JP4228413B2

JP4228413B2 - Rotating device

Info

Publication number: JP4228413B2
Application number: JP18727498A
Authority: JP
Inventors: 照雄丸山
Original assignee: Panasonic Corp; Matsushita Electric Industrial Co Ltd
Current assignee: Panasonic Corp; Panasonic Holdings Corp
Priority date: 1998-07-02
Filing date: 1998-07-02
Publication date: 2009-02-25
Anticipated expiration: 2018-07-02
Also published as: JP2000018246A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、生産加工機械あるいは半導体装置のターボ分子ポンプなどで用いられる回転スピンドルに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
以下、機械加工における高速スピンドルを例にとり、近年注目されている磁気軸受スピンドルを中心にその課題について説明する。
【０００３】
近年機械加工の分野において、高速切削加工に対する要請が強くなっている。高速切削は生産効率を向上させ、切削抵抗の減少により加工精度の向上と工具の寿命を延ばす、また一体の原料から形状を一気に削り出すことで鋳型などの費用を削減できかつ工程の短縮化がはかれる、などの効果が期待されている。
【０００４】
また最近の製品品質に対する要求は、加工面の品質すなわち形状精度や面粗度だけでなく、加工表面下の欠陥や変質層の有無まで問われるようになってきており、金属除去に伴う発生熱の影響が低く、切削抵抗が小さくできる高速切削の期待が大きい。
【０００５】
さて近年金型加工の分野において、工程の集約化と生産タクトアップを目的として、従来の放電加工を高速のエンドミル加工に置き換えるとりくみが急ピッチで進められている。複雑な曲面形状を有する高硬度材の金型部品加工が切削加工で可能になった理由は、高速切削に耐えるツール、NCソフト、高速送り機構を有するM/C等の実用レベルでの著しい進歩によるものである。
【０００６】
M/C（加工機）の性能を決定的に支配するスピンドルには、従来から主に玉軸受による支持構造が用いられてきた。前述した高速切削の要請に対して、潤滑方式の改良、セラミックス軸受の採用などにより、高速化に応えるための開発がなされている。
【０００７】
加工用スピンドルの基本性能は、通常DN値(主軸径×回転数)の大きさで評価される。
【０００８】
玉軸受スピンドルの場合、近年様々な改良がなされているが、機械的な摺動潤滑をともなうために、寿命という点を考慮すれば、実用的にはDN値は250万程度が限界とされている。
【０００９】
一方、磁気浮上により非接触で回転体を支持する能動制御型の磁気軸受スピンドルが、玉軸受方式の限界を超える可能性を持つものとして、近年注目されている。
【００１０】
図１４はその磁気軸受スピンドルの一例であり、５００はスピンドルの主軸、５０１はモータロータ、５０２はモータステータである。５０３と５０４はフロント側ラジアル軸受、５０５と５０６はリア側ラジアル軸受、５０７と５０８はスラスト軸受であり、それぞれ回転側のロータと固定側のステータから構成される。５０９，５１０はフロント側とリア側のラジアル変位センサー、５１１はスラスト変位センサー、５１２，５１３は保護ベアリング、５１４はケーシングである。
【００１１】
図１５(イ)(ロ)はラジアル軸受部の原理図を示すもので、６００は電磁鋼板から構成される回転子鉄芯（図１４のロータ５０３に相当）、６０１は固定子鉄芯（図１４のステータ５０４に相当）、６０２は巻線である。図中に磁束の流れを矢印６０３で示す。ラジアル磁気軸受は、上下左右の方向から磁気の力で回転子６００を吸引して回転子を非接触で中心に保持する。
【００１２】
磁気軸受の場合、半永久的に使用可能である非接触回転の特徴を活かすことにより、玉軸受のDN値を大きく上回るスピンドルが実現できる可能性がある。前述した加工側の高速・高剛性の要請に応えるために、スピンドルの主軸径をより大きく、またより高速で回転させる試みがなされている。大きな主軸径が要望される理由は、主軸径が大きい程、高速時の慣性剛性（主軸の軸中心が一方向を保とうとする力学的効果）が大きく、またより大きな外径の刃具を把持できるからである。
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
エンドミル加工は機械部品の加工において基本的な加工法であり、金型や自動車部品あるいはエアコンのスクロール羽根のような複雑な形状の加工には不可欠である。しかし、工具の支持方法と工具形状に起因する低剛性、低減衰性のために、また切削力が工具の刃数で決まる変動成分を持つために、びびり振動が発生しやすいのも事実である。
【００１４】
さて高DN値化を図った磁気軸受スピンドルをもちいて、たとえば高硬度材の金型鋼のエンドミル切削加工を試みた場合、高い周波数のビビリ振動の発生が大きな課題となった。その要因を究明した結果、磁気軸受が磁気浮上により非接触で支持されているがゆえにもっている基本的な素性が大きく関わっていることが分かった。
【００１５】
図１３は、磁気軸受スピンドルの剛性（変位に対する外力）の周波数特性を示すものである。ゆるやかに変化する外力が主軸に加わったときは、主軸の変位は外力の影響を受けず一定である。しかし外力の周波数が遮断周波数ｆ_c（たとえば、ｆ_c=100Herz）近傍になると、剛性は低下し主軸変位は外力の影響を最も受けやすくなる。周波数が遮断周波数ｆ_cを超えた右上がりの部分は、フィードバック制御が及ばない周波数領域であり、浮上物体（主軸）の質量のみから決まる慣性剛性とよばれる特性をもつ領域である。
【００１６】
変動する外乱荷重に対して回転主軸を安定に支持するためには、適切な大きさの軸受剛性と減衰特性を持つことが必要条件である。外力の周波数が低く、ｆ＜ｆ_cの領域では、PID制御の微分ゲイン相当するフィードバック係数を変えることにより、磁気軸受のダンピング特性を自在に設定できる。
【００１７】
しかし外力の振動数が高くなり、慣性剛性だけで軸受特性が決まるｆ＞ｆ_cの周波数領域になると、制御によるダンピング効果はもはや得られない。したがって、従来の磁気軸受では、高い周波数のビビリ振動に対しては、主軸材料の構造減衰に期待するか、あるいは緩衝材を主軸内部に装着するなどの方策しかなかった。
【００１８】
しかし加工負荷が大きく、プロセスダンパー（材料できまる加工粘性抵抗）の小さな高硬度材の切削では、上述した方法ではビビリ振動を完全に抑制することは困難であった。
【００１９】
本発明は、たとえば磁気軸受で支持されるスピンドルの上述した課題に対して、抜本的な解決策を与えるものである。本発明を磁気軸受に適用すれば、磁気軸受の高速・高剛性の特徴を失うことなく、軸受特性の基本的な「素性」の改良を図ることにより、ビビリ振動を抑制して高品位加工を実現することができる。
【００２０】
【課題を解決するための手段】
本発明の回転装置は、複数個の電極部材から構成され、かつ、円周方向でＮ極とＳ極が交互に配置されたラジアル磁気軸受の固定子と、前記固定子を収納するハウジングと、厚みＴｒ、導伝率σｒの珪素鋼板を複数個で構成する回転子と、前記固定子と前記回転子により支持される主軸と、前記主軸を回転駆動するモータとで構成される回転装置において、前記固定子は前記回転子に面する部分の軸方向の幅Ｔｄ、導伝率σｄの珪素鋼板を複数個有し、σｄ＞σｒかつＴｄ＞Ｔｒであるように構成したものである。
【００２１】
【発明の実施の形態】
本発明は磁気軸受スピンドルを高速回転させることによってクローズアップされた現象：渦電流損に注目し、その発生原理を効果的に活用することにより、加工時のビビリ振動を抑制する方策を見い出したものである。
【００２２】
以下まず最初に本発明の原形モデルとしての第一の実施例の概要を述べ、その原理と効果を渦電流損の理論解析を用いて説明する。
【００２３】
（実施の形態１）
図１は、本発明によるラジアル磁気軸受電磁石の第一の実施例（原形モデル）を示すものである。１は主軸２に装着されたラジアル軸受のロータ部（回転子）、３はスピンドルの固定側に締結されるステータ部（固定子）であり、いずれも複数の電磁鋼板を重ねあわせて構成される。ステータ部３は８極の独立した磁極から構成されたNSNS型を採用している。すなわち、４つのN極４ａ〜４ｄと４つのS極５ａ〜５ｄで構成され、異極同士が円周方向で交互に配置された構成となっている。１つの磁極４ａに着目すると、６，７は巻き線の収納部、８，９は異極同士（NとS）の磁極間の間隙部であるスロット部である。６〜９は他の磁極にも同様に形成されている。
【００２４】
本実施例では、上記ラジアル軸受の回転子と固定子に用いる電磁鋼板は板厚が大きく異なる。実施例ではいずれも珪素鋼板を用いているが、回転子１の厚みTr=0.35mmに対して、固定子３は通常用いられる珪素鋼板としては常識外の厚みTd=1.5mmを用いている。効果を要約すれば、
▲１▼上記構成により、フィードバック制御が及ばない高周波領域での軸受のダンピング特性の大幅な改善がはかれる。
【００２５】
▲２▼その結果、たとえば高硬度材を対象とした高速・高負荷のエンドミル切削加工に適用しても、ビビリ振動を大幅に抑制できる。
【００２６】
上記効果が得られる本発明の原理について、以下ラジアル磁気軸受を渦電流ダンパーと見なした場合の理論解析により詳しく説明する。
【００２７】
Ｉ．渦電流ダンパー解析
磁気軸受の渦電流損失の絶対値を求める従来の研究例、あるいは渦電流ダンパーとしての効果を求める研究例は現段階では見当たらない。そこで本発明の原理と効果を証明するために、渦電流ダンパーのシンプルな解析モデルをもとに、電磁誘導論から直接解析解を導く。
【００２８】
主軸ロータが径方向に微小振動している場合、たとえばｆ＝１KHerz以上の高い周波数では制御側は追従できず、起磁力（コイルの巻き数Nと電流値Iとの積）は一定のため、ロータとステータ間の磁界はギャップに比例して変動する。
【００２９】
この磁束の変化を妨げるように、電磁誘導の法則により、回転側、固定側の電磁鋼板に渦電流が流れる。この渦電流がロータの振動を抑制するダンパー効果となる。このダンパー効果がビビリ振動を抑制するために、はたして実用レベルの大きさで得られるのか、という点について以下考察する。
【００３０】
主軸ロータの振動を、図２(ロ)に示すように、狭いギャップを保って対向している電磁鋼板から構成された二枚の平板間の振動にモデル化する。図（ロ）において、１５は振動側（回転子１に相当），１６は固定側（固定子３に相当）であり、平板１５は
【００３１】
【数１】

