吳文武,洪 軍,李 旸,李小虎,張進(jìn)華

(1.西安理工大學(xué)教育部數(shù)控機(jī)床及機(jī)械制造裝備集成重點(diǎn)試驗室&陜西省制造裝備重點(diǎn)實驗室,陜西西安710048;2.西安交通大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計及轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實驗室,陜西西安710049;3.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,陜西西安710049)

軸系故障主要由轉(zhuǎn)子不平衡和不對中等引起,其中不對中故障占軸系故障的60%以上[1]。當(dāng)軸系運(yùn)行在不對中狀態(tài)下時,軸系將產(chǎn)生軸承劇烈磨損、軸系振動和軸的撓曲變形等一系列問題,嚴(yán)重危害到系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行[2]。因此,國內(nèi)外學(xué)者針對軸系不對中問題,開展了包括理論建模[3]、仿真模擬[4]和試驗測試[5-6]等多方面的研究工作,現(xiàn)有工作重點(diǎn)研究了由于聯(lián)軸器裝配偏差導(dǎo)致的軸系角度偏斜、平行偏斜和混合偏斜下軸系的性能變化。對于正常對中情況下,由于生產(chǎn)或裝配造成的軸系內(nèi)部非均勻載荷對軸系性能的影響規(guī)律研究較少[7]。

軸系中常用的定位預(yù)緊和定壓預(yù)緊,其預(yù)緊力在軸承上都是均勻施加。但在實際生產(chǎn)應(yīng)用中,由于隔圈尺寸偏差、裝配誤差、彈簧剛度不一致等會引起軸承游隙非均勻分布,造成軸承游隙的調(diào)整量不盡相同,進(jìn)一步將在軸向造成軸承內(nèi)圈與軸、軸承外圈與軸之間的不同軸,在徑向?qū)⒃斐奢S承與軸不同心,從而導(dǎo)致軸承的非均勻預(yù)緊載荷。軸承預(yù)緊載荷的改變將直接影響其熱特性,嚴(yán)重時甚至導(dǎo)致軸承的熱咬合,對軸承進(jìn)行熱分析并掌握軸承的熱態(tài)特性對提高軸系運(yùn)行的穩(wěn)定性和可靠性都是極其重要的。國內(nèi)外學(xué)者運(yùn)用有限元[8]、熱阻網(wǎng)絡(luò)[9-10]等方法,對軸承自身發(fā)熱、熱傳遞與擴(kuò)散、溫度場等已經(jīng)做了深入的研究。然而,現(xiàn)有研究中采用了大量的經(jīng)驗公式,如熱傳遞、預(yù)緊膨脹變形等,這些研究對于揭示非均勻預(yù)緊載荷與軸承熱特性之間的關(guān)系還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠。

本文開發(fā)了一種采用小型壓電測力傳感器進(jìn)行預(yù)緊力實時測量的軸系性能試驗平臺[11]。該平臺采用電主軸驅(qū)動,可實現(xiàn)非均勻預(yù)緊載荷下,軸承-軸系性能試驗研究。基于此平臺,對不同方向和大小的非均勻預(yù)緊力對軸系熱特性的影響開展試驗研究。試驗結(jié)果可以最直接地反映出非均勻預(yù)緊載荷對軸承-軸系熱特性的影響規(guī)律,同時也可以為后續(xù)的理論研究提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

1 試驗臺配置及試驗設(shè)計

1.1 試驗臺配置

1.1.1 試驗臺

試驗臺的具體配置型式見圖1,采用電主軸作為驅(qū)動裝置,通過柔性聯(lián)軸裝置帶動試驗臺軸系轉(zhuǎn)動。軸系的預(yù)緊力由六個均勻布置在前軸承支座端蓋上的加載螺栓施加,所施加的預(yù)緊力由放置于軸承外圈和加載螺栓之間的壓電力傳感器進(jìn)行實時測量。為了研究不同非均勻載荷下的軸系性能變化,同時考慮到方便進(jìn)行理論計算結(jié)果的驗證,本裝置中采用了前后均為單軸承的背靠背配置型式。該軸承配置型式便于實現(xiàn)軸承的非均勻載荷施加,同時消除了多軸承之間的相互作用對結(jié)果的影響。

