температуре менее 60С, 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.

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) 2. ОПОРЫ СКОЛЬЖЕНИЯ С МАГНИТНОЙ РАЗГРУЗКОЙ Качество машиностроительной продукции во многом обеспе чивается 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 опреде ляющим. Кардинально улучшить свойства узлов трения можно исполь зованием магнитных опор [1] и опор с магнитной разгрузкой.

Нами предложены устройства, в которых постоянные магниты используются для разгрузки механических подшипников с целью сниже ния контактных давлений. В результате действия магнитной разгрузки трение в подшипнике и его износ резко снижаются, следовательно, возрас тает 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 движу щимися, как правило, по вспомогательной (дополнительной) направ ляющей. Недостатком этих устройств является сложность их конструкции, низкая надежность в эксплуатации, ограниченная применимость.

Более стабильные характеристики имеют устройства электро магнитной разгрузки. Такие устройства содержат укрепленные на под вижном 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 фрикционного контакта (но не размыкает) и приводит к снижению нормальной нагрузки F на контакт: FFM. Представляется возможным получить степень разгрузки до 95 % при сохранении жесткости стыка на достаточно высоком уровне. Ограничение по максимальной величине степени разгрузки следует как из необходимости сохранить жесткость стыка, так и невозможности получить стабильное значение разгружающей силы из-за неоднородности магнитной структуры используемых материалов.

Учитывая достижения в развитии производства магнитожестких материалов, для достаточно больших площадей, взаимодействующих с магнитными системами опор, выгоднее использовать дешевые магниты из феррита бария;

для больших нагрузок при малых площадях опор целесообразно применять магниты с высокой магнитной энергией из сплавов редкоземельных элементов с кобальтом и железа с бором. Высокая температурно-временная стабильность свойств у всех перечисленных материалов позволяет эксплуатировать магнитную систему в течение нескольких десятилетий, в том числе в экстремальных условиях, без ремонта и во многих случаях без регулирования.

Современная тенденция – увеличение мощности привода станков для повышения качества деталей и производительности – обуславливает повышенное выделение тепла в шпиндельном узле и, следовательно, вызывает его соответствующие тепловые деформации. В станках высоких классов точности (В, А, С) эти деформации обуславливают значительную часть погрешностей. По данным работы [26] при чистовом точении доля тепловых деформаций достигает 30%, а при растачивании 65. Уменьшение тепловых деформаций в прецизионных станках путем снижения интенсивности резания невозможно, так как мощность резания невелика, а нагрев определяется процессами, протекающими при холостом ходу.

Конструктивное решение, повышающее точность вращения шпинделя путем уменьшения тепловых деформаций, заключается в разгрузке его опор от действия сил со стороны приводного шкива.

Применяемая в настоящее время механическая разгрузка усложняет конструкцию шпиндельного узла, значительно увеличивает количество деталей, а дополнительные шарикоподшипники ухудшают динамические характеристики.

На рис. 2.2 показана принципиальная схема разгрузки шпинделя алмазообрабатывающего станка от усилия натяжения ремня. Магнитная система 1 создает усилие на валу 2, направленное в сторону, противоположную усилию натяжения приводного ремня 3. Такой способ разгрузки конструктивно проще и не приводит к ухудшению динами ческих характеристик.

В качестве альтернативного варианта магнитной разгрузки разработаны магнитогидродина мические подшипники [27], в которых механическая и разгру жающая части объединены в один узел. В результате взаимодействия между магнит ными элементами подшипника он саморазгружается от большей части внешней нагрузки.

Рис. 2.2. Схема разгрузки шпиндельного узла от натяжения ремня На рис. 2.3 приведена принципиальная схема магнитогидро динамического подшипника скольжения с разгрузкой. В корпусе установлена немагнитная втулка 2, имеющая трапецеидальный паз. В пазу установлен магнит 3 с полюсными наконечниками 4, создающими разг ружающее усилие на валу 5, направленное в сторону магнитной системы.

Кроме того, неоднородное магнитное поле в зазоре между полюсными наконечниками удерживает резервное магнитное масло 6 и обеспечивает смазку подшипника во время работы.

Рис. 2.3. Магнитогидродинамический подшипник с разгрузкой Большой интерес представляет группа саморазгружающихся подшипников, работающих без смазки. Они предназначены для тех узлов машин и приборов, в которых не могут быть использованы системы разгрузки и смазочные материалы. Как правило, это узлы трения с лимитированными размерами, высокой жесткостью, в которых постоянная составляющая нагрузки доминирует. Имея приблизительно такие же размеры, как и у обычных механических подшипников, само разгружающиеся обеспечивают более низкое трение и износ. На рис. 2. показан разрез радиального саморазгружающегося подшипника. На вал напрессован кольцевой постоянный магнит радиальной намагниченности.