【００３２】
で振動するものとする。
起磁力
【００３３】
【数２】

【００３４】
として
【００３５】
【数３】

【００３６】
したがって磁束密度の変化分：
【００３７】
【数４】

【００３８】
は、
【００３９】
【数５】

【００４０】
とおくと、
【００４１】
【数６】

【００４２】
電磁誘導論より
【００４３】
【数７】

【００４４】
ここでＪは電流密度
【００４５】
【数８】

【００４６】
、σは導伝率（抵抗率ρの逆数）である。電磁鋼板の一枚分に着目すると、板厚が十分に小さいために、ｙ方向の電流密度：
【００４７】
【数９】

【００４８】
、またｚ方向は均一とすると、
【００４９】
【数１０】

【００５０】
となる。
【００５１】
【数１１】

【００５２】
渦電流損：
【００５３】
【数１２】

【００５４】
が、厚みTの電磁鋼板（積層された全長では幅ｂ）、円周方向の長さｄ、磁束が入る深さSの導体内で消費されるとして、時間平均とｘ方向及びｙ方向の平均をとると、
【００５５】
【数１３】

【００５６】
であるため
【００５７】
【数１４】

【００５８】
(５)式に(４)式を代入すると、二つの平板間の磁束密度が変化する場合の渦電流損失：
【００５９】
【数１５】

【００６０】
が求まる。
【００６１】
【数１６】

【００６２】
但し磁束が入る深さ：Sは表皮効果を考慮して、ω=ω₀のときS=S₀とすれば、
【００６３】
【数１７】

【００６４】
またこの渦電流ダンパーによる単位時間あたりの振動散逸エネルギ：
【００６５】
【数１８】

【００６６】
は
【００６７】
【数１９】

【００６８】
【数２０】

【００６９】
であるから、減衰定数Cが次のように求まる。
【００７０】
【数２１】

【００７１】
ダンピング効果に影響を与える因子を電磁鋼板の板厚：Tで代表させる。この板厚：Tに対する減衰定数、渦電流損失、減衰と剛性比を求めた結果を、f=1kHerz、とf=4kHerzの場合につい図３〜図５に示す。
【００７２】
計算には主軸回転数：４万rpm、主軸径：φ９０mm、DN値360万の切削加工用高速スピンドルの設計値を参考にして、上記平行平板の振動にモデル化した下記の値を用いた。
【００７３】
【数２２】

【００７４】
結果を要約すれば、次のようである。
▲１▼電磁鋼板の板厚：Tを大きくすれば、減衰定数、減衰と剛性比とも大幅に増加し、ダンピング特性が飛躍的に改善されることが分かる。
【００７５】
▲２▼一方、半径方向の振動によって発生する渦電流損失は極めて小さい。
たとえば、電磁鋼板の厚み：T=５ｍｍ、f=4kHerz、振幅：ｘ₁=10μmの場合でも損失は僅かWv=21.4Wであり、ロータの回転によって発生する損失Wrと比べて１桁から２桁程小さい。しかし振動速度Vが小さいために、損失エネルギが僅かであるにもかかわらず、大きな減衰力（たとえば10μｍの振幅でFv=170N）が得られる。
ＩＩ．ビビリ振動抑制効果の評価
上記計算から得られた減衰定数Cをもちいて、ラジアル軸受を渦電流ダンパーとみなした場合の振動抑制効果を、再生ビビリの安定限界に関するMerrittの理論［たとえば、稲田重雄ほか：切削工学、朝倉書店、(1975)．］より評価する。
【００７６】
解析の途中の過程は省略するが、系を１自由度として、
【００７７】
【数２３】

【００７８】
を加工材料、加工条件、工具、で決まるカッティングスティフネス、
【００７９】
【数２４】

【００８０】
を機械構造物の剛性（＝スピンドルの剛性とする）、スピンドルの回転部の質量ｍ、減衰定数Cとする。
【００８１】
【数２５】

【００８２】
としたとき、次の条件が成り立てば、工作機械はビビリ振動に対して安定である。
【００８３】
【数２６】

【００８４】
ダンピング効果に影響を与える因子を電磁鋼板の板厚：Tで代表させることにより、安定性の評価をおこなった。また実測値から、ビビリ振動の周波数：
【００８５】
【数２７】

【００８６】
のときのスピンドル動剛性：
【００８７】
【数２８】

【００８８】
のとき
【００８９】
【数２９】

【００９０】
、カッティングスティフネス：
【００９１】
【数３０】

【００９２】
とした。
図６の結果を要約すれば次の通りである。
【００９３】
▲１▼ 電磁石のステータ側の電磁鋼板の板厚がT=0.35mmの場合、(10)式の右辺を
【００９４】
【数３１】

【００９５】
とすれば、
【００９６】
【数３２】

【００９７】
であり、
【００９８】
【数３３】

【００９９】
のため不安定である。
ちなみに、磁気軸受に通常用いられる電磁鋼板の厚みは、T=0.05〜0.5ｍｍ程度である。またモータ、変圧器、リアクトル等に用いられる電磁鋼板も、通常やはり同程度の厚みのものが用いられる。
【０１００】
▲２▼電磁鋼板の板厚をT＞1.5mmにすると、
【０１０１】
【数３４】

【０１０２】
となるため系は安定となり、ビビリ振動は発生しない。
以上の結果から、狭いギャップを保って対向している電磁鋼板が相対的に振動している場合、いずれか一方の電磁鋼板の板厚を充分に大きくすれば、渦電流損失のダンパー効果により、ビビリ振動を抑制できることが分かる。
【０１０３】
なを(9)式から、減衰定数Cは導伝率σに比例しかつ電磁鋼板の板厚の２乗に比例する。したがって、ビビリ振動を抑制するダンパー効果は、電磁鋼板の導伝率σを変えても調節できる。
【０１０４】
本発明は渦電流損失をラジアル軸受のダンパー効果として利用しているが、通常磁気軸受に発生する渦電流損失は極力回避すべきものとして扱われている。
【０１０５】
従来は主軸の回転によって回転側の電磁鋼板に発生する渦電流損失が、磁気軸受スピンドルの高速化を図る上で大きな課題とされていた。回転子鉄芯中の一点は回転によって、図１（イ）に示すように、N→S→N→S と固定子３の磁極に面して磁束１０の方向と大きさが変化するために、回転子鉄芯１には変動する誘起起電力が生じて渦電流が流れる。この場合の渦電流損失Wrは、次式で示すように磁束密度の最大値Ｂ₀、角速度ω、電磁鋼板の板厚Tのそれぞれの2乗に比例し、導伝率σに正比例する。
【０１０６】
【数３５】