圖1 軸系性能試驗臺Fig.1 The experimental setup of rotor-bearing

1.1.2 驅(qū)動系統(tǒng)

試驗臺選用快速制造國家工程中心開發(fā)的最高轉(zhuǎn)速為15 000 r/min的高速電主軸單元作為驅(qū)動裝置。該電主軸單元驅(qū)動器采用閉環(huán)伺服控制,可確保該試驗臺能在各轉(zhuǎn)速下穩(wěn)定精確地運(yùn)行。驅(qū)動電主軸的各項技術(shù)參數(shù)詳見表1。

表1 驅(qū)動電主軸參數(shù)Tab.1 The parameters of the spindle

1.1.3 測力系統(tǒng)

試驗臺中,采用壓電力傳感器進(jìn)行預(yù)緊力的實時測量,具體型號為PACE line-CFT/5KN(HBM),其精度為0.01N,靈敏度為-7.7pC/N。為了實現(xiàn)滾動軸承的非均勻分布預(yù)緊力調(diào)控,設(shè)計了一個周向均勻分布且具有階梯孔的套環(huán),使之與軸承外圈環(huán)面貼合,把加載頭和壓電致動器先后放置在這些孔內(nèi),后端用加載螺栓固定,見圖1(a)。在實際使用中,通過調(diào)整6個加載螺栓進(jìn)行非均勻分布預(yù)緊力的模擬,從而實現(xiàn)對軸承施加非均勻分布的預(yù)緊載荷。

1.1.4 測溫系統(tǒng)

溫度采集系統(tǒng)采用日本橫河YOKOGAWA-MX100,其模塊配置靈活、擴(kuò)展性,采用以太網(wǎng)通訊。為了減小高速運(yùn)轉(zhuǎn)對測試結(jié)果的影響,試驗臺中采用Pt100溫度傳感器,其主要優(yōu)點(diǎn)是抗震性能好、穩(wěn)定性高、準(zhǔn)確度高。傳感器主要技術(shù)參數(shù)見表2。

表2 Pt100溫度傳感器主要技術(shù)參數(shù)Tab.2 The parameters of the temperature sensor Pt100

1.1.5 測溫點(diǎn)布置

為了獲取試驗臺全面的溫度信息,選用了MX100溫度測試裝置中的10個通道(測點(diǎn))進(jìn)行測試。其中通道1～3為磁吸式Pt100溫度傳感器,通道4～10為非磁吸式Pt100溫度傳感器。通道1和2分別用于測量環(huán)境溫度和工作臺表面溫度,通道3用于測量非均勻載荷施加端外殼溫度。通道4～9用于測量非均勻加載軸承的外圈端面各點(diǎn)處的溫度。通道10用于測量非均勻載荷下軸承外圈表面溫度。通道4～9的溫度傳感器具體布置見圖2。

