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 | 2 ||

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

-- [ Страница 3 ] --

Суммарное воздействие этих факторов и определяет различие фрикционных свойств материалов АМ-30 и ЭПМ-30.

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+ и 325+41 мин, что соответствует пути трения (55,7+7,1).103 и (74,1+9,3). 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 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- (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 уве личением содержания MoS2, но общий ее уровень остается на 1 – 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 высокие антифрикционные и магнитные свойства. В то же время, учитывая простоту и технологичность изготовления эпоксидных антифрикционных магнитопластов, их можно использовать в малоответственных узлах тре ния при незначительных нескомпенсированных нагрузках (0,05...0,1 МПа) и низких скоростях скольжения (0,1...1 м/с).

магнитопласты. Антифрикционный слой Фторопластовые 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 сма зочной способностью, во фторопластовых композициях, обеспечивающее при трении без смазки минимальный износ, лежит в пределах 25... объемных %. В соответствии с этим образцы содержали 20 весовых % графита в приповерхностном слое и 25 весовых % MoS2 в антифрикционном.

Оптимальное содержание магнитного наполнителя SmCo 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. Вве дение наполнителя повышает износостойкость фторопласта в 250 – 300 раз.

Из приведенных результатов следует, что в оптимальном по антифрикционным и износостойким характеристикам материале 10... 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 содер жание 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 даль нейших исследований. Содержание магнитного порошка как в 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 = 0,26 109 Pa exp1,37 102T.

h Износ, определенный по формуле, отличается от найденного экспериментально не более чем на 30 %. Основным критерием работо способности 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 необра тимое уменьшение разгружающей силы и эффективность работы подшипника резко снижается.

Сравнительные данные по фрикционным характеристикам разрабо танных материалов приведены в табл. 2.2.

Таблица 2. Фрикционные свойства материалов Фрикционные Материал характеристики КАСМ- ФАМ-3М ФАМ-4Ф ФАМ-1Д ФАМ-2С ЭПМ- АМ- АМ- Коэффициент трения*, f 0,19 0,22 0,17 0,28 0,19 0,21 0,23 0, Интенсивность линейного --- --- --- --- --- --- --- -- износа*, Ih. Долговечность --- --- --- 50 6,9 8,3 1,1 покрытия*, t (ч) Эффективный 0,01…0,005 0,002…0, 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 умень шается. В этом заключается основное отличие механики магниторазг руженного 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 магнито разгруженный 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 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 динами ческую 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 коле баний рассматриваемой нелинейной системы с одной степенью свободы можно записать без учета затухания:

) ) ( ( M x + N x + x + F x + x M g = 0. (2.11) Z 1 Решая уравнение (2.11), легко определить период и частоту колебаний:

a x [ ] ) ( T = 2 M / 2 N ( X + X ) + F X + X Mg dX dX.

M Z 1 a a 1 1 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 1M X= Xdt = MT M a X ) ( 1 N ( X + X ) + F ( X + X ) Mg dX XdX 0.

= M / Z a a T 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:

M Tm m = = = 1 n.

m TM M Средние за период нормальные к поверхности трения координаты ползунов соотносятся так:

a Tm X dt aM X=.

a M T X m dt Ma 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 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 1M F= N ( X + X )dt.

MT M После несложных преобразований получим a [( ] ) 2 X N X + X mg dX.

F = mg M 2T a a M По закону сохранения энергии имеем [ ] X N ( X + X1) mg dX = 0.

a 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 + X 0dt f (X )mg.

T 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 проверки правильности полученных результатов были проведены экспериментальные исследования фрикционных характеристик магнито разгруженных 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 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- при различном давлении Pa: 1 – изменяется FZ, FM = 115H;

2 – изменяется FM, FZ = 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.

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, 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 ос нования 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 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 значения критической скорости, выше которой скольжение равномерное, ниже – скачкообразное.