【０１０７】
この渦電流損失Wrの大きさは、磁気軸受スピンドルの高DN値化を図った場合、無視できないオーダーとなる。この損失：Wrによる主軸の温度上昇は、主軸の軸方向の伸びをもたらし、振れ精度を低下させ、また複合部品により構成される回転主軸の信頼性に多大な悪影響を与える。この損失Wrを小さくするために、通常回転子鉄芯１は、極力板厚Tが薄く導伝率σが低い電磁鋼板（珪素鋼板）を重ねあわせた積層構造が採用される。
【０１０８】
本発明は、ロータの回転によって発生する上述した渦電流損失Wrと異なり、ロータの径方向の振動による渦電流損失Wvは、回転側と固定側の両方に発生するという点に着目したものである。したがって、
（１）回転側は損失Wrを極力低減するために、従来同様に薄く、導伝率の低い（すなわち抵抗率の高い）珪素鋼板を用いる。
【０１０９】
（２）固定側には損失Wvを積極的に発生させるために、たとえば板厚が厚く、あるいは導伝率の高い珪素鋼板を用いる。
【０１１０】
上記(1)(2)を同時に施すことにより、元来「諸刃の剣」である渦電流損のマイナス面（主軸の発熱）を押えて、プラス面（ダンパー効果）のみを効果的に引き出すことが可能となるのである。
【０１１１】
このとき、たとえ固定側であったとしても、発熱に起因するマイナス面の悪影響が懸念される。しかし
（１）主軸ロータが回転することに発生する渦電流損失Wrは、原理上、主軸ロータ側に発生するものがほとんどで、固定側では少ない。
【０１１２】
（２）固定側に渦電流損失が発生しても、回転側に発生する場合と比べて次の点で有利である。
【０１１３】
▲１▼主軸（回転側）が発熱する場合と比べて、とスピンドルの基本性能（振れ精度）に与える影響は小さい。
【０１１４】
▲２▼ 固定側の冷却設計の自由度は、回転側(主軸)の場合と比べて、はるかに高い。
【０１１５】
▲３▼ダンパー効果を得る上で、不必要な損失を減らす方策（後述するダンパー部材等）を適用できる。
【０１１６】
（３）ダンパー効果を期待するラジアル振動による渦電流損失は、主軸が振動しているときのみ発生する。またこの振動による損失は、回転によるものと比べて、１〜２桁小さい。
【０１１７】
上記理由により、本発明ではマイナス面の悪影響は極力小さくできる。
（実施の形態２）
図７は、本発明によるラジアル磁気軸受電磁石の第２の実施例を示すものである。２０は主軸２１に装着されたラジアル軸受のロータ部である回転子鉄芯、２２はスピンドルの固定側に締結されるステータ部である固定子鉄芯である。回転子鉄芯２０は、複数枚の薄く導伝率の低い電磁鋼板（T=0.1〜0.5ｍｍ程度）を重ねあわせて構成される。一方、固定子鉄芯２２は、通常用いられる回転子同様の薄い電磁鋼板２３と、ダンパー部材としてもちいる厚い電磁鋼板２４の組み合わせから構成される。
【０１１８】
（実施の形態３）
図８は本発明の第３の実施例を示すものである。高い周波数になると渦電流が表皮効果により部材の表面近傍にしか流れないことを利用したもので、固定側電磁石のダンパーとして機能する部分の径方向の厚みを極力薄くして、それ以外の部分には従来同様の薄く、導伝率の低い電磁鋼板で構成したものである。
【０１１９】
３０は主軸３１に装着されたラジアル軸受のロータ部である回転子鉄芯、３２はスピンドルの固定側に締結されるステータ部である固定子鉄芯である。この固定子鉄芯３２は断面T字形のダンパー用電極部材３３と、従来通りの板厚の薄い電磁鋼板である軸受用電極部材３４から構成される。
【０１２０】
固定子鉄芯３２は８極の独立した磁極から構成されたNSNS型を採用している。すなわち、４つのN極３５ａ〜３５ｄと４つのS極３６ａ〜３６ｄで構成され、異極同士が円周方向で交互に配置された構成となっている。１つの磁極３５ａに着目すると、３７，３８は巻き線の収納部、３９，４０は異極同士（ＮとＳ）の磁極間の間隙部であるスロット部である。３７〜４０は他の磁極にも同様に形成されている。
上記構成により、
▲１▼固定子鉄芯３２に渦電流による発熱があったとしても、発熱個所はダンパー用電極部材３３のみに限定される。
【０１２１】
▲２▼第１、第2の実施例と比べて、固定側電磁石の磁気特性の劣化を極力小さく押さえられる。電磁石とロータの間で形成される閉ループ磁気回路（N極→回転子３０→S極→N極）の特性に与える影響を充分小さくできる。
【０１２２】
▲３▼ダンピング効果の大きさは、ダンパー部材３３の軸方向の幅：Tdを変えることによって任意に設定できる。
【０１２３】
▲４▼抑制するビビリ振動の周波数：ｆの最小値によって、ダンパー部材３３の径方向の厚み：Tfを決める。高い周波数では、表皮効果により磁束は部材の内面に深く入らないため、実施例ではTf＝5mmに設定した。
【０１２４】
図９は前記ダンパー部材の回転子に面する内面に、抵抗率の小さな導体の皮膜をたとえば溶射などの工法を用いて形成した場合を示す。１００は主軸１０１に装着されたラジアル軸受のロータ部である回転子鉄芯、１０２はスピンドルの固定側に締結されるステータ部である固定子鉄芯である。この固定子鉄芯１０２は、回転子１００に面する内面に銅またはアルミなどの導体皮膜１０３が形成されたダンパー用電極部材１０４と、軸受用電極部材１０５から構成される。ちなみに銅の抵抗率は、ρ＝1.55×１０^-8Ωｍ、アルミはρ＝2.50×１０^-8Ωｍであり、１０^-7台の珪素鋼板と比べて充分に大きい。そのため渦電流が流れ易く、一層のダンパー効果を得ることができる。この導体皮膜を電極の内面に形成する方法は上記第３以外の実施例にも適用できる。
【０１２５】
（実施の形態４）
図１０は本発明の第４の実施例を示すもので、ダンパー部材を冷却する放熱シートを磁気軸受の固定子側に設けたものである。この実施例は、たとえば電磁石に供給する電流の高周波の変動成分が大きく、ダンパー部材の発熱が無視できない場合の冷却方法の一例を示すものである。
【０１２６】
４０は主軸４１に装着されたラジアル軸受のロータ部である回転子鉄芯、４２はスピンドルの固定側に締結されるステータ部である固定子鉄芯である。このステータ部４２は従来通りの板厚の薄い電磁鋼板４３と固定子鉄芯の側面に装着されたダンパー部材４４とこのダンパー部材４３の発熱を放熱する放熱シート４５から構成される。４６、４７はスピンドルのハウジングである。ダンパー部材４４は断面形状がL字形をしており、このダンパー部材４４と薄い電磁鋼板４３の間に放熱シート４５を密着させた状態で挟み、ハウジング４６，４７側へ放熱する。そのため本実施例では、
▲１▼放熱シート４５の厚みが薄いために、ラジアル軸受の軸方向長さはほとんど変えなくてよい。
【０１２７】
▲２▼ハウジング側４６，４７の冷却（水冷も可）は容易であり、また放熱シートによる伝熱面積は充分大きくとれる。
【０１２８】
放熱シートとしては、単結晶ライフのグラファイトである公知の「パナソニックグラファイト」を採用した。同材料は、固相―固相法のプロセスで製造されたもので、シート形状の製作が容易であり、熱伝導性が銅の数倍もすぐれているものである。
【０１２９】
さて、以上の実施例はすべて本発明を磁気軸受に適用したものであった。しかし磁気回路の構成が磁気軸受と類似しているモータにも本発明を適用できる。
【０１３０】
（実施の形態５）
図１１は本発明の第5の実施例を示すもので、振動抑制効果を得るためのダンパー部材をラジアル磁気軸受同様にモータに装着した例を示す。
【０１３１】
５１はスピンドルの主軸、５２はモータロータ、５３はモータステータである。５４と５５はフロント側ラジアル軸受（第一のラジアル軸受）のロータとステータ、５６と５７はリア側ラジアル軸受（第二のラジアル軸受）のロータとステータである。５８と５９はスラスト軸受のロータとステータである。６０，６１はフロント側とリア側のラジアル変位センサー、６２はスラスト変位センサー、６３，６４は保護ベアリング、６５はフロントプレート、６６はフロントケース、６７はリアーケース、６８はリアープレートである。
【０１３２】
主軸５１は、フロント側ラジアル軸受のロータ５４が装着されたフロント部６９、モータロータ５２が装着されたモータ部７０、リア側ラジアル軸受のロータ６が装着されたリアー部７１から構成される。
【０１３３】
７２はフロント側ラジアル軸受のステータ５５に装着されたフロント側ダンパー部材、７３はモータステータ５３に装着された中央部ダンパー部材、７４はリアー側ラジアル軸受のステータ５７に装着されたリアー側ダンパー部材である。モータも磁気軸受同様に回転側、固定側とも薄く導伝率の低い電磁鋼板から構成される場合が多いが、磁気回路の構成が磁気軸受と良く似ているために、第１〜第４の実施例で説明した構成を同様に施せば、振動抑制効果を得ることができる。本実施例では、薄い珪素鋼板とダンパー部材の組み合わせたステータの構成を採用している。
【０１３４】
また図１１の例のごとく、フロント側とリアー側に加えて中央部のモータにもダンパー効果を施せば、両サイドの軸受を節とする振動も抑制することができる。
【０１３５】
（実施の形態６）
図１２は本発明の第６の実施例を示すもので、振動を抑制するダンピング作用の大きさを外部から任意に調節できるようにした例を示す。この実施例では、磁気軸受の固定子側を軸受用固定子とダンパー用固定子の２つで構成し、このダンパー用固定子に軸受用主巻線とは別の副巻線を施すことにより、ダンパー用固定子に与えられる磁束密度を任意に調節できるようにしたものである。
【０１３６】
８０は主軸８１に装着されたラジアル軸受のロータ部である回転子鉄芯、８２はスピンドルの固定側に締結されるステータ部である固定子鉄芯である。このステータ部８２は従来通りの板厚の薄く導伝率の小さい電磁鋼板から構成される軸受用固定子８３と、この軸受用固定子よりも外径が大きく、かつ板厚の厚いあるいは導伝率の高い電磁鋼板から構成されるダンパー用固定子８４から構成される。８５は前記２つの固定子８３、８４の両方にまたがって巻かれた主巻線、８６はダンパー用固定子８４だけに巻かれた副巻線である。
【０１３７】
▲１▼主巻線８５に流す電流をI_B、副巻線８６に流す電流をI_D＝±αI_Bとする。
▲２▼したがって、軸受用固定子８３によって発生する磁束密度をBとすれば、ダンパー用固定子８４によって発生する磁束密度B_Dは、２つの巻線８５，８６に流す電流で決まるため、B_D＝B±αBなる。この場合、２つの巻線８５，８６の電流供給源（ドライバー）は共通でよい。
【０１３８】
▲３▼αをダンピングパラメータとすれば、αを０から１の範囲で変えることにより、磁束密度B_D（すなわち振動減衰効果）を０から２倍の範囲で調節できる。
【０１３９】
