節(jié)流孔直徑和分布對靜壓氣浮主軸穩(wěn)態(tài)性能的影響

馬城輝，王鵬峰，朱遠哲，高翔，李孝祿，李運堂

(1.中國計量大學機電工程學院，浙江杭州 310018；2.中國計量大學現代科技學院，浙江杭州 310017)

0 前言

隨著高速加工技術的不斷進步，現代機械制造業(yè)向高速、高精度和高效率的方向快速發(fā)展，相對于傳統油脂潤滑，靜壓氣浮主軸因具有轉速快、精度高、無污染和摩擦損耗小等優(yōu)點，成為高速機床加工設備的核心部件[1-3]。

靜壓氣浮主軸以氣體作為潤滑介質，氣體可壓縮性導致主軸承載能力和剛度偏低，很難適用于大承重工況，因此，多年來，國內外學者對影響靜壓氣浮主軸承載能力和剛度等穩(wěn)態(tài)性能的結構參數和工作參數進行了大量研究。CUI等[4]采用有限元法研究了節(jié)流孔直徑對靜壓氣浮主軸承載能力和剛度的影響，認為隨節(jié)流孔直徑增加，主軸承載能力提高、剛度先增大后減小。GAO等[5]發(fā)現主軸轉速超過20 000 r/min，承載能力隨節(jié)流孔排數增加而降低。CHEN等[6]認為平均氣膜厚度較小時，增加節(jié)流孔處的溝槽面積有利于增大靜壓氣浮主軸承載能力和剛度。程志勇等[7]以靜壓氣浮主軸為研究對象，發(fā)現當單排節(jié)流孔數量為8時，主軸承載能力最佳。李育隆等[8]認為靜止時靜壓氣浮主軸的承載能力隨節(jié)流孔數增加而增大，節(jié)流孔數越多，承載能力提升幅值越小。SONG等[9]指出靜壓氣浮主軸表面螺旋槽結構有利于提高承載能力和穩(wěn)定性。LI等[10]提出具有更高承載能力新型靜壓氣浮主軸結構，采用有限差分法計算其承載能力。XIAO等[11]指出在高速大偏心率時，轉速越高，靜壓氣浮主軸承載能力和剛度越大。ZHANG等[12]采用有限差分法分析了靜壓氣浮主軸的穩(wěn)態(tài)性能，結果表明：隨著偏心率和轉速的增大，主軸承載能力提高、高度角先增大后減小。胡俊宏等[13]認為增加轉速、偏心率和供氣壓力均能提高主軸承載能力。崔海龍等[14]研究發(fā)現靜壓氣浮主軸的承載能力和剛度隨供氣壓力的提高而增加。

隨著對靜壓氣浮主軸的研究深入，學者發(fā)現加工誤差和裝配誤差影響主軸穩(wěn)態(tài)性能。WANG等[15]研究發(fā)現靜壓氣浮主軸的承載能力和剛度隨正弦波紋幅值增大而減小。SHI等[16]采用有限差分法研究轉子軸套裝配傾角對靜壓氣浮主軸穩(wěn)態(tài)性能的影響，結果表明：在小偏心率下，承載能力和剛度隨著傾角的增大而減小。

針對靜壓氣浮主軸結構參數對其性能的研究，現有文獻只考慮節(jié)流孔直徑、數量以及排數的影響，關于節(jié)流孔直徑變化和位置分布對主軸穩(wěn)態(tài)性能影響的研究很少。本文作者采用有限元法分析靜壓氣浮主軸穩(wěn)態(tài)性能，研究轉速、偏心率和平均氣膜厚度不同時直徑系數(相鄰節(jié)流孔直徑比)和分布系數(相鄰節(jié)流孔間隔比)對主軸性能的影響，為優(yōu)化主軸結構、提高主軸穩(wěn)態(tài)性能提供參考。

1 有限元法求解靜壓氣浮主軸性能

1.1 靜壓氣浮主軸結構

靜壓氣浮主軸以氣體作為潤滑介質，外部壓縮氣體通過節(jié)流孔進入主軸間隙，形成一定承載能力和剛度的氣膜，支承轉子浮于軸套中。傳統靜壓氣浮主軸結構如圖1所示，節(jié)流孔直徑相同且均勻分布于軸套圓周上，hm、ω、c、d、D、L和φ分別為平均氣膜厚度、轉速、偏心距、節(jié)流孔直徑、主軸直徑、主軸長度和高度角，x、y和z分別表示主軸軸向、徑向和周向坐標，h和θ分別為靜壓氣浮主軸圓周內任意點的氣膜厚度和該點與軸心連線與y軸負半軸的夾角。

圖1 傳統靜壓氣浮主軸結構

(1)