Таблица 2. 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 10 1,9 0,58 110 20 1,7 0,52 95 30 1,45 0,46 86 40 1,25 0,39 70 50 1,05 0,34 35 60 0,85 0,28 40 70 0,65 0,2 25 80 0,4 0,1 5 90 0,2 0,07 0 - 95 0,1 0,03 0 - Таблица 2. 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 0,6 0,33 0,143 7 0,8 0,50 0,144 10 1,0 0,60 0,140 5 1,2 0,70 0,142 5 1,6 0,75 0,139 3 2,0 0,80 0,134 1 2,8 0,85 0,137 1 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. Эффективность разгрузки опор скольжения, смазываемых индустриальными маслами общего назначения Пара трения n, % f F Сталь (чугун) 50 0, 0,26 70 0, 90 0, Цветной сплав – 50 0, сталь (чугун) 0,20 70 0, 90 0, Наполненный 50 0, фторопласт – 0,06 70 0, сталь (чугун) 90 0, 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).

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 исполь зование 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 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 ра диальном 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.

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 свой ства. Магнитное масло, выдавливаемое из втулки радиального подшип ника, выполняет роль уплотнения, препятствующего попаданию абра зивных частиц в рабочую зону. Эти факторы обусловили резкое увеличение срока службы шпиндельного узла. По данным алмазо обрабатывающего 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.

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 диа метре 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 мелко дисперсная пыль в результате износа алмаза и шлифовального круга, попадание которой в рабочий объем (в масло) приводит к интенсивному разрушению поверхностей трения. Использование магнитных подшип ников, 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 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 (10-11), определенная расчетным методом по профилограмме, свидетельствует о преимущественно гидродинамическом режиме работы подшипников.

3.2. Шпиндельные узлы приборных устройств 3.2.1. Привод жесткого диска персонального компьютера Для повышения объема памяти вычислительных систем требуются подшипниковые опоры с большой стабильностью положения вала.

Традиционные шарикоподшипники отечественного производства не удовлетворяют предъявляемым повышенным требованиям.

Нами разработан магнитожидкостный шпиндельный узел для привода накопителя магнитной записи на жестких дисках типа «винчестер» (общий вид на рис. 3.4).

В шпиндельном узле в комплексе соединены два симметричных радиальных магнитожидкостных подшипника и многозубцовый упорный магнитостатический подшипник. Подшипники обеих типов имеют единую магнитную систему, что обуславливает наиболее рациональное исполь зование магнитных полей. Все детали изготавливались по седьмому квалитету, характерному для изготовления деталей обычной точности. Для смазки использовалось диэфирное магнитное масло вязкостью 0,1...0,08 Па·с.

Проведены длительные испытания предложенного шпинделя. Полученные результаты позволяют положительно оценить триботехнические и эксплуатации онные характеристики данной конструкции:

• время разгона до 3600 об/мин на 15 – 20% превосходит показатели с шарикоподшипниками;

• биения вала в 4 – 8 раз меньше, чем при вращении в шарикоподшипниках Рис. 3.4. Общий вид привода класса точности 2, что пропорционально жесткого диска с магнито- увеличивает плотность магнитной жидкостным шпиндельным узлом записи;

выбросы магнитного масла из зоны трения отсутствуют.

Предложенная конструкция привода накопителя прошла проверку в НИИ вычислительной техники.

3.2.2. Лабораторный гомогенизатор Разработано устройство для механического перемешивания жид костей и дисперсий в лабораторных колбах. Устройство устанавливается непосредственно в горлышко колбы и позволяет загерметизировать ее содержимое.

Гомогенизатор состоит из электропривода 1 (рис. 3.5), магнито жидкостного шпинделя 2 с уплотнениями и непосредственно мешалки. В качестве привода использовался шаговый электродвигатель, который позволяет изменять частоту вращения от 50 до 500 об/мин при сохранении достаточно высокого момента на валу 0,15 Н·м.

Шпиндель состоит из корпуса 3, внутри которого проходит вал 4, установ ленный в двух радиально-упорных магнито жидкостных подшипниках, состоящих из магнитопроводов 5 и втулок 6. Кольцевые магнитопроводы 7 с зубцами, обращенными к валу и постоянными магнитами 8, образуют магнитожидкостные уплотнения. Эти же магниты служат одновременно и для удержания магнитного масла в подшипниках.

Заправка шпинделя магнитным маслом осуществлялась через канал, выполненный вдоль оси вала. Корпус шпинделя размещен во фторопластовой пробке под шлиф № 29.

Мешалки различной формы закрепляются в разжимной муфте 9 на конце вала.

Магнитожидкостное уплотнение вы держивает избыточное давление 0,12 МПа и при правильном выборе магнитного масла может герметизировать наряду с вакуумом различные парогазовые среды, включая агрессивные.