したがって、本発明により加工対象（金型材、アルミetc．）と加工条件（回転数、切り込み量、送り速度etc．）に合わせて、ビビリ振動を抑制する最も適切なダンピング特性を選ぶことができる。このビビリ振動を磁気軸受が内蔵する変位センサーあるいは力センサー（電磁石の電流値から演算）からの情報をもとに上記αを制御すれば、スピンドルのどのような使用条件下でも、ビビリ振動を最適なダンピング特性で自動的に制御できる「オートダンピング・コントロール」が実現可能となる。
【０１４０】
また能動制御型の磁気軸受の場合は、磁気軸受のバイアス電流を変えることにより軸受の剛性も変えることができるために、図５の例に示す減衰と剛性比（Cω／Kｍ）も任意に変えることができる。
【０１４１】
高速スピンドルの場合、主軸の固有振動数を上げるために、限界に近いところまで主軸の軸長を短縮化する必要があるが、実施例の構成にすればラジアル軸受の軸方向の長さ［図(イ)の寸法L］が変らないために、主軸の全長を変えないで、ダンピング特性のコントロールが可能である。またラジアル軸受の基本性能（剛性、負荷能力）も、α＝０の場合B_D＝Bであるため従来と変らない。固定側の外径は大きくなるが、ハウジング外径が大きくなっても、スピンドルの性能・信頼性にはなんら影響を与えない。
【０１４２】
上記発明は磁気軸受に適用した例であるが、第５の実施例で示したように、モータに適用してもよい。この場合、主巻線部はモータの回転のために、また副巻線部はダンパー効果の大きさの調節のために用いればよい。
【０１４３】
また電磁鋼板は通常絶縁皮膜が形成されており、本発明の実施例の説明の中で電磁鋼板の厚みとは、積層された場合は皮膜間の間隔を示す。したがってダンパー用電極部材は、絶縁皮膜の無い薄い電磁鋼板を重ねあわせ厚くして用いてもよい。
【０１４４】
以上、高速切削用のスピンドルを例にあげて説明したが、加工用スピンドルに限らず回転体を安定に支持するためには、軸受の剛性に対してバランスのとれた適切な減衰性能が要求される場合が多い。元来、ダンパーを別途設けることでしかカバーできなかったダンピング効果が、回転数の上限値に影響を与えるスピンドルの軸方向寸法を大きく変えることなく、高周波領域で得られる本発明の効果は極めて大きい。
【０１４５】
【発明の効果】
本発明は、磁気軸受スピンドルを高速回転させることによってクローズアップされた現象：渦電流損を利用したものである。すなわち、渦電流損失が次のような「諸刃の剣」であることに着目し、
▲１▼マイナス面 …主軸に発熱をもたらし、基本性能（振れ精度）と信頼性に多大な悪影響を与える。
【０１４６】
▲２▼プラス面 … ダンピング特性向上と振動抑制の効果（ただし磁気軸受ではまだ活用されていない）
上記マイナス面を押さえ、まだ活用されていないプラス面を効果的に引き出すことにより、磁気軸受の弱点であった高速時のダンピング特性の不足を根本的に改善することができる。また本発明を適用した磁気軸受は、従来の磁気軸受電磁石とスピンドルの構成（主軸の軸長）と基本性能（DN値）を大きく変えることなく、加工時のビビリ振動を抑制することができる。
【０１４７】
すなわち本発明により、従来磁気軸受スピンドルの加工時の課題が解消されるため、磁気軸受スピンドルが本来持っている基本的能力（高速・高剛性）を一層活かした形で、高速切削・高品位加工の要請に応えることができる。また本発明は磁気回路がよく似ているモータにも適用でき、その実用的価値は極めて大きい。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明にかかる第一の実施の形態であるラジアル磁気軸受の電磁石の原理図
【図２】渦電流ダンパーの解析モデルを示す図
【図３】減衰定数と電磁鋼板の板厚の関係を示す図
【図４】渦電流損失と電磁鋼板の板厚の関係を示す図
【図５】減衰と剛性比と電磁鋼板の板厚の関係を示す図
【図６】安定・不安定領域と電磁鋼板の板厚の関係を示す図
【図７】本発明にかかる第２の実施の形態であるラジアル磁気軸受の電磁石の原理図
【図８】本発明にかかる第３の実施の形態であるラジアル磁気軸受の電磁石の原理図
【図９】上記第３の実施例のダンパーに導体皮膜を形成した図
【図１０】本発明にかかる第４の実施の形態であるラジアル磁気軸受の電磁石の原理図
【図１１】本発明にかかる第５の実施の形態であるダンパー付モータを搭載したスピンドルの正面断面図
【図１２】本発明にかかる第４の実施の形態であるラジアル磁気軸受の電磁石の原理図
【図１３】磁気軸受の剛性と周波数の関係を示す図
【図１４】従来の磁気軸受スピンドル正面断面図
【図１５】従来のラジアル磁気軸受電磁石の原理図
【符号の説明】
１回転子
２主軸
３固定子[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a rotary spindle used in a production processing machine or a turbo molecular pump of a semiconductor device.
[0002]
[Prior art]
Hereinafter, taking a high-speed spindle in machining as an example, the problem will be described focusing on a magnetic bearing spindle that has been attracting attention in recent years.
[0003]
In recent years, there has been a strong demand for high-speed cutting in the field of machining. High-speed cutting improves production efficiency, improves cutting accuracy and extends tool life by reducing cutting force, and cuts the shape from a single raw material at a stretch, reducing costs such as molds and shortening the process Expected to be effective.
[0004]
In addition, recent requirements for product quality include not only the quality of the machined surface, that is, shape accuracy and surface roughness, but also the presence or absence of defects or altered layers below the machined surface. There is a great expectation of high-speed cutting that can reduce the cutting resistance.
[0005]
In recent years, in the field of die machining, efforts have been made to replace conventional electric discharge machining with high-speed end mill machining at a rapid pitch for the purpose of process integration and production tact improvement. The reason why high-hardness mold parts with complex curved surface shapes can be machined by cutting is because of remarkable progress at the practical level such as tools that can withstand high-speed cutting, NC software, and M / C with high-speed feed mechanisms. Is due to.
[0006]
Conventionally, support structures mainly using ball bearings have been used for spindles that dominate the performance of M / C (processing machines). In response to the above-mentioned demand for high-speed cutting, developments have been made to respond to higher speeds by improving the lubrication method and adopting ceramic bearings.
[0007]
The basic performance of a machining spindle is usually evaluated by the size of the DN value (spindle diameter x rotational speed).
[0008]
In the case of ball bearing spindles, various improvements have been made in recent years, but due to mechanical sliding lubrication, considering the lifetime, the DN value is limited to about 2.5 million in practice. Yes.
[0009]
On the other hand, an active control type magnetic bearing spindle that supports a rotating body in a non-contact manner by magnetic levitation has attracted attention in recent years as having the possibility of exceeding the limit of a ball bearing system.
[0010]
FIG. 14 shows an example of the magnetic bearing spindle, in which 500 is a spindle main shaft, 501 is a motor rotor, and 502 is a motor stator.