В корпусе 1 установлены полувтулка 3 из магнита и полувтулка 2 из немагнитного материала, образующие вкладыш подшипника. Взаимо действие магнитов вкладыша и вала создают разгружающее усилие на валу.

Рис. 2.4. Саморазгружающийся подшипник Высокая эффективность работы саморазгружающегося подшипника возможна в том случае, когда силы магнитного взаимодействия между элементами пары трения компенсируют основную часть внешней нагрузки. Максимальное значение разгружающей силы достигается при изготовлении сопряженных элементов пары трения непосредственно из магнитотвердого материала, который должен обладать хорошими антифрикционными свойствами для уменьшения трения и износа.

На рис. 2.5 приведены графики зависимости точности позицио нирования режущего инстру мента на направляющих станка и жесткости контакта суппорта с направляющими от степени разгрузки (построены по лите ратурным данным [25, 26]).

Рис. 2.5. Зависимость относительной жесткости направляющих станков (1), точности позиционирования суппорта (2) и долговечности подшипника качения (3) от степени разгрузки Видно, что направляющие можно разгружать почти на 90% от веса суппорта без заметной потери жесткости, а точность позиционирования при увеличении разгрузки быстро возрастает, при разгрузке свыше 50% наблюдается резкое увеличение долговечности шарикоподшипников.

Магнитная нагрузка. Нами впервые предложено и реализовано магнитное нагружение подшипников скольжения. Такое, необычное на первый взгляд, применение магнитных сил позволяет повысить устойчивость положения ротора в гидродинамических подшипниках. В большинстве шпиндельных узлов с подшипниками скольжения ротор первоначально при вращении занимает центральное положение во втулках, а затем внешние силы вынуждают его располагаться эксцентрично. Однако известно, что близкое к центральному положение ротора является наиболее неустойчивым [28] и наименее жестким, т.е. даже небольшие по величине радиальные силы могут привести к значительным смещениям ротора. Поэтому желательно, чтобы вал в исходном состоянии имел эксцентриситет больше 0,7. Наиболее удобно создать эксцентриситет с помощью магнитной силы, действующей на ротор. Такой способ прост и позволяет обойтись без механического контакта с ротором. На рис. 2. изображена принципиальная схема нагрузки гидродинамических подшип ников скольжения 1 шпиндельного узла шлифовального станка. Магнитная система 2 создает усилия, смещающие шпиндель 3 от центрального положения.

Рис. 2.6. Схема нагрузки гидродинамических подшипников шпиндельного узла Для предотвращения износа в переходных режимах часть магнитной системы смещается вверх в корпусе 4, тем самым шунтируется магнитный поток и магнитное усилие как бы отключается. Расчеты по методике, приведенной в [29], подтверждают повышение жесткости шпиндельного узла. Момент трения при этом растет незначительно.

На рис. 2.7 показана траектория движения оси шпинделя в ради альном гидродинамическом подшипнике с магнитной разгрузкой и без нее под действием переменной внешней силы. Длина втулки подшипника и ее диаметр равнялись 16 мм, относительный диаметральный зазор между валом и втулкой 1,8·10-3. Внешняя радиальная сила изменялась по закону F = 500|sin 0,3t|, нагружающая сила равнялась 400 Н. Расчеты проводились вариационным энергетическим методом по алгоритму, приведенному в [30].

Графики убедительно показывают, что амплитуда колебаний вала при действии магнитной нагружающей силы снижается (в приведенном примере более чем в два раза). На практике это позволяет, например, повысить качество обработанной поверхности при металлообработке, увеличить плотность записи на магнитных носителях информации.

Рис. 2.7. Траектория движения центра вала под действием периодически изменяющейся силы (1) и при наложении дополнительной магнитной нагружающей (2);

ex, ey – относительное смещение вала Разработано оригинальное устройство [31], позволяющее исполь зовать положительные качества как нагрузки, так и разгрузки. Магнитные системы выполнены подвижными, с возможностью регулирования рабочего зазора. При перемещении узла по направляющим магнитные системы создают усилие для снижения давления и трения в направляющих, обратно пропорциональное величине рабочего зазора.


