TK69落地銑鏜床滑枕熱力學(xué)性能分析及實(shí)驗(yàn)研究*

王 云，武美萍，左曉芳

（江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇無錫 214122）

TK69落地銑鏜床滑枕熱力學(xué)性能分析及實(shí)驗(yàn)研究*

王 云，武美萍，左曉芳

（江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇無錫 214122）

在對TK69數(shù)控落地銑鏜床滑枕熱源分析的基礎(chǔ)上，計(jì)算出相關(guān)熱源的發(fā)熱量。利用Pro/E對滑枕進(jìn)行三維建模，借助有限元分析軟件對其進(jìn)行熱力學(xué)性能分析，分別研究滑枕伸出長度對熱變形的影響，主軸轉(zhuǎn)速對滑枕溫度場和熱變形的影響。并通過相關(guān)的實(shí)驗(yàn)對分析的結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，對比發(fā)現(xiàn)分析的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)的結(jié)果相差不大。為了進(jìn)一步提高滑枕的熱力學(xué)性能，對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，通過對改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)證，表明改進(jìn)后的模型的熱力學(xué)性能同改進(jìn)前相比有很大的提高。

落地銑鏜床；熱力分析；性能研究；實(shí)驗(yàn)研究

0 引言

機(jī)床的發(fā)熱是影響機(jī)床加工精度的主要因素之一，在所有影響因素中有時可占到50%以上［1］，近些年來國內(nèi)外學(xué)者對機(jī)床的熱學(xué)性能研究較多。但很多研究都基于軟件仿真階段，不能很好的證明所建模型的合理性。本文在此基礎(chǔ)上通過對TK69落地銑鏜床滑枕熱力學(xué)性能分析，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)對其進(jìn)行熱學(xué)性能研究。

1 滑枕系統(tǒng)的熱源分析

TK69落地銑鏜床滑枕組件包括滑枕、銑軸、鏜軸、軸承、電機(jī)、進(jìn)給等部件組成［2-3］。通常影響銑鏜床熱特性的因素包括：切削熱、電機(jī)發(fā)熱、傳動摩擦熱（齒輪、軸承）及輻射熱。銑鏜床的電機(jī)裝在滑枕組件外部對滑枕的影響甚微。因此，主要是內(nèi)部軸承產(chǎn)生的熱量對其影響［4］。其滑枕內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 滑枕內(nèi)部結(jié)構(gòu)

1.1 軸承發(fā)熱量計(jì)算

主軸在高速運(yùn)轉(zhuǎn)時，軸承作為主要支撐會發(fā)出較多的熱量。其熱量主要來源于摩擦力矩。摩擦力矩包括兩部分，一是由載荷引起的摩擦力矩，二是速度引起的摩擦力矩，兩者之和就是總摩擦力矩。

軸承發(fā)熱量的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算公式［5］：

式中n—軸承轉(zhuǎn)速；Qb—軸承發(fā)熱量

軸承的摩擦力矩并不是成線性關(guān)系，既使是同一型號的軸承，摩擦力矩也有不同，同時摩擦力矩也會隨時間變化而變化?，F(xiàn)階段主要采用Palmgren提出的計(jì)算軸承摩擦力矩的近似方法。他認(rèn)為M0反應(yīng)潤滑劑流體動力損耗［6-7］。

1）當(dāng)v與n的乘積vn＞2000cSt·r/min時

2）當(dāng)v與n的乘積vn＜2000cSt·r/min時

式中 dm—軸承中徑；f0—經(jīng)驗(yàn)常數(shù)（與軸承類型有關(guān)）；n—軸承轉(zhuǎn)速。

軸承單位體積內(nèi)的生熱率為：

利用式（1）～（6）計(jì)算主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min時三組軸承的生熱率如表1。

表1 主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min時三組軸承的生熱率

1.2 熱對流系數(shù)的計(jì)算

在銑鏜床運(yùn)行中，滑枕受熱升溫，滑枕與軸承接觸屬于對流現(xiàn)象。根據(jù)傅里葉方程

b—傳熱邊界層厚度；A—接觸結(jié)構(gòu)壁面面積

對流系數(shù)與結(jié)構(gòu)的種類、物體狀態(tài)、物理性質(zhì)、壁面性質(zhì)等有關(guān)，一般采用經(jīng)驗(yàn)加試驗(yàn)的方法獲得。熱對流現(xiàn)象出現(xiàn)在滑枕與空氣、潤滑油接觸位置，依據(jù)努謝爾特準(zhǔn)則可得換熱系數(shù)