Reference numerals

503 and 504 denote front-side radial bearings, 505 and 506 denote rear-side radial bearings, and 507 and 508 denote thrust bearings, each of which includes a rotating-side rotor and a fixed-side stator. 509 and 510 are radial displacement sensors on the front and rear sides, 511 is a thrust displacement sensor, 512 and 513 are protective bearings, and 514 is a casing.
[0011]
15 (a) and 15 (b) show the principle diagram of the radial bearing, 600 is a rotor iron core (corresponding to the rotor 503 in FIG. 14) composed of electromagnetic steel sheets, and 601 is a stator iron core (fig. , 602 is a winding. In the figure, the flow of magnetic flux is indicated by an arrow 603. The radial magnetic bearing attracts the rotor 600 by magnetic force from the top, bottom, left, and right directions and holds the rotor in the center without contact.
[0012]
In the case of a magnetic bearing, a spindle that greatly exceeds the DN value of a ball bearing may be realized by taking advantage of the feature of non-contact rotation that can be used semipermanently. In order to meet the above-mentioned demand for high speed and high rigidity on the machining side, attempts have been made to make the spindle diameter larger and to rotate at higher speed. The reason why a large spindle diameter is required is that the greater the spindle diameter, the greater the inertial rigidity at high speed (the mechanical effect that keeps the axis center of the spindle in one direction) and the ability to grip a tool with a larger outer diameter. Because.
[0013]
[Problems to be solved by the invention]
End milling is a basic machining method for machining machine parts, and is indispensable for machining complex shapes such as molds, automobile parts, and scroll blades of air conditioners. However, it is also true that chatter vibration is likely to occur due to the low rigidity and low damping caused by the tool support method and the tool shape, and because the cutting force has a fluctuating component determined by the number of blades of the tool. .
[0014]
Now, for example, when trying to end mill cutting of hard steel mold steel using a magnetic bearing spindle with a high DN value, the generation of chatter vibration at a high frequency has become a major issue. As a result of investigating the factors, it was found that the basic features of magnetic bearings are greatly related because they are supported in a non-contact manner by magnetic levitation.
[0015]
FIG. 13 shows the frequency characteristics of the rigidity (external force against displacement) of the magnetic bearing spindle. When an external force that gradually changes is applied to the main shaft, the displacement of the main shaft is constant without being affected by the external force. However, the frequency of the external force is the cutoff frequency f _c (For example, f _c = 100 Herz), the rigidity decreases and the spindle displacement is most susceptible to external forces. Frequency is cut-off frequency f _c The part that rises to the right exceeding the frequency region is a frequency region where feedback control does not reach, and is a region having a characteristic called inertia rigidity determined only by the mass of the floating object (main shaft).
[0016]
In order to stably support the rotating spindle against a fluctuating disturbance load, it is necessary to have a bearing rigidity and damping characteristics of an appropriate size. External force frequency is low, f <f _c In this area, the damping characteristic of the magnetic bearing can be freely set by changing the feedback coefficient corresponding to the differential gain of PID control.
[0017]
However, the frequency of external force increases, and the bearing characteristics are determined only by inertia rigidity. _c In the frequency region, the damping effect by the control can no longer be obtained. Therefore, with conventional magnetic bearings, for high-frequency chatter vibration, there has been only a measure such as expecting structural damping of the spindle material or mounting a cushioning material inside the spindle.
[0018]
However, it has been difficult to completely suppress chatter vibration by the above-described method when cutting a hard material having a large machining load and a small process damper (working viscous resistance formed by the material).
[0019]
The present invention provides a radical solution to the above-mentioned problem of a spindle supported by, for example, a magnetic bearing. If the present invention is applied to a magnetic bearing, high-quality machining can be performed while suppressing chatter vibration by improving the basic “characteristics” of the bearing characteristics without losing the high-speed and high-rigidity characteristics of the magnetic bearing. Can be realized.
[0020]
[Means for Solving the Problems]
The present invention Rotating device Is A stator of a radial magnetic bearing composed of a plurality of electrode members and having N poles and S poles alternately arranged in the circumferential direction, a housing that houses the stators, a thickness Tr, and a conductivity σr A rotating device including a plurality of silicon steel plates, a main shaft supported by the stator and the rotor, and a motor that rotationally drives the main shaft, wherein the stator is the rotor. A plurality of silicon steel plates having an axial width Td and a conductivity σd of the portion facing the surface, so that σd> σr and Td> Tr It is composed.
[0021]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The present invention is a close-up phenomenon caused by rotating the magnetic bearing spindle at high speed: focusing on eddy current loss, and finding a measure to suppress chatter vibration during machining by effectively utilizing its generation principle It is.
[0022]
First, an outline of the first embodiment as a prototype model of the present invention will be described first, and its principle and effect will be described using a theoretical analysis of eddy current loss.
[0023]
(Embodiment 1)
FIG. 1 shows a first embodiment (original model) of a radial magnetic bearing electromagnet according to the present invention. Reference numeral 1 denotes a rotor portion (rotor) of a radial bearing attached to the

main shaft

2, and 3 denotes a stator portion (stator) fastened to a fixed side of the spindle, both of which are configured by overlapping a plurality of electromagnetic steel plates. . The stator unit 3 employs an NSNS type constituted by eight independent magnetic poles. That is, it is composed of four N poles 4a to 4d and four S poles 5a to 5d, and the different poles are alternately arranged in the circumferential direction. Focusing on one magnetic pole 4a,

reference numerals

6 and 7 denote winding storage parts, and 8 and 9 denote slot parts which are gaps between magnetic poles of different polarities (N and S). 6-9 are similarly formed in the other magnetic poles.
[0024]
In the present embodiment, the electromagnetic steel plates used for the rotor and the stator of the radial bearing are greatly different in plate thickness. In all of the examples, a silicon steel plate is used. However, for the thickness Tr = 0.35 mm of the rotor 1, the stator 3 uses a thickness Td = 1.5 mm, which is not common sense as a silicon steel plate that is normally used. To summarize the effect:
(1) With the above configuration, the damping characteristics of the bearing in a high frequency region where feedback control cannot be achieved can be greatly improved.
[0025]
(2) As a result, chatter vibration can be greatly suppressed even when applied to high-speed, high-load end mill cutting for high hardness materials.
[0026]
The principle of the present invention capable of obtaining the above effect will be described in detail by theoretical analysis when the radial magnetic bearing is regarded as an eddy current damper.
[0027]
I. Eddy current damper analysis
There are no previous examples of research to find the absolute value of eddy current loss of magnetic bearings or research to obtain the effect as an eddy current damper. In order to prove the principle and effect of the present invention, an analytical solution is directly derived from electromagnetic induction theory based on a simple analytical model of an eddy current damper.
[0028]
When the main shaft rotor vibrates slightly in the radial direction, for example, the control side cannot follow at a high frequency of f = 1 KHerz or higher, and the magnetomotive force (the product of the coil winding number N and the current value I) is constant. The magnetic field between the rotor and the stator varies in proportion to the gap.
[0029]
In order to prevent this change in magnetic flux, an eddy current flows through the rotating and stationary electromagnetic steel sheets according to the law of electromagnetic induction. This eddy current becomes a damper effect that suppresses vibration of the rotor. The following will consider whether this damper effect can be obtained at a practical level in order to suppress chatter vibration.
[0030]
As shown in FIG. 2B, the vibration of the main shaft rotor is modeled as vibration between two flat plates made of electromagnetic steel plates facing each other with a narrow gap. In the figure (b), 15 is the vibration side (corresponding to the rotor 1), 16 is the fixed side (corresponding to the stator 3), and the flat plate 15 is
[0031]
[Expression 1]