為分析節(jié)流孔直徑和分布對靜壓氣浮主軸性能的影響，提出如圖2所示的新型主軸結構，節(jié)流孔直徑由d1至di逐漸減小，di=d1·γi-1(i=2，3，…，n)，γ為直徑系數。節(jié)流孔i到i+1間的夾角為αi(i=1，2，3，…，n-1)，αi+1=δαi且α1+α2+…αn-1=180°，δ為分布系數。

圖2 新型靜壓氣浮主軸結構

1.2 主軸性能的計算方法

根據氣體運動方程、連續(xù)性方程和狀態(tài)方程建立氣膜內量綱一穩(wěn)態(tài)雷諾方程

(2)

定義量綱一壓方函數

(3)

代入式(2)可得

(4)

將計算域展開成如圖3所示的平面網格，并劃分成2mn個如圖4所示三角形單元體。

圖4 兩類三角形單元體

由圖3可知包含三種邊界條件

式中：ns是對稱邊界的法線；pd為節(jié)流孔出口處氣體壓力。

應用伽遼金加權余量法和弱解公式得

(5)

將式(5)寫成三角形單元體面積積分之和

(6)

f=NeTfe

(7)

式中：

δf=NeTδfe=δfeNe

(8)

f1/2=NeT(f1/2)e

(9)

(10)

將式(7)—(10)代入式(6)得式(11)與(12)

(f1/2)e=0

(11)

(12)

(13)

ψr=

(14)

βk=[2/(k+1)]k/(k-1)

式中：k為氣體常數，空氣取k=1.4。

將式(11)的積分項展開，得到量綱一雷諾方程的泛函式(15)，采用超松弛迭代法求解式(15)，得到未知節(jié)點壓力，求出每一個單元體的量綱一承載能力式(16)。

(15)

(16)

由三角形單元體的量綱一承載能力可求得y、z方向上的量綱一承載能力

(17)

(18)

式中：k=1，2，3，…，m。由y、z上的量綱一承載能力可求得靜壓氣浮主軸總的量綱一承載能力

(19)

高度角

(20)

對量綱一承載能力進行量綱化后得到靜壓氣浮主軸的承載能力：

(21)

剛度：

(22)

2 結果與討論

2.1 計算參數

計算不同結構下靜壓氣浮主軸承載能力、剛度和高度角，分析直徑系數和分布系數對主軸穩(wěn)態(tài)性能的影響。計算參數如表1所示，結構Ⅰ為均勻分布等節(jié)流孔直徑的傳統結構；結構Ⅱ分布系數取1，直徑系數取0.9～0.98；結構Ⅲ分布系數取1.05～1.2，直徑系數取1；結構Ⅳ分布系數取1.05～1.2，直徑系數取0.9～0.98。主軸結構參數及氣體特性如表2所示。

表1 不同結構靜壓氣浮主軸計算參數

表2 主軸結構參數及氣體特性

2.2 網格數的選取

采用有限元法時，計算域劃分網格數越多，計算結果精度越高，消耗時間越多。為保證計算精度，減小計算時間，對比分析3種不同網格數的計算結果。方案A將計算域劃分成128×40的網格，生成10 240個單元體；方案B劃分成192×60的網格，生成23 040個單元體；方案C劃分成256×80的網格，生成40 960個單元體。取ω=0 r/min、hm=30 μm、e=0.3、d=0.2 mm，主軸結構參數及氣體特性如表2所示。表3列出了傳統結構主軸在不同網格數下的承載能力，可知：方案A和方案B與計算精度最高的方案C相比，相對誤差均小于1%。在計算結果相差較小時，選擇網格數少的方案以減少計算時間，因此采用128×40的網格進行計算。

2.3 計算結果驗證

為驗證有限元法計算結果的準確性，與文獻[17]進行各節(jié)流孔質量流量和主軸承載能力的對比，主軸結構參數及氣體特性如表2所示。對比數據如表4所示，可以看出在相同條件(hm=19.05 μm、ω=0 r/min、d=0.15 mm、e=0.5)下，各節(jié)流孔處流量系數的相對誤差均小于0.5%，承載能力的相對誤差僅為0.006%，對比結果證明有限元計算結果的準確性。

表4 計算結果對比

2.4 氣體壓力分布

轉速為零，由于結構對稱性，氣體壓力沿軸向和周向對稱分布，hm=30 μm、e=0.2、d=0.2 mm，不同結構的靜壓氣浮主軸氣體壓力分布如圖5(a)—(d)所示，軸向與周向坐標為計算域中的網格位置，最大氣體壓力和最小氣體壓力分別出現在節(jié)流孔1處和節(jié)流孔5處。