Рис. 3.5. Схема лабораторного гомогенизатора Только применение магнитожидкостных подшипников позволило решить проблему центрирования вала при работе шпинделя в вакууме и различных других средах. Все другие типы подшипников либо имеют высокую стоимость, либо подвержены большому износу, из-за чего нарушается работа уплотнений.

Лабораторные гомогени заторы с магнитопассивным шпиндельным узлом (рис. 3.6) прошли успешные испытания на Редкинском опытном заводе Тверской области.

Рис. 3.6. Общий вид гомогенизатора 3.3. Магнитная разгрузка направляющих станков Повышение качества металлорежущего оборудования, его точности и надежности в значительной мере связано с проблемой обеспечения точности перемещения узлов по направляющим, поэтому правильный подход к выбору их типа при конструировании направляющих является важным звеном на пути к верному техническому решению.

Резервы традиционных опор скольжения исчерпаны далеко не полностью. Об этом говорит то, что большая часть выпускаемого в мире оборудования имеет направляющие скольжения. Один из способов улучшения триботехнических характеристик опор скольжения – их разгрузка. Широко распространенными способами в станкостроении является механическая разгрузка роликами и гидростатическая. Нами предложено использовать для разгрузки направляющих магнито статические силы, создаваемые системами с постоянными магнитами.

Магнитная разгрузка выгодно отличается от других способов высокой надежностью, отсутствием энергопотребления, конструктивной простотой и малой стоимостью. Рациональное применение магнитной разгрузки позволяет:

• упростить изготовление;

• исключить использование в них дефицитных материалов;


• минимизировать энергию полей рассеяния, используемых для удержания магнитного масла;

• улучшить триботехнические характеристики опор скольжения;

• заменить дорогостоящие и сложные с гидро- и газостатической смазкой при сохранении требуемой точности перемещений;

• обеспечить надежную работу опор с любыми видами смазки во время переходных процессов;

• изменить степень разгрузки в зависимости от условий работы;

• использовать разгрузку в отрицательной степени (нагрузку) для фиксации узла в точке позиционирования.

Совместно с лабораторией узлов и направляющих смешанного трения Экспериментального научно-исследовательского института металло режущих станков (ЭНИМС) магнитная разгрузка реализована в двух типах станков.

3.3.1. Магнитная разгрузка расточного станка Тяжелый горизонтально-расточный станок модели ТОS H100A с диаметром шпинделя 100 мм имеет крестовой стол с продольными и поперечными направляющими.

Масса узлов, перемещаемых по продольным направляющим 2500 кг, по поперечным – 1400 кг. Система магнитной разгрузки направляющих крестового стола (рис. 3.7) состоит из элементарных магнитных систем, состоящих из магнитов 1, закрепленных между стальными пластинами магнитопроводами 2, 3. Магнитные системы смонтированы на металлических угольниках 4, установленных на месте прижимных планок.

Для защиты от налипания металли ческой стружки и пыли, образующейся в процессе обработки на станке деталей, система закрыта металлическим кожухом 5. На продольных салазках находится 12 систем с размерами магнитов 106484 мм, создающих максимальное разгружающее усилие при зазоре 0,1 мм – 10 кН. На поперечные направляющие закреплено 14 систем с магнитами размерами 106430 мм, суммарное разгружающее усилие которых при зазоре 0,1 мм достигало 5, кН. Степень разгрузки направляющих составила около 40 %.

Рис. 3.7. Система магнитной разгрузки направляющих крестового стола Магнитная разгрузка расточного станка проведена на станкозаводе им. Орджоникидзе (г. Москва), где он эксплуатируется. Анализ работы станка показал, что значительно снизилось усилие перемещения стола, повысилась плавность. На кожухе магнитной системы и направляющих концентрации металлической стружки не отмечалось. Подтверждена высокая экономичность системы магнитной разгрузки благодаря конструктивной простоте и небольшим затратам на изготовление.

3.3.2. Магнитная разгрузка зубошлифовального полуавтомата Зубошлифовальный полуавтомат модели МA-90 предназначен для обработки конических прямозубых зубчатых колес для авиастроения.

Барабан люльки станка (рис. 3.8) опирается на две роликовые опоры.