式中Nu—努謝爾特?cái)?shù)，λ—流體導(dǎo)熱系數(shù)，L—特征尺寸。利用（9）可計(jì)算出滑枕在自然對流換熱、旋轉(zhuǎn)軸等各種對流換熱情況下的對流換熱系數(shù)。

2 滑枕的熱學(xué)性能分析

有限元軟件可以計(jì)算由于穩(wěn)態(tài)熱載荷引起的溫度、熱流率、熱流密度、熱梯度等參數(shù)。在對滑枕進(jìn)行熱學(xué)性能分析之前，首先要確定滑枕的材料屬性、約束條件、網(wǎng)格劃分標(biāo)準(zhǔn)、載荷等相關(guān)參數(shù)。

2.1 滑枕溫度場有限元模型建立

將建立滑枕組件幾何模型，以.igs格式導(dǎo)入到有限元分析軟件中，通過合理的定義其材料類型、劃分網(wǎng)格、定義約束條件。滑枕組件溫度場有限元模型如圖2所示。

表2 滑枕的材料參數(shù)為

圖2 滑枕組件溫度場有限元模型

熱分析在按熱能流動是否與時間有關(guān)系，溫度場的分析分為穩(wěn)態(tài)溫度場分析和瞬態(tài)溫度場分析［7］。其中熱應(yīng)力可以在熱分析之后進(jìn)行，通過熱—結(jié)構(gòu)耦合獲得結(jié)構(gòu)的熱變形。

2.2 穩(wěn)態(tài)熱分析

建立的溫度場模型和邊界約束條件，設(shè)定環(huán)境溫度為22℃。主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min時，分析得到滑枕在熱平衡時溫度分布情況如圖3所示。

圖3 滑枕溫度場分布圖

從圖3可以看出滑枕最高溫度為51.672℃，最低溫度29.343℃。造成滑枕產(chǎn)生不均勻的溫度場可歸結(jié)為以下兩點(diǎn)：

（1）滑枕前端較為封閉，滑枕內(nèi)部與外界散熱困難；

（2）滑枕前端三個軸承所受載荷最大，發(fā)熱量也最大，這是其前端溫升最大的主要原因。

2.3 瞬態(tài)熱分析

基于滑枕穩(wěn)態(tài)分析的基礎(chǔ)上，對滑枕進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，得到滑枕結(jié)構(gòu)的最高溫度點(diǎn)和最低溫度點(diǎn)隨時間變化的曲線如圖4所述。

由圖4可知當(dāng)銑鏜床開始運(yùn)轉(zhuǎn)50min時，溫度最高點(diǎn)變化比較慢，其原因是滑枕初始運(yùn)轉(zhuǎn)時溫度為環(huán)境溫度，且自身具有吸熱性能，短時間吸收的熱量傳遞到滑枕的其它部位。50min之內(nèi)滑枕最高點(diǎn)溫度均未超過25℃。50min以后滑枕最高點(diǎn)溫度不斷攀升，原因是主軸在高速旋轉(zhuǎn)的情況下，軸承發(fā)出熱量快速傳遞給滑枕。在110min以后溫度上升幅度變小，因?yàn)榛碇鬏S運(yùn)轉(zhuǎn)一段時間以后，滑枕吸收了一部分熱量，熱傳遞減慢，整體結(jié)構(gòu)達(dá)到熱平衡狀態(tài)。

圖4 滑枕溫度最高點(diǎn)溫度變化曲線圖

2.4 滑枕伸出長度對熱變形影響

在熱分析的基礎(chǔ)上，對滑枕進(jìn)行熱-力耦合分析，即將穩(wěn)態(tài)溫度場分析結(jié)果作為熱載荷加載到滑枕力學(xué)模型中，對滑枕進(jìn)行熱力耦合分析［7］。仿真分析時設(shè)置主軸轉(zhuǎn)速為1200r/min，對滑枕沿W行程分別為1200mm，600mm，200mm三個位置時進(jìn)行熱力學(xué)分析，對比三種工況下的熱變形如圖5所示。

由圖5可知，當(dāng)滑枕行程越大，前端面每個位置點(diǎn)的熱位移越大，其原因是銑鏜床沿W軸進(jìn)給時，絲杠傳動產(chǎn)生大量熱能，造成絲杠受熱發(fā)生膨脹，間接造成滑枕端面發(fā)生熱位移。當(dāng)滑枕內(nèi)部絲杠處于不同位置時，由于滑枕內(nèi)部各處受熱膨脹有所差異，因此，應(yīng)對滑枕內(nèi)部潤滑油溫度進(jìn)行控制，有效降低絲杠的熱膨脹程度，從而減小絲桿熱膨脹。