圖5 不同主軸結構的氣體壓力分布

對比圖5(a)(b)可知：當節(jié)流孔均勻分布時，直徑系數的減小造成節(jié)流孔1處的氣體壓力升高，節(jié)流孔5處的氣體壓力降低，導致孔1和孔5的壓力差明顯增大，承載能力由101.84 N增加至128.73 N，表明降低直徑系數γ能提高主軸承載能力。對比圖5(a)(c)，當節(jié)流孔直徑相同時，增加分布系數增大了節(jié)流孔1和節(jié)流孔5處的壓力差，同時承載能力由101.84 N增加至155.31 N，表明增大分布系數δ能提高主軸承載能力。對比圖5(a)(d)可知，增大分布系數δ同時減小直徑系數γ，承載能力由101.84 N變化至168.47 N。對比4種結構的氣體壓力分布及承載能力可知，結構Ⅱ、結構Ⅲ、結構Ⅳ均能增大主軸內部氣體壓力差，提高主軸承載能力，其中結構Ⅳ對主軸內氣體壓力影響最大，提高主軸承載能力最顯著，結構Ⅲ對主軸氣體壓力和承載能力的影響大于結構Ⅱ。結果表明：減小直徑系數和增大分布系數有利于提高主軸承載能力。

2.5 主軸承載能力和剛度分析

圖6為不同平均氣膜厚度、偏心率、轉速時直徑系數和分布系數對主軸承載能力的影響。由圖6可知：相同參數下，結構Ⅱ、結構Ⅲ相比結構Ⅰ具有更大的承載能力，結構Ⅱ的承載能力隨直徑系數的增大而降低，結構Ⅲ的承載能力隨分布系數的增大而提高。平均氣膜厚度越小，主軸承載能力越大，同時直徑系數和分布系數對承載能力的影響越顯著，對比圖6(a)(b)和(d)(e)可知，偏心率對主軸承載能力影響較大，偏心率越高，主軸承載能力越大。對比圖6(b)(c)和(e)(f)可知，當轉速從0 r/min提高至2×104r/min時，主軸承載能力變化不明顯，表明當轉速低于2×104r/min時，轉速變化對主軸承載能力的影響較小。

圖6 不同工作參數下直徑系數和分布系數對承載能力的影響

圖7為不同平均氣膜厚度、偏心率、轉速時直徑系數和分布系數對主軸剛度的影響。由圖7可知：當平均氣膜厚度較小時，結構Ⅱ、結構Ⅲ的剛度明顯高于結構Ⅰ。從圖7(a)—(c)和(d)—(f)看出：結構Ⅱ的剛度隨直徑系數的增加而減小，結構Ⅲ的剛度隨分布系數的增加而增大；平均氣膜厚度越小，主軸剛度越大。對比圖7(a)(b)和(d)(e)可知：與承載能力不同，增大偏心率會導致主軸剛度降低，且偏心率對剛度的影響在平均氣膜厚度小時比較明顯，當平均氣膜厚度大于30 μm時，偏心率對剛度的影響可忽略。對比圖7(b)(c)和(e)(f)可知，當轉速從0 r/min提高至2×104r/min時，主軸剛度變化不明顯，表明當轉速低于2×104r/min時，轉速變化對主軸承載能力的影響較小。

2.6 高度角分析

高度角特性表征了穩(wěn)定工作時轉子質心與軸套質心的相對位置。由圖8可知：當節(jié)流孔均勻分布時，直徑系數增大，主軸高度角增大；當節(jié)流孔直徑相同時，增大分布系數主軸高度角減小。隨著平均氣膜厚度的增大，高度角先減小后增大，且平均氣膜厚度越大，直徑系數變化對高度角的影響越小。對比圖8(a)(b)和(d)(e)可以看出：當氣膜厚度小于30 μm時，增大偏心率，主軸的高度角增加；當氣膜厚度大于30 μm時，隨著偏心率的增大，主軸高度角減小。對比圖8(b)(c)和(e)(f)可知：提高主軸轉速能增大主軸高度角，且平均氣膜厚度越小，轉速對高度角的提升越顯著。

3 結論

采用有限元法求解靜壓氣浮主軸內氣體流動雷諾方程，研究不同直徑系數和分布系數時主軸承載能力、剛度和高度角，并探討不同工作參數對不同結構主軸性能的影響，得出結論：

(1)與傳統主軸相比，變節(jié)流孔直徑和節(jié)流孔非均勻分布主軸具有更大的承載能力、更大的剛度和更小的高度角：直徑系數越小，主軸承載能力和剛度越大，高度角越??；分布系數越大，主軸承載能力和剛度越大，高度角越小。

(2)隨著平均氣膜厚度的增大，主軸承載能力和剛度減小，高度角先減小后增大；平均氣膜厚度越大，承載能力、剛度和高度角隨直徑系數和分布系數的變化幅值越不顯著。

(3)在小偏心率下(e<0.5)，當直徑系數和分布系數取值一定時，偏心率增大，主軸承載能力增大；當氣膜厚度小于30 μm時，隨著偏心率的增大，主軸剛度減小而高度角增加；當氣膜厚度大于30 μm時，隨著偏心率的增加，主軸高度角減小而剛度變化不明顯。

(4)在低轉速時(ω<2×104r/min)，轉速的增大對主軸承載能力和剛度的影響不顯著，但會導致主軸高度角增大。