[0032]
It shall vibrate with.
Magnetomotive force
[0033]
[Expression 2]

[0034]
As
[0035]
[Equation 3]

[0036]
Therefore, the change in magnetic flux density:
[0037]
[Expression 4]

[0038]
Is
[0039]
[Equation 5]

[0040]
After all,
[0041]
[Formula 6]

[0042]
From electromagnetic induction theory
[0043]
[Expression 7]

[0044]
Where J is the current density
[0045]
[Equation 8]

[0046]
, Σ is conductivity (reciprocal of resistivity ρ). When focusing on one electromagnetic steel sheet, the current density in the y direction is:
[0047]
[Equation 9]

[0048]
If the z direction is uniform,
[0049]
[Expression 10]

[0050]
It becomes.
[0051]
[Expression 11]

[0052]
Eddy current loss:
[0053]
[Expression 12]

[0054]
Are consumed in a conductor with a thickness T (width b in the total length of the laminated layers), a length d in the circumferential direction, and a depth S in which magnetic flux enters, and the average in time and the average in the x and y directions. If you take
[0055]
[Formula 13]

[0056]
Because
[0057]
[Expression 14]

[0058]
Substituting equation (4) into equation (5), eddy current loss when the magnetic flux density between two plates changes:
[0059]
[Expression 15]

[0060]
Is obtained.
[0061]
[Expression 16]

[0062]
However, the depth at which the magnetic flux enters: S is ω = ω in consideration of the skin effect ₀ When S = S ₀ given that,
[0063]
[Expression 17]

[0064]
Also, the energy dissipated by the eddy current damper per unit time:
[0065]
[Formula 18]

[0066]
Is
[0067]
[Equation 19]

[0068]
[Expression 20]

[0069]
Therefore, the attenuation constant C is obtained as follows.
[0070]
[Expression 21]

[0071]
The factor affecting the damping effect is represented by the thickness of the magnetic steel sheet: T. FIG. 3 to FIG. 5 show the results of calculating the damping constant, the eddy current loss, the damping and the rigidity ratio with respect to the plate thickness: T in the case of f = 1 kHerz and f = 4 kHerz.
[0072]
For the calculation, the following values modeled on the vibration of the parallel plate were used with reference to the design value of a high-speed spindle for cutting with a spindle speed of 40,000 rpm, a spindle diameter of 90 mm, and a DN value of 3.6 million.
[0073]
[Expression 22]

[0074]
The results are summarized as follows.
(1) Thickness of electromagnetic steel sheet: It can be seen that if the T is increased, the damping constant, the damping and the rigidity ratio are greatly increased, and the damping characteristics are drastically improved.
[0075]
(2) On the other hand, the eddy current loss caused by radial vibration is extremely small.
For example, electrical steel sheet thickness: T = 5 mm, f = 4 kHerz, amplitude: x ₁ Even in the case of = 10 μm, the loss is only Wv = 21.4 W, which is about 1 to 2 digits smaller than the loss Wr generated by the rotation of the rotor. However, since the vibration speed V is small, a large damping force (for example, Fv = 170 N with an amplitude of 10 μm) can be obtained even though the loss energy is small.
II. Evaluation of chatter vibration suppression effect
Using the damping constant C obtained from the above calculation, the effect of vibration suppression when the radial bearing is regarded as an eddy current damper is the Merritt theory on the stability limit of regenerative chatter [for example, Shigeo Inada et al .: Cutting Engineering, Asakura Shoten (1975). ] To evaluate.
[0076]
The process in the middle of the analysis is omitted, but the system is assumed to have one degree of freedom.
[0077]
[Expression 23]

[0078]
Cutting material, machining conditions, tools, cutting stiffness,
[0079]
[Expression 24]

[0080]
Are the rigidity of the mechanical structure (= the rigidity of the spindle), the mass m of the rotating part of the spindle, and the damping constant C.
[0081]
[Expression 25]

[0082]
When the following conditions are satisfied, the machine tool is stable against chatter vibration.
[0083]
[Equation 26]

[0084]
The stability was evaluated by representing the factor affecting the damping effect by the thickness of the magnetic steel sheet: T. In addition, from the measured value, the frequency of chatter vibration:
[0085]
[Expression 27]

[0086]
Spindle dynamic rigidity when
[0087]
[Expression 28]

[0088]
When
[0089]
[Expression 29]

[0090]
Cutting stiffness:
[0091]
[30]

[0092]
It was.
The results of FIG. 6 are summarized as follows.
[0093]
(1) When the thickness of the electromagnetic steel plate on the stator side of the electromagnet is T = 0.35mm, the right side of equation (10) is
[0094]
[31]

[0095]
given that,
[0096]
[Expression 32]

[0097]
And
[0098]
[Expression 33]

[0099]
Because of the instability.
Incidentally, the thickness of the electromagnetic steel sheet normally used for the magnetic bearing is about T = 0.05 to 0.5 mm. In addition, electromagnetic steel sheets used for motors, transformers, reactors, etc. are usually of the same thickness.
[0100]
(2) If the thickness of the electrical steel sheet is T> 1.5mm,
[0101]
[Expression 34]

[0102]
Therefore, the system becomes stable and chatter vibration does not occur.
From the above results, when the electromagnetic steel plates facing each other with a narrow gap are relatively vibrating, if the thickness of either one of the electromagnetic steel plates is sufficiently large, due to the damper effect of eddy current loss, It can be seen that chatter vibration can be suppressed.
[0103]
From equation (9), the damping constant C is proportional to the conductivity σ and proportional to the square of the thickness of the electrical steel sheet. Therefore, the damper effect that suppresses chatter vibration can be adjusted by changing the conductivity σ of the electrical steel sheet.
[0104]
Although the present invention uses eddy current loss as a damper effect for radial bearings, eddy current loss that normally occurs in magnetic bearings is treated as much as possible.
[0105]
Conventionally, eddy current loss that occurs in the rotating electrical steel sheet due to the rotation of the main shaft has been a major issue in increasing the speed of the magnetic bearing spindle. Because one point in the rotor core rotates, the direction and size of the magnetic flux 10 changes from N → S → N → S and the magnetic pole of the stator 3 as shown in FIG. In the rotor iron core 1, an induced electromotive force is generated, and an eddy current flows. The eddy current loss Wr in this case is the maximum value B of the magnetic flux density as shown in the following equation. ₀ Is proportional to the square of each of the angular velocity ω and the thickness T of the electromagnetic steel sheet, and directly proportional to the conductivity σ.
[0106]
[Expression 35]