Причем увеличение зазора до 0,6 мм позволяет менять усилие разгрузки от максимального значения практически до нуля. В момент же остановки узла в точке позиционирования подвижные магнитные системы соприкасаются с направляющими с помощью специального механизма, что создает дополнительную нагрузку на них, увеличивая трение, и узел точнее позиционируется.

При эксплуатации магнитосиловых систем возможно проявление двух негативных моментов. Первое – воздействие на вращающуюся часть подшипника электромагнитного момента сопротивления. Магнитное поле на окружностях, лежащих на некотором расстоянии от поверхности осесимметричных магнитов, не является постоянным из-за неодно родности структуры магнитов [32]. Это вызывает возникновение индукционных (вихревых) токов, которые создают момент сопротивления вращению и способствуют увеличению тепловыделения [33, 34]. Момент сопротивления прямо пропорционален скорости вращения.

Проводились испытания гидродинамического подшипника [35] с диаметром вала 50 мм, на который действовала магнитная сила 280 Н.

Среднее значение поля между полюсными наконечниками и валом было 0,55 Тл. Подшипник смазывался магнитным маслом вязкостью 0,07 Па·с.

Электромагнитный момент сопротивления увеличивался пропорционально скорости вращения вала, как и момент внутреннего трения в подшипнике.

Быстрота нарастания момента сил трения в зависимости от скорости была существенно выше, чем та же характеристика для вихревых токов. При увеличении скорости вращения вклад вихревых токов в момент сопротивления уменьшается. Например, при скорости 1000 об/мин он составлял 1,5%, а при 2000 об/мин – менее 1% (точность измерения момента составляла 0,5%).

В правильно спроектированной магнитной системе отсутствуют поля рассеивания, и поэтому исключается намагничивание близлежащих деталей. Намагничивается только поверхность, с которой взаимодействует магнитная система. Из-за того что все конструкционные материалы имеют отличную от нуля коэрцитивную силу, поверхность сохраняет остаточную намагниченность, и вокруг нее создаются слабые магнитные поля (100...1000 А/м) [36]. В этом и состоит второй негативный момент магнитосиловых систем. Сохранение остаточной намагниченности на деталях станка может привести к налипанию отходов металлообработки и в дальнейшем вызвать катастрофический абразивный износ. Нами предложены два эффективных способа устранения влияния остаточной намагниченности деталей, взаимодействующих с магнитосиловыми системами.

В первом случае [37] на поверхность детали наносят покрытие из материала, начальная магнитная проницаемость которого много выше, чем основного материала детали. Силовые линии полей рассеяния шунтируются покрытием и поэтому не выходят наружу, что исключает налипание магнитных частиц и тем самым устраняет абразивный износ (рис. 2.8).

Рис. 2.8. Схема магнитной разгрузки на направляющих:

1 – направляющая;

2 – покрытие;

3 – магнитная система Во втором случае [38] магнитосиловая система выполнена из обоймы магнитов с чередованием полюсов таким образом, что у соседних магнитов они противоположны (рис. 2.9).

Рис. 2.9. Характер изменения остаточной намагниченности на расстоянии 1 мм от поверхности: 1 – исходный;

2 – после прохождения магнитной системы;

3 – с покрытием Уменьшение магнитного поля на концевых частях системы обусловлено снижением объема магнитов за счет уменьшения их размеров.

При этом топография поля в рабочем зазоре близка к затухающей синусоиде с периодом, равным шагу магнитов. При движении такой системы вдоль детали происходит полное размагничивание последней, что также исключает налипание магнитной стружки.

2.2. Расчет магнитных разгружающих систем 2.2.1. Элементарные магнитные системы Для успешного проектирования магнитных разгружающих систем подшипниковых опор необходимо уметь рассчитывать значение магнитостатической силы и ее зависимость от величины зазора между взаимодействующими деталями. В качестве источника магнитного поля для указанных систем могут быть использованы магниты как с осесимметричной формой, так и магниты в виде прямоугольного параллелепипеда. Учитывая траекторию движения трущихся поверхностей, требования компактности и конструктивной простоты, для радиальных и осевых подшипников наиболее целесообразно использовать осесимметричные магниты, а для направляющих прямоугольные. Расчет магнитосиловой системы сводится к определению ее усилия с предварительно выбранной магнитной цепью. Будем последовательно рассматривать элементарные системы, из которых может быть скомпонована полная магнитная система. Наиболее простая элементарная система может быть образована притягивающимися постоянными магнитами. Для расчетов магнитостатического взаимодействия высококоэрцитивных магнитов можно использовать теорему Ампера, позволяющую представить постоянные магниты в виде эквивалентной системы токов. Так, например, постоянный магнит в виде цилиндра, намагниченного по оси, заменяется равным ему соленоидом с тонкой однослойной обмоткой, по которой протекает ток с линейной плотностью, равной намагниченности. Это дает возможность получить формулу для расчета нормальной силы взаимодействия одинаковых по размерам соосных цилиндрических магнитов с однородной намагниченностью [33]:

0 H +L Z Z 2 F = I Ц 0 2 + (Z Z )2 ]1/ [4 R H L (2.1) 2 + (Z Z ) 2R 2 1 E ]dZ dZ, [ E + 1 2 (Z Z ) - где 0 = 4·10 Гн/м;

I – намагниченность постоянных магнитов;

H и R – высота и радиус магнита;

E1 и E2 – эллиптические интегралы 1-го и 2-го рода соответственно.

Аналогичная формула получена для расчета нормальной силы взаимодействия прямоугольных магнитов со сторонами ab и высотой H:

0l 2 4 H 2H + L Z Z (1)i +1 F= 2 i = П 0 H + L Пi + (Z 2 Z1)2 (2.2) Пi + Ki + (Z Z )2 Пi + (Z Z )2 dZ dZ, 21 2 где П1 = а2, П2 = П4 = 0, П3 = b2, К1 = К2 = b2, К3 = К4 = а2.

Исходя из теоремы Ампера, могут быть получены расчетные формулы для сил взаимодействия постоянных магнитов произвольной формы и намагниченности. Формулы (2.1) и (2.2) позволяют оптимизировать форму и размеры постоянных магнитов. Критерием оптимальности для магнитных систем был выбран максимум удельной силы, приходящейся на единицу объема магнитожесткого материала. Он характеризует удельные затраты магнитного материала и размеры магнитной системы.

Для цилиндрических магнитов с осевой намагниченностью выявлено оптимальное значение размеров R/H=1,2. В этом случае сила взаимодействия оптимальных магнитов в зависимости от зазора 2 F = 4,5 105 I 2V 3 exp 3,4 L V 3.

Ц 0 Реализуемая при L=0 максимальная сила F = 4,5 105 I 2V 2 / 3, Ц а в расчете на единицу полярной поверхности P = 3,4 105 I 2.

Ц Например, при намагниченности 1,2 Тл (магнит Fe-B) удельная сила равна 0,39 МПа.

Большее на 5 – 10% значение максимальной силы имеют магниты в форме усеченного конуса, обращенные друг к другу большими основа ниями. Для них оптимальными являются R/H = 1 и угол, составленный образующими конусов с основанием, равный 3/4. Примерно на 15% большее значение силы получено для кольцевых магнитов при R/r=1,65.

У призматических магнитов квадратного сечения (a = b) макси мальное значение силы реализуется при а/H = 2,4:

F = 4,7 105 I 2V 3, П при этом удельная сила равна P = 2,6 105 I 2.

П Для сокращения расхода магнитного материала, уменьшения полей рассеяния, а также из конструктивных соображений один из сопряженных магнитов системы может быть заменен стальной пластиной, а другой размещен на магнитопроводе.

На практике используются разгружающие системы с Ш-образной элементарной магнитной цепью, схема которой приведена на рис. 2.10.

Система состоит из постоянного магнита 1, заключенного в магнитопровод 2 и притягивающегося к пластине 3.

Рис. 2.10. Ш-образная магнитная система Полагая, что детали 2 и 3 имеют относительную магнитную проницаемость o 103, и используя метод зеркального отображения, в случае призматического магнита квадратного сечения рассчитана максимальная разгружающая сила F = 104 I 2 (a H )2 / 3V 2 / 3, (2.3) П и удельная сила (при a/H = 2,4) P = 10 4 I 2.

П Напpимеp, для магнита с размерами a/H = 2,4, изготовленного из сплава SmCo5 с намагниченностью oI = 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 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.

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 R 2 2 a I I Ц П при выполнении следующих критериев:

H Ц HП = = idem, R a L L Ц = П = idem.

R a Полагаем IЦ = IП = I. Тогда R F= F.

Ц a2 П Силу взаимодействия подобных призматических магнитов с параметрами a, H, I и a1, H1, I1 соответственно представим следующим образом:


a2I F= F.

П a 2 I 2 1П Положим, что V1 = a1 H1 = 10 6 м3 = 1 см3, а 0 I1 = 1 Тл, тогда получаем 2 (2.4) 4 I 2a 2 H П 3 F *, 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 H H 3 * Ц F = 104R 2 I 2 П F = 104R 2 I 2 * R FП.