Точность обработки на станке ограничена быстрым износом чугунных дорожек качения роликов из-за большой массы барабана – около 3000 кг.

Для снижения контактных давлений между дорожкой качения и роликами применена магнитная разгрузка.

Разгружающее усилие создает кассета 3 (рис. 3.9) с магнитами и магнитопроводами, установленная над барабаном 1. В кассете находится 24 магнита марки М22PA220-I размерами 846410 мм, создающие усилие при рабочем зазоре 0,1 мм 10 кН. Рабочий зазор образуют торцевые поверх ности магнитопроводов, обработанные концентрично диаметру барабана.

Рис. 3.8.Общий вид станка с разгруженным барабаном Рис. 3.9. Схема разгрузки барабана зубошлифовального полуавтомата После установки разгружающей системы повысилась точность обработки и качество обрабатываемых поверхностей. В процессе эксплуатации станка с магнитной разгрузкой точность обработки снижалась значительно медленнее, чем у станка без разгрузки. По расчетам следует ожидать увеличения межремонтного периода времени работы станка с разгрузкой в 1,5 – 2 раза.

На заводе-изготовителе «Станкоконструкция» (г. Москва) выпуще на серия из трех таких станков.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Метлин, В.Б. Магнитные и магнитогидpодинамические опоpы [Текст] / В.Б. Метлин. М. : Энеpгия, 1968. 191 с.

2. Демкин, Н.Б. Исследование аксиальных магнитных подшипников [Текст] / Н.Б. Демкин, А.Н. Болотов // Трение и износ. 1980. Т. 1. №1.

С. 697 – 704.

3. Болотов, А.Н. Триботехника подшипниковых опор и направляющих скольжения с магнитной разгрузкой [Текст] / А.Н. Болотов, В.Л. Хренов // Трение и износ. 1995. Т. 16. №6. С. 1048 – 1070.

4. Гулиа, Н.В. Новая магнитная опора большой грузоподъемности [Текст] / Н.В. Гулиа // Вестник машиностроения. 2004. №3. С. 77 – 79.

5. Болотов, А.Н. О роли структурных компонентов магнитного масла в условиях граничной смазки [Текст] / А.Н. Болотов, К.К. Созонтов, Д.В. Орлов // Трение и износ. 1991. Т. 12. №5. С. 824 – 831.

6. Лапочкин, А.И. Увеличение ресурса работы шарикоподшипников путем введения присадок к магнитожидкостным смазкам [Текст]: в 2-х т. / А.И. Лапочкин, Е.В. Егорычева // Состояние и перспективы развития энерготехнологии: тезисы докл. международной научно технической конференции. Иваново: ИГЭУ, 2005. Т. 2. С. 140.

7. Пучков, П.В. Использование магнитной жидкости в качестве компонента смазочных материалов и технологических сред [Текст] / П.В. Пучков, В.В. Подгорков // Состояние и перспективы развития энерготехнологии : тез. докл. международной научно-технической конференции. Иваново : ИГЭУ, 2005. Т. 2. С. 154.

8. Орлов, Д.В. Магнитные жидкости в машиностроении [Текст] / Д.В. Орлов, Ю.О. Михалев, Н.К. Мышкин [и др.] М. : Машино строение, 1993. 272 с.

9. Фертман, В.Е. Магнитные жидкости [Текст] : справочное пособие / В.Е. Фертман. Минск : Высшая школа, 1988. 184 с.

10. Берковский, Б.М. Магнитные жидкости [Текст] / Б.М. Берковский, В.Ф. Медведев, Крахов М. : Химия, 1989. 240 с.

11. Такетами, С. Магнитные жидкости [Текст] : пер. с японского / С. Такетами, С. Тикадзуми. М. : Мир, 1993. 272 с.

12. Болотов, А.Н., Магнитожидкостные подшипники скольжения [Текст] / А.Н. Болотов, В.В. Новиков, В.Г. Павлов // Трение и износ.

2004. Т. 26. № 3. С. 286 – 289.

13. Михалев, Ю.О. Узлы трения с магнитными жидкостями [Текст] / Ю.О. Михалев // Научные труды Российской академии космонав тики. М., 2003. С. 21.