[0107]
The magnitude of the eddy current loss Wr is an order that cannot be ignored when the DN value of the magnetic bearing spindle is increased. This loss: the temperature rise of the main shaft due to Wr causes the main shaft to extend in the axial direction, lowers the runout accuracy, and has a serious adverse effect on the reliability of the rotary main shaft composed of composite parts. In order to reduce this loss Wr, the rotor core 1 usually employs a laminated structure in which electromagnetic steel plates (silicon steel plates) having a thin plate thickness T and a low conductivity σ are superimposed.
[0108]
The present invention focuses on the point that, unlike the above-described eddy current loss Wr generated by the rotation of the rotor, the eddy current loss Wv due to the vibration in the radial direction of the rotor occurs on both the rotating side and the fixed side. . Therefore,
(1) In order to reduce the loss Wr as much as possible on the rotating side, a silicon steel plate that is as thin as the conventional one and has a low conductivity (that is, a high resistivity) is used.
[0109]
(2) In order to generate the loss Wv positively on the fixed side, for example, a silicon steel plate having a large plate thickness or high conductivity is used.
[0110]
By applying the above (1) and (2) at the same time, it is possible to effectively pull out only the positive surface (damper effect) by pressing down the negative surface of the eddy current loss (heat generation of the spindle), which is originally a “double-edged sword”. Is possible.
[0111]
At this time, even if it is on the fixed side, there is a concern about the negative side effect caused by heat generation. However
(1) In principle, most of the eddy current loss Wr generated when the main shaft rotor rotates is generated on the main shaft rotor side, and less on the fixed side.
[0112]
(2) Even if eddy current loss occurs on the fixed side, it is advantageous in the following points compared with the case where it occurs on the rotating side.
[0113]
(1) The influence on the basic performance (runout accuracy) of the spindle is small compared to the case where the main shaft (rotation side) generates heat.
[0114]
(2) The degree of freedom in the cooling design on the fixed side is much higher than that on the rotating side (main shaft).
[0115]
(3) In order to obtain a damper effect, a measure (such as a damper member described later) for reducing unnecessary loss can be applied.
[0116]
(3) Eddy current loss due to radial vibration that expects a damper effect occurs only when the spindle is vibrating. The loss due to this vibration is 1-2 orders of magnitude smaller than that due to rotation.
[0117]
For the above reasons, the negative effects of the present invention can be minimized.
(Embodiment 2)
FIG. 7 shows a second embodiment of the radial magnetic bearing electromagnet according to the present invention. Reference numeral 20 denotes a rotor iron core that is a rotor portion of a radial bearing mounted on the

main shaft

21, and 22 denotes a stator iron core that is a stator portion fastened to the fixed side of the spindle. The rotor iron core 20 is formed by stacking a plurality of thin electromagnetic steel plates (T = about 0.1 to 0.5 mm) with low conductivity. On the other hand, the stator iron core 22 is composed of a combination of a thin electromagnetic steel plate 23 similar to a commonly used rotor and a thick electromagnetic steel plate 24 used as a damper member.
[0118]
(Embodiment 3)
FIG. 8 shows a third embodiment of the present invention. Utilizing the fact that eddy current flows only near the surface of the member due to the skin effect at high frequencies, the radial thickness of the part that functions as the damper of the stationary electromagnet is made as thin as possible, and the other parts Is made of an electromagnetic steel sheet having a thin and low conductivity as in the prior art.
[0119]
Reference numeral 30 denotes a rotor iron core which is a rotor portion of a radial bearing mounted on the

main shaft

31, and 32 denotes a stator iron core which is a stator portion fastened to the fixed side of the spindle. This stator iron core 32 is composed of a damper electrode member 33 having a T-shaped cross section and a bearing electrode member 34 which is a conventional electromagnetic steel plate having a thin plate thickness.
[0120]
The stator iron core 32 employs an NSNS type constituted by eight independent magnetic poles. That is, it is comprised by four N poles 35a-35d and four S poles 36a-36d, and it has the structure by which different poles are alternately arrange | positioned in the circumferential direction. Focusing on one magnetic pole 35a,

reference numerals

37 and 38 denote winding storage parts, and 39 and 40 denote slot parts which are gaps between magnetic poles of different polarities (N and S). 37 to 40 are similarly formed on the other magnetic poles.
With the above configuration,
(1) Even if the stator iron core 32 generates heat due to an eddy current, the heat generation location is limited to the damper electrode member 33 only.
[0121]
(2) Compared with the first and second embodiments, the deterioration of the magnetic characteristics of the fixed-side electromagnet can be minimized. The influence on the characteristics of the closed loop magnetic circuit (N pole → rotor 30 → S pole → N pole) formed between the electromagnet and the rotor can be sufficiently reduced.
[0122]
(3) The magnitude of the damping effect can be arbitrarily set by changing the axial width of the damper member 33: Td.
[0123]
{Circle around (4)} The frequency of chatter vibration to be suppressed: The thickness of the damper member 33 in the radial direction: Tf is determined by the minimum value of f. At high frequencies, the magnetic flux does not penetrate deeply into the inner surface of the member due to the skin effect, so Tf = 5 mm was set in the examples.
[0124]
FIG. 9 shows a case where a coating of a conductor having a low resistivity is formed on the inner surface of the damper member facing the rotor by using a method such as thermal spraying. Reference numeral 100 denotes a rotor iron core that is a rotor portion of a radial bearing mounted on the main shaft 101, and reference numeral 102 denotes a stator iron core that is a stator portion fastened to the fixed side of the spindle. The stator core 102 includes a damper electrode member 104 in which a conductor film 103 such as copper or aluminum is formed on the inner surface facing the rotor 100, and a bearing electrode member 105. Incidentally, the resistivity of copper is ρ = 1.55 × 10 ^-8 Ωm, aluminum is ρ = 2.50 × 10 ^-8 Ωm, 10 ^-7 It is sufficiently larger than the silicon steel plate of the base. Therefore, an eddy current can easily flow and a further damper effect can be obtained. The method of forming the conductor film on the inner surface of the electrode can be applied to the embodiments other than the third embodiment.
[0125]
(Embodiment 4)
FIG. 10 shows a fourth embodiment of the present invention, in which a heat radiation sheet for cooling the damper member is provided on the stator side of the magnetic bearing. This embodiment shows an example of a cooling method in the case where, for example, the high-frequency fluctuation component of the current supplied to the electromagnet is large and the heat generation of the damper member cannot be ignored.
[0126]
Reference numeral 40 denotes a rotor iron core that is a rotor portion of a radial bearing mounted on the main shaft 41, and reference numeral 42 denotes a stator iron core that is a stator portion fastened to the fixed side of the spindle. The stator portion 42 includes a conventional thin electromagnetic steel plate 43, a damper member 44 mounted on the side surface of the stator core, and a heat dissipation sheet 45 that dissipates heat generated by the damper member 43. 46 and 47 are spindle housings. The damper member 44 has an L-shaped cross section, and the heat radiating sheet 45 is sandwiched between the damper member 44 and the thin electromagnetic steel plate 43 to radiate heat to the

housings

46 and 47 side. Therefore, in this example,
(1) Since the thickness of the heat radiation sheet 45 is thin, the axial length of the radial bearing need not be changed.
[0127]
(2) Cooling of the housing sides 46 and 47 (water cooling is also possible) is easy, and the heat transfer area by the heat radiating sheet can be sufficiently large.
[0128]
As the heat dissipating sheet, a well-known “Panasonic graphite”, which is a single crystal life graphite, was employed. This material is manufactured by a solid-solid process, is easy to manufacture in sheet form, and has a thermal conductivity several times better than copper.
[0129]
In all of the above embodiments, the present invention is applied to a magnetic bearing. However, the present invention can also be applied to a motor having a magnetic circuit configuration similar to a magnetic bearing.
[0130]
(Embodiment 5)
FIG. 11 shows a fifth embodiment of the present invention, and shows an example in which a damper member for obtaining a vibration suppressing effect is mounted on a motor like a radial magnetic bearing.
[0131]
Reference numeral 51 denotes a spindle spindle, 52 denotes a motor rotor, and 53 denotes a motor stator. 54 and 55 are a rotor and a stator of a front radial bearing (first radial bearing), and 56 and 57 are a rotor and a stator of a rear radial bearing (second radial bearing). 58 and 59 are the rotor and stator of the thrust bearing.