Ц П a Если площади сечения подобных ( a = R, H Ц = H П ) цилинд рических 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 2Br2, 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 магнита не должно превышать критического значения поля, выше кото рого 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 2B ambm H K r arctg.

0 2 2 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 магнито проводы, 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 Br ambm B=, hb где 0,9 – коэффициент кривой магнитного возврата;

– магнитная жесткость.

Таким образом, толщина магнитопровода должна быть такой, чтобы Br 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:

Br 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 изго товления 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 22 Br l 2 Rn F=, (RP + Rn ) 2 RP Rn 0 RM + hb RP + Rn где l RM =, 0ambm 2L RP =, 0hb (b + 2a ) ln1 + 2h + 0a(b bm ).

= 0,260 (b + 2a ) + 0 l Rn l 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 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 B Br =.

ambm ambm arctg arctg 2( + l ) am + bm + 4( + l ) 2 2 2 2 2 am + bm + 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):

2 Br a m bm H K Hi = arctg.

0 2 2 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 =.

С + С B + C B 2 + K + C B n 0 1 2 n Рассчитывается сопротивление участков цепи с магнитной проницаемостью равной единице.

Сопротивление магнита l RM =.

0ambm Сопротивление рабочего зазора hb 2 (h + b ) a am + 0,520 (b + h ).

=0 + 0 ln1 + L 2L RP Сопротивление путей рассеяния (b + 2a ) ln1 + 2h + 0 a(b bm ).

= 0,26 0 (b + 2a ) + 0 l Rn l Определение сопротивления полюсных магнитопроводов и коря.

Сопротивление полюсных магнитопроводов (2.5) a C B CB Ra = C1 + 2 n + 3 n + K, hb 2 где (2.6) R Br l 1 M ;

Bn = 0 RP + R Д + Ra bh RS (2.7) Rn R + Ra + R P R= +R.

M S Rn + R + Ra + R P Сопротивление ярма, если BДS (Bn.h)/hД, то l + h + hД (2.8) RД =, 0 Д h Д b если BДS (Bn.h)/hД, то l + h + (Bn h ) / B ДS (2.9), RД = 0 |Д b(Bn h ) / B ДS где Д – магнитная проницаемость ярма при индукции равной Bn;

|Д – мак симальная 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 Br l RM, (Bn )0 = 0 RPbh R + RP Rn RP + Rn M 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.

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 Br l 2 dRS 2 (2.10) F=.

2 2 Ra2 dL 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 магнито твердые 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 физико механическими свойствами были разработаны несколько антифрик ционных 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 – магнитоплас тичным материалам.

Антифрикционные свойства металлокерамическим магнитам придавались одним из наиболее простых способов – нанесением на рабочую поверхность твердосмазочных покрытий небольшой толщины.

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 из за 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 магнито пластов 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 магнито пластам 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 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- 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 само разгружающихся подшипников, предназначенных для работы при повышенной температуре до 200...250о С были разработаны компо зиционные слоистые материалы на основе фторопласта, обладающие антифрикционными и магнитными свойствами.

Материалы имеют два слоя. Первый слой, создающий разгружаю щую 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 под вергавшихся исследованию материалов приведены в табл. 2.1.

Таблица 2. Физико-механические характеристики материалов Материал Максимальная Крити- Тепло- Твердость Коэффициент Механи удельная разгру- тическая провод- термического ческая жающая сила, рабочая ность, расширения, обраба 10-6/оС МПа темпера- тывае кал тура, оС мость см с oС АМ-30 0,7...1 250 2.3.10 53HRC 8,4 Плохая АМ-12 0,7...1 150 2.3.10 53HRC 8,4 То же ЭПМ-30 0,5...0,8 150 10 57HB 47 Хорошая КАСМ-10 0,3...0,5 150 2.10 55HB 47 То же ФАМ-1Д 0,4...0,6 250 5.10 4,8HB -- - ФАМ-2С 0,4...0,6 250 5.10 5,3HB -- - ФАМ-3М 0,4...0,6 250 5.10 4,5HB -- - ФАМ-4Ф 0,4...0,6 250 5.10 3,4HB -- - SmCo5 --- 250 2.3.10 53HRC 8,4 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 увели чением 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 (10...10-3 кал/см·с·град) температурное поле образцов имеет высокий - градиент около фрикционной зоны.

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 тре ния 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- 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.



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.