圖2 測溫點(diǎn)布置示意圖Fig.2 The layout of the temperature sensing point

1.2 試驗設(shè)計

試驗中采用的軸承為鋼球軸承NSK 7210 CTYNSUL/P4,該軸承在脂潤滑條件下的極限轉(zhuǎn)速為16 500 r/min。試驗臺中采用背靠背配置型式,承受均勻重載預(yù)緊時,軸承的速度系數(shù)為0.55,因此在均勻預(yù)緊下,主軸實際最大運(yùn)行轉(zhuǎn)速約為9 000 r/min?？紤]到非均勻載荷的影響,試驗中主軸的最大運(yùn)行速度選為6 000 r/min。見圖2,由于軸承的軸對稱結(jié)構(gòu),可以看出當(dāng)非均勻載荷作用在軸承上加載點(diǎn)1和點(diǎn)4的時候,在不考慮重力的條件下,其對軸承的載荷分布的影響相似,只是方向相反。同樣對于加載點(diǎn)2、3、5、6而言,存在同樣的現(xiàn)象。因此,本文中重點(diǎn)研究加載點(diǎn)4、6的非均勻載荷對軸承性能的影響。本文中所采用的非均勻載荷試驗工況見表3,其中初始預(yù)緊和均勻預(yù)緊由2、4、6三個加載點(diǎn)均分施加,非均勻預(yù)緊由各加載點(diǎn)單獨(dú)施加。為了消除試驗臺殘余熱量對測試結(jié)果的影響,每天只進(jìn)行一組溫度測試。每組試驗溫度測試時間為2.5小時,溫度采集系統(tǒng)的采樣頻率設(shè)為1 Hz,每個試驗的采樣點(diǎn)數(shù)總計為9 000點(diǎn)。

表3 軸承-軸系溫度試驗工況Tab.3 The test conditions for rotor-bearing in temperature test

2 結(jié)果與討論

2.1 均勻預(yù)緊結(jié)果

圖3為軸承承受1 000 N均勻預(yù)緊力時,轉(zhuǎn)速分別為2 000 r/min、4 000 r/min和6 000 r/min時,試驗臺各個溫度測試點(diǎn)的結(jié)果曲線。由圖3可知,在不同轉(zhuǎn)速下,試驗臺中加載端軸承溫度隨著時間的推移逐漸增加,升溫速率逐漸減小。這是由于在運(yùn)行初始階段軸承運(yùn)轉(zhuǎn)形成的熱量集中在軸承部位,并不斷由主軸、軸承座通過熱對流和熱傳導(dǎo)等方式進(jìn)行散熱,使得軸系逐漸到達(dá)熱平衡。測試過程中,隨著時間的推移,環(huán)境溫度緩慢升高,改變了試驗臺運(yùn)行的外部環(huán)境,因此試驗臺的平衡狀態(tài)不斷發(fā)生改變,導(dǎo)致試驗臺長時間難以穩(wěn)定。對比均勻預(yù)緊下,轉(zhuǎn)速分別為2 000 r/min和4 000 r/min的溫度結(jié)果可知,低速運(yùn)行工況下,轉(zhuǎn)速對試驗臺中軸承溫度的影響不明顯。由軸承發(fā)熱計算方法可知[8],隨著轉(zhuǎn)速的升高,軸承發(fā)熱量不斷增加。當(dāng)軸承低速運(yùn)轉(zhuǎn)時,轉(zhuǎn)速對軸承發(fā)熱的影響小于高速運(yùn)轉(zhuǎn)時。對比圖3(a)和圖3(b)可知,轉(zhuǎn)速為2 000 r/min時的環(huán)境溫度的變化大于轉(zhuǎn)速為4 000 r/min時,因此導(dǎo)致測點(diǎn)5和6處獲得的軸承外圈溫升大于轉(zhuǎn)速為4 000 r/min時對應(yīng)測點(diǎn)的溫升。同時,由圖3可知,三種轉(zhuǎn)速下進(jìn)行溫度測試的初始環(huán)境溫度分別約為26 ℃、27 ℃、25.5 ℃。

圖3 均勻預(yù)緊下試驗臺溫度測試結(jié)果(預(yù)緊力1 000 N)Fig.3 The temperature testing results of the rotor-bearing system with uniform preload (preload=1 000 N)