Reference numerals

60 and 61 denote front and rear radial displacement sensors, 62 denotes a thrust displacement sensor, 63 and 64 denote protective bearings, 65 denotes a front plate, 66 denotes a front case, 67 denotes a rear case, and 68 denotes a rear plate.
[0132]
The main shaft 51 includes a front portion 69 to which a rotor 54 of a front radial bearing is mounted, a motor portion 70 to which a motor rotor 52 is mounted, and a rear portion 71 to which a rotor 6 of a rear radial bearing is mounted.
[0133]
72 is a front damper member attached to the stator 55 of the front radial bearing, 73 is a central damper member attached to the

motor stator

53, and 74 is a rear damper member attached to the stator 57 of the rear radial bearing. is there. The motor is often composed of a magnetic steel sheet that is thin on both the rotating side and the fixed side, as well as the magnetic bearing, as in the case of the magnetic bearing. However, since the configuration of the magnetic circuit is very similar to that of the magnetic bearing, If the configuration described in the embodiment is similarly applied, a vibration suppressing effect can be obtained. In this embodiment, a stator configuration in which a thin silicon steel plate and a damper member are combined is employed.
[0134]
Further, as shown in the example of FIG. 11, if the damper effect is applied to the motor in the central portion in addition to the front side and the rear side, vibrations with joints on both side bearings can be suppressed.
[0135]
(Embodiment 6)
FIG. 12 shows a sixth embodiment of the present invention, showing an example in which the magnitude of the damping action for suppressing vibration can be arbitrarily adjusted from the outside. In this embodiment, the stator side of the magnetic bearing is composed of two bearing stators and a damper stator, and a secondary winding different from the main bearing winding is applied to the damper stator. The magnetic flux density applied to the damper stator can be arbitrarily adjusted.
[0136]
Reference numeral 80 denotes a rotor iron core which is a rotor portion of a radial bearing mounted on the

main shaft

81, and 82 denotes a stator iron core which is a stator portion fastened to the fixed side of the spindle. This stator portion 82 has a conventional stator 83 made of an electromagnetic steel plate having a thin plate thickness and a small conductivity, and has a larger outer diameter and a thick plate or conductive material than the bearing stator. It is comprised from the stator 84 for dampers comprised from an electromagnetic steel plate with a high rate. 85 is a main winding wound over both of the two

stators

83 and 84, and 86 is a secondary winding wound only on the damper stator 84.
[0137]
(1) The current flowing through the main winding 85 is I _B , The current flowing through the auxiliary winding 86 is I _D = ± αI _B And
(2) Therefore, if the magnetic flux density generated by the bearing stator 83 is B, the magnetic flux density B generated by the damper stator 84 _D Is determined by the current flowing through the two

windings

85 and 86, so B _D = B ± αB. In this case, the current supply sources (drivers) of the two

windings

85 and 86 may be common.
[0138]
(3) If α is a damping parameter, the magnetic flux density B can be changed by changing α in the range of 0 to 1. _D (Ie vibration damping effect) can be adjusted in the range of 0 to 2 times.
[0139]
Therefore, according to the present invention, the most appropriate damping characteristic that suppresses chatter vibration can be selected in accordance with the object to be processed (mold material, aluminum, etc.) and the processing conditions (rotation speed, cutting amount, feed rate, etc.). By controlling the above α based on information from the displacement sensor or force sensor built in the magnetic bearing (calculated from the current value of the electromagnet), the chatter vibration is optimal for any spindle operating condition. "Auto damping control" that can be automatically controlled with the proper damping characteristics can be realized.
[0140]
In the case of an active control type magnetic bearing, since the rigidity of the bearing can be changed by changing the bias current of the magnetic bearing, the damping and rigidity ratio (Cω / Km) shown in the example of FIG. 5 is also arbitrarily changed. be able to.
[0141]
In the case of a high-speed spindle, in order to increase the natural frequency of the main shaft, it is necessary to shorten the shaft length of the main shaft to a point close to the limit. With the configuration of the embodiment, the axial length of the radial bearing [Fig. Since the dimension L] in (a) does not change, the damping characteristics can be controlled without changing the overall length of the spindle. Also, the basic performance (rigidity, load capacity) of radial bearing is B _D = B, so it is not different Although the outer diameter of the fixed side increases, even if the housing outer diameter increases, it does not affect the performance and reliability of the spindle.
[0142]
Although the above invention is an example applied to a magnetic bearing, it may be applied to a motor as shown in the fifth embodiment. In this case, the main winding portion may be used for the rotation of the motor and the sub winding portion may be used for adjusting the magnitude of the damper effect.
[0143]
In addition, the insulating steel sheet is usually formed on the electromagnetic steel sheet, and the thickness of the electromagnetic steel sheet in the description of the embodiments of the present invention indicates the interval between the films when laminated. Therefore, the damper electrode member may be used by stacking and thickening thin electromagnetic steel sheets without an insulating film.
[0144]
As described above, the spindle for high-speed cutting has been described as an example. However, in order to stably support a rotating body, not limited to a machining spindle, an appropriate damping performance balanced with respect to bearing rigidity is required. There are many cases. Originally, the damping effect that could only be covered by separately providing a damper is very significant in the high-frequency region without greatly changing the axial dimension of the spindle that affects the upper limit of the rotational speed. .
[0145]
【The invention's effect】
The present invention utilizes the phenomenon: eddy current loss, which is closed up by rotating the magnetic bearing spindle at high speed. In other words, paying attention to the eddy current loss is the following "double-edged sword"
(1) Negative surface: Heat is generated on the main shaft, and the basic performance (runout accuracy) and reliability are greatly affected.
[0146]
(2) Positive aspect: Improved damping characteristics and vibration suppression effect (but not yet used in magnetic bearings)
By suppressing the negative surface and effectively pulling out a positive surface that has not been utilized yet, it is possible to fundamentally improve the shortage of damping characteristics at high speed, which was a weak point of magnetic bearings. Further, the magnetic bearing to which the present invention is applied can suppress chatter vibration during processing without greatly changing the configuration (shaft length of the main shaft) and basic performance (DN value) of the conventional magnetic bearing electromagnet and spindle.
[0147]
In other words, the present invention eliminates the problems associated with machining of conventional magnetic bearing spindles. Therefore, high-speed cutting and high-quality machining are performed by further utilizing the basic capabilities (high speed and high rigidity) of magnetic bearing spindles. Can respond to the request. The present invention can also be applied to a motor having a similar magnetic circuit, and its practical value is extremely great.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a principle diagram of an electromagnet of a radial magnetic bearing according to a first embodiment of the present invention.
FIG. 2 is a diagram showing an analysis model of an eddy current damper
FIG. 3 is a graph showing the relationship between the damping constant and the thickness of the electrical steel sheet.
FIG. 4 is a graph showing the relationship between eddy current loss and the thickness of a magnetic steel sheet.
FIG. 5 is a graph showing the relationship between damping, rigidity ratio, and thickness of electromagnetic steel sheet.
FIG. 6 is a diagram showing the relationship between the stable / unstable region and the thickness of the electrical steel sheet.
FIG. 7 is a principle diagram of an electromagnet of a radial magnetic bearing according to a second embodiment of the present invention.
FIG. 8 is a principle diagram of an electromagnet of a radial magnetic bearing according to a third embodiment of the invention.
FIG. 9 shows a conductor film formed on the damper of the third embodiment.
FIG. 10 is a principle diagram of an electromagnet of a radial magnetic bearing according to a fourth embodiment of the invention.
FIG. 11 is a front sectional view of a spindle equipped with a motor with a damper according to a fifth embodiment of the present invention.
FIG. 12 is a principle diagram of an electromagnet of a radial magnetic bearing according to a fourth embodiment of the invention.
FIG. 13 is a diagram showing the relationship between the rigidity and frequency of a magnetic bearing.
FIG. 14 is a front sectional view of a conventional magnetic bearing spindle.
FIG. 15 is a principle diagram of a conventional radial magnetic bearing electromagnet.
[Explanation of symbols]
1 Rotor
2 Spindle
3 Stator

Claims

複数個の電極部材から構成され、かつ、円周方向でＮ極とＳ極が交互に配置されたラジアル磁気軸受の固定子と、前記固定子を収納するハウジングと、厚みＴｒ、導伝率σｒの珪素鋼板を複数個で構成する回転子と、前記固定子と前記回転子により支持される主軸と、前記主軸を回転駆動するモータとで構成される回転装置において、
前記固定子は前記回転子に面する部分の軸方向の幅Ｔｄ、導伝率σｄの珪素鋼板を複数個有し、σｄ＞σｒかつＴｄ＞Ｔｒであること
を特徴とする回転装置。A stator of a radial magnetic bearing composed of a plurality of electrode members and having N poles and S poles alternately arranged in the circumferential direction, a housing that houses the stators, a thickness Tr, and a conductivity σr a rotor that make up a plurality of silicon steel, a main shaft supported by said stator the rotor, the rotating device consists of a motor for rotating the spindle,
The stator includes a plurality of silicon steel plates having an axial width Td and a conductivity σd at a portion facing the rotor, and σd > σr and Td> Tr.

σｄ×（Ｔｄ）²＞σｒ×（Ｔｒ）²であることを特徴とする請求項１記載の回転装置。 ^2. The rotating device according to claim 1, wherein [sigma] d * (Td) ² > [sigma] r * (Tr) ² .