圖5 滑枕前端面熱位移與位置的關(guān)系

2.5 主軸轉(zhuǎn)速對溫度場和熱變形影響

由公式（1）～（6）可知，主軸轉(zhuǎn)速直接與軸承發(fā)熱量有關(guān)，進(jìn)而影響到滑枕溫度場和熱變形。本節(jié)重點(diǎn)分析滑枕在最大行程為1200mm，主軸轉(zhuǎn)速分別在1000r/min、1600 r/min、2000 r/min三種情況下滑枕溫度場和熱變形與時間關(guān)系。計(jì)算出前端軸承在三種轉(zhuǎn)速下生熱率分別9.375×106W/m2、10.072×106W/m2、12.928×106W/m2。將三種轉(zhuǎn)速的生熱率作為邊界條件對滑枕進(jìn)行瞬態(tài)溫度場分析和熱變形分析，研究滑枕最高溫度、端面熱變形與時間的關(guān)系。

圖6 不同轉(zhuǎn)速下最高溫度與時間的關(guān)系

圖7 不同轉(zhuǎn)速下端面熱位移與時間的關(guān)系

由圖6和圖7可知，在銑鏜床運(yùn)行中滑枕最高點(diǎn)溫度不斷升高，熱變形不斷增大。在機(jī)床剛開始運(yùn)轉(zhuǎn)時滑枕前端軸承由于摩擦，溫度加速上升。130min后滑枕趨于熱平衡，溫度不再上升。同時滑枕端面熱變形也在不斷增大，變化是非線性的，當(dāng)滑枕溫度場穩(wěn)定后滑枕熱變形也不再變化。

3 滑枕溫度場及熱變形實(shí)驗(yàn)研究

為了驗(yàn)證理論分析的正確性，本節(jié)將通過實(shí)驗(yàn)對其進(jìn)行驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)中對滑枕主要熱源（前端面、外側(cè)面、軸承處）進(jìn)行現(xiàn)場采集。

3.1 實(shí)驗(yàn)條件和方案

本實(shí)驗(yàn)的目的是得到滑枕關(guān)鍵點(diǎn)位移與時間的變化關(guān)系。實(shí)驗(yàn)采用精確度為0.1℃的四通的測溫儀測量現(xiàn)場溫度，用精度為0.001mm千分尺對熱形變進(jìn)行測量，現(xiàn)場測試如圖8所示。

圖8 滑枕溫度場和熱變形測試現(xiàn)場

3.1.1 測量點(diǎn)及溫度傳感器的布置

在布置溫度傳感器時傳感器應(yīng)該盡量靠近熱源［8］，溫度傳感器的布置如下：

1）滑枕端面和滑枕側(cè)面油膜處各放置一個傳感器，分別測量溫度T1和T2；

2）滑枕前端軸承處布置一個感器，測量溫度T3；

3）地面放置一傳感器，檢測周圍環(huán)境溫度T4。

3.1.2 實(shí)驗(yàn)規(guī)劃

考慮機(jī)床實(shí)際的加工工況，采用如下實(shí)驗(yàn)方案：①車間初始溫度為22℃，機(jī)床主轉(zhuǎn)速度為1000 r/m in，連續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)8000s。②機(jī)床連續(xù)運(yùn)行160m in，滑枕伸出主軸箱1000mm，轉(zhuǎn)速1000 r/min。記錄各被測點(diǎn)的數(shù)據(jù)。

3.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

3.2.1 各測量點(diǎn)溫度與時間變化趨勢

通過實(shí)驗(yàn)測得各測溫點(diǎn)的溫度數(shù)據(jù)，其各測溫點(diǎn)的溫度隨時間變化曲線如圖9。

圖9 各測量點(diǎn)溫度與時間趨勢

從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得出，滑枕前端面溫度從21.1升到45.3℃，在132m in后達(dá)到穩(wěn)定，端面溫升為24.2℃，滑枕前端面溫度在前 20m in溫升較慢，28min之后溫升加快，平均溫升達(dá)0.32℃，這主要是由于滑枕前端三個軸承的發(fā)熱，熱量通過熱傳遞傳到滑枕前端?；韨?cè)面油膜處溫升上升趨勢和滑枕前端面相同，溫度穩(wěn)定后稍低為40.9℃，原因是滑枕側(cè)面有散熱孔?；磔S承處溫度從21.1℃升到56.5℃，主要是由于滑枕軸承處是整個滑枕的熱源，軸承摩擦發(fā)熱，所以軸承處溫度最高。整個過程中，環(huán)境溫度溫升較小。