表4～6分別為均勻預(yù)緊下,轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、4 000 r/min和6 000 r/min時候的各個測點(diǎn)溫度統(tǒng)計結(jié)果。對比2 000 r/min和4 000 r/min時的溫升,可以發(fā)現(xiàn),環(huán)境溫升下降了0.3℃,各個測點(diǎn)溫升最大下降了0.2℃,說明4 000 r/min時軸承外圈溫升大于2 000 r/min。由表4～6可以看出,測點(diǎn)4、9與測點(diǎn)7、8的溫升差0.1 ℃,但在理想狀態(tài)下,由于軸承以及試驗臺的對稱性,四個測點(diǎn)的溫升應(yīng)該相同。究其原因,是由于裝配過程中的偏差造成的。軸承外圈表面溫度(測點(diǎn)10)大于軸承外圈端面溫度(測點(diǎn)4～9)。

2.2 非均勻預(yù)緊載荷的影響分析

由圖3和表4～6可知,低速下軸承溫度變化不明顯,因此本節(jié)只分析4 000 r/min和6 000 r/min時,非均勻預(yù)緊對軸承溫度的影響。圖4是非均勻載荷NU6與均勻載荷U下,轉(zhuǎn)速分別為4 000 r/min和6 000 r/min時測點(diǎn)4～9的溫度對比結(jié)果。在不考慮初始環(huán)境溫度影響時,非均勻預(yù)緊NU6的測點(diǎn)4～9的溫度最大值明顯大于均勻預(yù)緊的對應(yīng)值。由于非均勻預(yù)緊下形成額外彎矩,導(dǎo)致軸承發(fā)熱量大于均勻預(yù)緊,因此非均勻預(yù)緊下軸承各個測點(diǎn)的溫度最大值對均勻預(yù)緊對應(yīng)值形成包絡(luò)。由圖4可知,非均勻載荷下的各個測點(diǎn)溫度最大值明顯大于均勻預(yù)緊,因此可以認(rèn)為相對于速度對軸承溫度的影響,非均勻載荷對溫度的影響更加顯著。在4 000 r/min和6 000 r/min時,非均勻載荷NU6都使得軸承呈現(xiàn)出明顯的偏載效果,由于測點(diǎn)7和8位于加載點(diǎn)6的兩側(cè),因此其溫度最大值明顯大于測點(diǎn)4、5、6、9。這是由于,加載點(diǎn)6處的非均勻載荷,會形成通過該點(diǎn)的合彎矩,從而導(dǎo)致該區(qū)域軸承內(nèi)外圈和球的接觸應(yīng)力升高,發(fā)熱量增加,提高了該區(qū)域軸承溫度。

表4 均勻預(yù)緊2 000 r/min時各測點(diǎn)溫度統(tǒng)計Tab.4 The measuring points temperature of the rotor-bearing system with uniform preload (speed=2 000 r/min)

表5 均勻預(yù)緊4 000 r/min時各測點(diǎn)溫度統(tǒng)計Tab.5 The measuring points temperature of the rotor-bearing system with uniform preload (speed=4 000 r/min)

表6 均勻預(yù)緊6 000 r/min時各測點(diǎn)溫度統(tǒng)計Tab.6 The measuring points temperature of the rotor-bearing system with uniform preload (speed=6 000 r/min)

圖4 溫度雷達(dá)圖Fig.4 The radar map of the temperature

圖5是試驗臺加載端軸承溫度測點(diǎn)4～9減去初始環(huán)境溫度后,均勻預(yù)緊U和非均勻預(yù)緊NU6的溫升對比結(jié)果。

圖5 溫升雷達(dá)圖Fig.5 The radar map of the temperature rise

對比測點(diǎn)4～9的溫度最大值結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn)溫升結(jié)果中,非均勻載荷對溫度的影響明顯減小,這進(jìn)一步說明了環(huán)境溫度對軸系熱性能具有顯著的影響。分別比對4 000 r/min和6 000 r/min時,均勻預(yù)緊和非均勻預(yù)緊的測點(diǎn)4～9溫升結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn),在相同轉(zhuǎn)速時,非均勻預(yù)緊下的溫升對均勻預(yù)緊下的溫升形成包絡(luò)。不同轉(zhuǎn)速下非均勻預(yù)緊NU6的溫升結(jié)果同樣體現(xiàn)出明顯非均勻偏載效應(yīng)。