14. Байбуртский, Ф.С. Магнитные жидкости: Способы получения и области применения // http://magnetic liquid.narod.ru/Autority/008.htm 15. Квитницкий, Е.И. Расчет опорных подшипников скольжения [Текст] :

справочник / Е.И. Квитницкий, Н.Ф. Киркач, Ю.Д. Полтавский, А.Ф. Савин. М. : Машиностроение, 1979. 70 с.

16. Автоматизированные смазочные системы и устройства [Текст]. М. :

Машиностроение, 1982. 176 с.

17. Зозуля, В.Д. Эксплуатационные свойства порошковых подшипников [Текст] / В.Д. Зозуля. Киев : Наукова думка, 1989. 288 с.

18. Зозуля, В.Д. Смазки для порошковых самосмазывающихся подшипников [Текст] / В.Д. Зозуля. Киев : Наукова думка, 1976.

192 с.

19. Рубин, М.Б., Подшипники в судовой технике [Текст] : справочник / М.Б. Рубин, В.Е. Бахарева. Л. : Судостроение, 1987. 344 с.

20. Справочник по триботехнике [Текст] : в 3-х т. ;

под общ. ред.

М. Хебды, А.В. Чичинадзе. Т. 1 – 3. М. : Машиностроение, 1989.

21. Кондаков, Л.А.Уплотнения и уплотнительная техника [Текст] :

справочник / Л.А. Кондаков, А.И. Голубев, Овандер [и др.]. М. :

Машиностроение, 1986. 464 с.

22. Баковец, В.В. Плазменно-электролитическая анодная обработка металлов [Текст] / В.В. Баковец, О.В. Поляков, И.П. Долговесова.

Новосибирск : Наука, 1991. 168 с.

23. Черненко, В.И. Получение покрытий анодно-искровым электролизом [Текст] / В.И.Черненко, Л.А. Снежко, И.И. Паманова.

Л. : Химия, 1991. 128 с.

24. Альтман, А.Б. Постоянные магниты [Текст] : справочник / А.Б. Альтман, А.Н. Герберг, Н.А. Гладышев [и др.]. М. : Энергия, 1980. 488 с.

25. Тpение, изнашивание и смазка [Текст] : спpавочник. Кн. 1, 2. М. :

Машиностpоение, 1979.

26. Решетов, Д.Н., Точность металлорежущих станков [Текст] / Д.Н. Решетов, В.Т. Портман. М. : Машиностроение, 1986. 336 с.

27. А.с. №1712697 СССР, МКИ F16C 39/06. Магнитогидродинамичес кий подшипниковый узел.

28. Бургвиц, А.Г. Устойчивость движения валов в подшипниках жидкостного трения [Текст] / А.Г. Бургвиц, Г.А. Завьялов. М. :

Машиностроение, 1964. 48 с.

29. Ящерицын, П.И. Работоспособность узлов трения машин [Текст] / П.И. Ящерицын, Ю.В. Скорынин. Минск : Наука и техника. 1984.

288 с.

30. Изотов, А.Д. Расчет нестационарно нагруженных подшипников [Текст] / А.Д. Изотов. Л. : Машиностроение, 1982. 223 с.

31. А.с. №1631859 СССР, МКИ В23Q1/02. Устройство для разгрузки направляющих станков.

32. Болотов, А.Н. Триботехника подшипниковых опор и направляющих скольжения с магнитной разгрузкой [Текст] : монография / А.Н. Болотов, В.Л. Хренов. Тверь : ТГТУ, 1996. 60 с.

33. Кpинчик, Г.С. Физика магнитных явлений [Текст] / Г.С. Кpинчик.

М. : Изд-во Моск. ун-та, 1976. 262 с.

34. Ламмеpанеp, И. Вихpевые токи [Текст] / И. Ламмеpанеp, М. Штафль.

М. : Энеpгия, 1967. 253 с.

35. Болотов, А.Н. Установка для триботехнических исследований магнитожидкостных подшипников [Текст] / А.Н. Болотов, В.Л. Хре нов // Механика и физика фрикционного контакта : межвузовский сб.

научных трудов. Тверь : ТГТУ, 1997. С. 112 – 115.

36. Скворчевский, Н.Я. Эффективность магнитоабразивной обработки [Текст] / Н.Я Скворчевский, Э.Н. Федорович, П.И. Ящерицын.

Минск : Наука и техника, 1991. 215 с.

37. А.с. №1727313 СССР, МКИ В23Q 1/02. Устройство для разгрузки направляющих станков.

