книги / Современные методы и средства балансировки машин и приборов

При этом необходимо выполнять повторные замеры и тщательно следить за изменениями температуры жидкости в ванне, чтобы резко снизить влияние случайных изменений ее температуры.

Так как при изменении температуры изменяется плотность жидкости,то изменяется и радиальная нагрузка вРЭМДС1 и РЭМДС2, что приводит к изменению их суммарного возмущающего момента, но это изменение незначительно, и им можно пренебречь.

Несоосноспгь оси подвеса рамки универсального балансировочного станка с осью подвеса ПЧЭ в приборе. Рассмотрим возможность устранения погрешности, возникшей ввиду указанной несоосности при определении момента Мст по описанной выше методике.

Приведем систему параллельных сил, действующих на рамку, к центру Ог (рис. 5.4), систему сил, действующих на рамку с поплав­ ком, к центру 02 и систему параллельных сил, действующих на по­ плавок, к центру О.

Выберем эти центры таким образом, чтобы центр Ох находился на оси подвеса рамки, центр 02 — на оси подвеса рамки с поплавком,

Рассмотрим случай, когда все три оси параллельны оси электрической симметрии РЭМДС1 и РЭМДС2, которая горизон­ тальна.

При первом положении поплавка относительно центров приве­ дения Ох, Ог и О соответственно на рамку, рамку с поплавком и на поплавок действуют главные моменты Л1р1, Жрп2 и Л4С1 и главные векторы Д0Р, ДОр„ и ДG систем параллельных сил. При повороте поплавка на 180° относительно тех же центров приведения на рамку, рамку с поплавком и на поплавок действуют главные моменты Л1р, М.рп и Жёг систем параллельных сил.

Определим момент МСТ относительно центра О. В соответствии с теоремой о соотношении между главными моментами систем сил относительно двух центров [30 ] определим главные моменты систем

по

не параллельны, то действительные значения моментов, которым бу­ дем присваивать индекс «д», могут отличаться от их значений, по­ лученных при измерении.

В этом случае векторы главных моментов систем сил, действу­ ющих на рамку без поплавка и с поплавком и на поплавок относи­ тельно их осей подвеса, будут наклонены под углами соответственно

осей якорей РЭМДС не превышает 0,2 мм (при точной балансировке),

®Ипах === ^ 2шах ^ 0 03 ,

т.е. cos ашах » 1.

Впоследних формулах расхождения могут быть лишь в шестом знаке, поэтому с учетом выражения (5.12) погрешностями, вызван­

5.2. ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ МАГНИТОПРОВОДОВ НА ТОЧНОСТЬ БАЛАНСИРОВКИ В ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ОПОРАХ

(М. В. Баркан, А. А. Геркус)

Использование электромагнитных опор при прецизионной балан­ сировке требует учета их специфических свойств, прежде всего маг­ нитных параметров элементов опор.

Известно, что сила притяжения электромагнита определяется выражением F = ~ - ^ { В Н), где В — магнитная индукция; Н —

напряженность магнитного поля; ô — перемещение притягиваемого тела. Следовательно, грузоподъемность магнитной опоры при прочих равных условиях тем выше, чем больше значение.магнитной индук­ ции в магнитопроводе. Однако механическая жесткость магниторе­ зонансной опоры пропорциональна крутизне резонансной характери­ стики колебательного контура, т. е. его добротности. Известно [9], что по мере увеличения индукции в магнитопроводе подвеса и его насыщения резонансная характеристика изгибается.

1

7 = Ы

Рис. 5.5. Магнитная цепь электромагнита подвеса:

1 — статор; 2 — ротор

Рис. 5.6. Балансировочное устройство с электромагнитными опорами:

1 — 4 — электромагниты иодпсса; 5, б — датчики угла

Расчеты показывают, что допустимое значение нелинейности кривой В (Н) находится в пределах 10—20 %, при этом жесткость опоры может составлять (1 4-2) 10'1Н/м.

Для обеспечения достаточно высокой добротности электрических резонансных контуров подвеса и малых моментов трения при вра­ щении ротора в опоре целесообразно использовать ферриты, лучшие из которых имеют суммарные потери порядка 6 мВт/см3.

Кроме отмеченных параметров качество магниторезонаисной опоры зависит от магнитной проницаемости магнитопроводов. Ин­ дуктивность катушки электромагнита подвеса (рис. 5.5) определя­ ется выражением

1 _ ________ iwt-S________

^ci/Рст ~Ь ^р/Цр “Ь 26 ’

где р0 — магнитная постоянная; рст, рр — соответственно относи­ тельная магнитная проницаемость магнитопроводов электромагнита и ротора; /ст, /р — длина средней силовой линии по статору и ро­ тору; S — сечение магнитопровода; п — число витков катушки электромагнита; Ô— длина зазора.

Для улучшения качеств опоры необходимо стремиться к макси-

высоких качеств магниторезонансной опоры относительные магнит­ ные проницаемости рст и рр должны быть более 103.

Существует еще ряд магнитных параметров, влияющих на точ­ ность уравновешивания в электромагнитных опорах. К ним отно­ сятся неравномерность распределения магнитной проницаемости по поверхности и объему ротора; анизотропия магнитной восприим­ чивости ротора; аккомодации и дезаккомодации магнитных свойств ротора.