2.3 換熱型式的影響分析

圖6為兩種非均勻預(yù)緊工況(NU6和NU4)下,通道1～10的溫升變化結(jié)果。由圖6可知,在軸承外圈端面的各個測點(diǎn)中,測點(diǎn)5和6處的溫升最小。由圖1～2可知,非均勻預(yù)緊NU4中,施加非均勻預(yù)緊載荷的加載點(diǎn)4靠近軸承座與工作臺連接處,其傳熱類型為熱傳導(dǎo)。由表3～5可知,位于加載點(diǎn)4附近的兩個溫度測點(diǎn)5和6,其溫度和溫升均小于相同工況下測點(diǎn)4、7、8、9的值。通過加載點(diǎn)6所施加的非均勻載荷,在4 000 r/min和6 000 r/min轉(zhuǎn)速下,溫升值均大于加載點(diǎn)4所施加的非均勻載荷。對于軸承發(fā)熱而言,由于軸承的軸對稱布置,相同載荷下,軸承的發(fā)熱相同。由此可知,熱傳導(dǎo)對試驗臺的散熱具有顯著的影響。

圖6 非均勻預(yù)緊下各個測點(diǎn)溫度變化Fig.6 The temperature variation of the measuring points temperature under non-uniform preload

2.4 討 論

軸系溫度場主要受外界環(huán)境溫度和散熱體系的影響,熱傳導(dǎo)的影響明顯大于熱對流的影響。熱傳導(dǎo)越多的地方,軸系溫度越低。熱對流越多的地方,軸系溫度越高。

非均勻預(yù)緊載荷形成的合彎矩決定了軸承接觸應(yīng)力的分布形態(tài),也決定了軸承的溫度分布,接觸應(yīng)力越大的區(qū)域,溫度越高。對于機(jī)械主軸,其主要熱源只有軸承,因此在沒有強(qiáng)制冷卻的情況下,其溫度場的分布取決于軸承的溫度場分布。在試驗中,由于試驗臺同時存在熱對流和熱傳導(dǎo),因此在某些工況下,非均勻載荷對軸系溫度的影響不夠明顯。

非均勻加載與均勻加載下的發(fā)熱率均隨著轉(zhuǎn)速的增大而增大,且當(dāng)非均勻預(yù)緊加載導(dǎo)致總彎矩增大時,總發(fā)熱率會高于均勻預(yù)緊加載,轉(zhuǎn)速越高,差距越明顯。相比于均勻預(yù)緊,非均勻預(yù)緊產(chǎn)生的額外彎矩,使得均勻預(yù)緊下軸承端面溫度最大值被非均勻預(yù)緊下所對應(yīng)的溫度最大值完全包絡(luò)。

3 結(jié) 論

本文針對非均勻預(yù)緊載荷問題,搭建了以微型力傳感器和細(xì)牙螺紋為主要控制結(jié)構(gòu)的預(yù)緊力性能試驗平臺,試驗研究了非均勻預(yù)緊對軸系溫度的影響。主要結(jié)論如下.

1) 由于裝配誤差等的存在,軸系中軸承會處于非均勻預(yù)緊載荷作用下,并導(dǎo)致軸承外圈溫度的非均勻分布。

2) 由于非均勻預(yù)緊載荷會在軸承上產(chǎn)生附加彎矩,使得軸承總發(fā)熱率增加,軸承溫度大于相同工況下的均勻預(yù)緊,并體現(xiàn)出明顯的非均勻溫度分布情況。非均勻溫度場中的高溫區(qū)域取決于非均勻預(yù)緊形成的附加彎矩方向。

3) 軸系中軸承的溫度場分布不僅受到非均勻載荷的影響,同時環(huán)境溫度和傳熱類型也有顯著影響。軸系中熱傳導(dǎo)部位的散熱性能明顯優(yōu)于熱對流部位。