38. А.с. №1653272 СССР, МКИ В23Q 1/02. Устройство для разгрузки направляющих станков.

39. Сентюрихина, Л.Н. Твердые дисульфидомолибденовые смазки [Текст] / Л.Н. Сентюрихина, В.М. Опарина. М. : Химия, 1966. 152 с.

40. Сергеев, В.В. Магнитотвердые материалы [Текст] / В.В. Сергеев, Т.И. Булыгин. М. : Энергия, 1980. 224 с.

41. Ванштейн, В.Э. Сухие смазки и самосмазывающиеся материалы [Текст] / В.Э. Ванштейн, Г.И. Трояновская. М. : Машиностроение, 1968. 180 с.

42. Белый, В.А. Металлографитовые подшипники [Текст] / В.А. Белый, В.А. Довгало, О.Р. Юркевич. Минск : Наука и техника, 1976. 416 с.

43. Семенов, А.П. Металлофторопластовые подшипники [Текст] / А.П. Семенов, Ю.Э. Савинский. М. : Машиностроение, 1976. 182 с.

44. Крагельский, И.В. Основы расчетов на трение и износ [Текст] / И.В. Крагельский, М.Н. Добычин, В.С. Комбалов М. : Машино строение, 1977. 526 с.

45. Толстой, Д.М., Роль собственных ноpмальных колебаний ноpмального напpавления пpи тpении. О пpиpоде тpения твеpдых тел [Текст] / Д.М. Толстой, Г.А. Боpисова, С.Р. Гpигоpова. Минск :

Наука, 1971. 116 с.

СОДЕРЖАНИЕ Введение………………………………………………………................ 1. Магнитопассивные самосмазывающиеся опоры скольжения………. 1.1 Конструкция, принцип работы и некоторые свойства магнитожидкостных подшипников …………………………………… 1.1.1 Радиальные магнитожидкостные подшипники………………............ 1.1.2. Упорные магнитожидкостные подшипники………………………….. 1.1.3. Радиально-упорные магнитожидкостные подшипники……………… 1.1.4. Шпиндельные узлы с магнитожидкостными подшипниками……….. 1.2. Работа магнитожидкостных подшипников при различных режимах смазки…………………………………………………………………….. 1.2.1. Работа магнитожидкостных подшипников при полужидкостной и гидродинамической смазке………………........................................... 1.2.2. Работа магнитожидкостных подшипников при граничной смазке…………………………………………………………………….. 1.3. Влияние магнитореологических эффектов на фрикционные характеристики подшипников……………………………..…………… 1.4. Расчет магнитного поля в рабочих зазорах магнитожидкостных подшипников…………………………………………………………….. 1.5. Физико-механические свойства диэфирных магнитных масел для самосмазывающихся подшипников …………………………………… 2. Опоры скольжения с магнитной разгрузкой……………………......... 2.1. Принцип действия и некоторые конструктивные исполнения систем магнитной разгрузки……………………………………………………. 2.2. Расчет магнитных разгружающих систем ……………………………. 2.2.1. Элементарные магнитные системы……………………………............ 2.2.2. Выбор размеров и материалов для магнитной системы и приближенная оценка разгружающей силы………………………….. 2.2.3. Методика расчета разгружающей силы элементарной магнитной системы…………………………………………………………………... 2.3. Антифрикционные магнитотвердые материалы для опор скольжения.. 2.4. Триботехнические характеристики магниторазгруженных опор……. 3. Опыт применения магнитопассивных опор скольжения…………….. 3.1. Шпиндельные узлы с магнитными подшипниками для станкостроения... 3.1.1. Шпиндельный узел распиловочного станка…………………….......... 3.1.2. Шпиндельный узел обточного станка…………………………............ 3.1.3. Шпиндельный узел ограночного станка………………………............ 3.2. Шпиндельные узлы приборных устройств …………………………… 3.2.1. Привод жесткого диска персонального компьютера………………… 3.2.2. Лабораторный гомогенизатор………………………………………….. 3.3. Магнитная разгрузка направляющих станков………………………… 3.3.1. Магнитная разгрузка расточного станка……………………………… 3.3.2. Магнитная разгрузка зубошлифовального полуавтомата……............ Библиографический список…………………………………………….

Pages:     | 1 | 2 ||
 





 
© 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.