Нетрудно показать, что если магнитная проницаемость рр ро­ тора зависит от угла 0 (рис. 5.6), топоявляется приложенный к под­ вижному узлу момент М, эквивалентный моменту осевого дисбаланса.

ИЗ

При совпадении частоты вращения ротора с частотой какой-либо гармоники поля подвеса можно ожидать появления паразитного мо­ мента вследствие анизотропии материала. Этот момент может на­ ходиться в экваториальной плоскости ротора и изменяться во вре­ мени по закону, близкому к экспоненциальному с постоянной вре­ мени, составляющей десятки часов.

Исходя из изложенного, можно сделать следующие выводы. Балансировка роторов в магниторезонансном подвесе может быть произведена с высокой точностью как в плоскости экватора,

так и по оси ротора.

Для повышения точности балансировки необходимо учитывать возможность появления паразитных моментов, вызванных анизотро­ пией магнитной проницаемости ротора и ее изменением во времени в результате процессов аккомодации и дезаккомодации магнитной проницаемости. Для предотвращения соответствующих погреш­ ностей балансировки необходимо избегать частот вращения ротора, совпадающих с частотой гармоник поля подвеса. При этих условиях рассмотренные паразитные моменты могут быть сведены к минималь­ ным значениям, а точность балансировки до 10~3 г-мм.

5.3. ИЗМЕРЕНИЕ ДИСБАЛАНСОВ РОТОРОВ С ПОМОЩЬЮ ФУНКЦИОНАЛЬНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ

(П. В. Короткое, Н. Л. Степанов)

Дисбаланс ротора может быть измерен с помощью функциональ­ ного преобразователя, коэффициент передачи К которого представ­ ляет собой тригонометрическую функцию угла поворота а его ра­ бочего органа.

В качестве функционального преобразователя могут быть исполь­ зованы серийные электрические машины типа синусно-косинусного вращающегося трансформатора (СКВТ), сельсина, индуктосина, коэффициент передачи которых представляет собой синусоидальную (косинусоидальную) функцию угла поворота ротора.

На основе СКВТ в ЭНИМСе разработана измерительная система к балансировочным станкам, которая обеспечивает индикацию пара­ метров дисбаланса в любой из систем координат на роторе: полярной, прямоугольной, косоугольной (в том числе многоугольной) и ком­ бинированной. Поскольку постоянная составляющая выходного сигнала не передается трансформатором, то спектр сигнала датчика дисбаланса предварительно переносится посредством амплитудной модуляции в область более высокой несущей частоты. В связи с этим при обработке сигнала датчика дисбаланса используется амплитудная модуляция во вращающемся трансформаторе, а измерительная си­ стема получила название системы АМВТ [А. с. 585421, 605139, 605140 (СССР)].

Принцип работы измерительной системы может быть рассмотрен на примере типового измерительного устройства к станкам для статической балансировки роторов.

Измерительное устройство (рис. 5.8) работает в двух режимах: измерения и отсчета параметров дисбаланса. В режиме измере­ ния устройство работает при положении / переключателя К1.

Колебания неуравновешенного ротора 7, вызванные дисбалансом О при вращении с круговой частотой й, преобразуются датчиком 2 дисбаланса в электрический сигнал Ux. В амплитудном модуляторе 3

(см. рис. 5.8). Амплитудная модуляция осуществляется по балансной схеме с подавлением несущей частоты со, которая показана штрихо­ вой линией на спектральной диаграмме (рис. 5.9, б).

Амплитудно-модулированный сигнал U2 с подавленной несущей частотой подводится к первичной обмотке СКВТ (5), ротор (см. рис. 5.8) которого механически связан с балансируемым ротором 7 и вращается вместе с ним. При прохождении через СКВТ сигнал U* умножается на синусоидальную (косинусоидальную) функцию его коэффициента передачи, которая является параметрическим опорным сигналом и имеет тот же период, что и сигнал датчика дисбаланса. Процесс перемножения сигналов фактически является повторной амплитудной модуляцией сигнала U2y содержащего две боковые частоты, параметрическим сигналом преобразователя. Эта модуля­ ция происходит с подавлением боковых частот со + й и со — й, которые в данном случае выполняют роль несущих и представлены на диаграмме рис. 5.9, б двумя штриховыми линиями. В результате перестановки и сложения боковых частот со + й и со — й о т новой модуляции на месте несущей выделяется составляющая, в которой сосредоточена вся полезная информация о дисбалансе.

Таким образом, Сигнал £/э на выходе СКВТ содержит составляю­ щую несущей частоты с амплитудой, пропорциональной модулю вектора дисбаланса G и косинусу его начальной фазы <р относи­ тельно фазы вращения ротора. При синхронном детектировании такого сигнала в демодуляторе 6 (см. рис. 5.8) полезный сигнал выделяется в виде постоянной составляющей, которая представляет собой копию составляющей несущей частоты. Действительно, если имеется сигнал датчика дисбаланса

U1 = Uc cos (Ш + <р),

где Uc — амплитуда сигнала датчика дисбаланса; ф — начальная фаза дисбаланса, то в устройстве формируется сигнал несущей частоты со, например, синусоидальной формы

и с = Un sin со/,

где Uj, — амплитуда сигнала несущей частоты; со/ — круговая ча­ стота, а функциональный преобразователь имеет коэффициент пе­ редачи

К = w cos Ш,

где w — коэффициент трансформации. В результате первой ампли­ тудной модуляции с подавлением несущей получим