3.2.2 各測量點(diǎn)熱變形隨時間的變化關(guān)系

通過實(shí)驗(yàn)測量銑鏜床在運(yùn)行160min內(nèi)滑枕的熱變形情況如圖10。

從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，滑枕在Y方向的變形最大，是由于滑枕內(nèi)部軸承發(fā)熱和自重造成熱力耦合現(xiàn)象。銑鏜床運(yùn)行后，軸承高速旋轉(zhuǎn)，滑枕溫度不斷攀升，當(dāng)銑鏜床運(yùn)行到125min后滑枕達(dá)到熱平衡狀態(tài)，其熱變形量甚小。通過與滑枕熱變形有限分析結(jié)果對比，驗(yàn)證了有限元模型的可行性。

圖10 實(shí)測熱變形曲線

3.3 有限元模型實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)研究的工況是滑枕行程為600mm、轉(zhuǎn)速為1600r/min，測量獲得滑枕最高點(diǎn)溫度數(shù)據(jù)、端面熱變形數(shù)據(jù)，并擬合相應(yīng)曲線。將實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)與有限元分析結(jié)果對比如圖11、圖12所示。

圖11 滑枕最高點(diǎn)溫度變化對比圖

圖12 滑枕熱變形變化對比圖

由圖11可知，滑枕最高點(diǎn)溫度（左端軸承處溫度）隨銑鏜床運(yùn)行的時間不斷增加而升高，運(yùn)行135min后達(dá)到熱平衡，溫度不再上升。理論計(jì)算滑枕達(dá)到熱平衡時最高點(diǎn)的溫度為54.9，實(shí)驗(yàn)測得滑枕達(dá)到熱平衡時最高點(diǎn)溫度為60.28?；頊囟葓龇治鲋袑?shí)驗(yàn)溫度與有限元計(jì)算溫度最大誤差為10.2%，由圖12可知，滑枕端面熱變形量隨運(yùn)行時間的延長而不斷增加，當(dāng)135min后達(dá)到熱平衡，其端面熱位移也不再變化。實(shí)驗(yàn)測得滑枕最大端面熱變形為236.47μm，采用有限元計(jì)算法獲得端面最大熱變形量為216.68μm。其兩種方法得到的熱變形誤差在9.7%，其所有誤差都在可接受的范圍內(nèi)，從而驗(yàn)證了滑枕溫度場有限元模型的正確性。

3.4 滑枕熱力學(xué)性能的改進(jìn)

由前面分析可知滑枕的溫度場和熱力學(xué)性能欠佳，有必要進(jìn)一步提高滑枕自身的熱力學(xué)性能。由于滑枕切削時三組軸承是主要熱源，可以在滿足滑枕靜、動剛度的前提下，滑枕鑄造時在正面開孔，開孔后增大了滑枕與外部的熱對流，提高其熱力學(xué)性能。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為2000r/min時，通過對改進(jìn)后的模型分析得到穩(wěn)態(tài)溫度場、瞬態(tài)溫度場、熱變形分析對比，其分析數(shù)據(jù)如表3所示。

圖13 改進(jìn)后的滑枕三維模型

表3 滑枕改進(jìn)前后熱性能對比

4 結(jié)論

本文在溫度場和熱應(yīng)力相關(guān)理論基礎(chǔ)上，通過計(jì)算熱源發(fā)熱量、熱對流系數(shù)等邊界條件，建立滑枕溫度場有限元模型。研究滑枕穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)和其伸出主軸箱1200mm、600mm、200mm時前端面熱變形情況。通過分析主軸轉(zhuǎn)速為1000r/min、1600 r/min、2000 r/min時，探究主軸轉(zhuǎn)速對滑枕溫度場分布和熱變形影響。搭建了滑枕溫度場和熱變形試驗(yàn)方案，測量了滑枕端面、側(cè)面油膜、軸承處、環(huán)境溫度變化。通過對比溫度場和熱變形最大誤差分別在10.2%、9.7%以內(nèi)，分析誤差的來源，驗(yàn)證了有限元模型的正確性。在溫度場分析基礎(chǔ)上分析滑枕熱力變形。并對滑枕的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，從而提高了滑枕的熱力學(xué)性能。

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［2］鄧健.重型落地銑鏜床主軸組件熱特性分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化［D］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2012.

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（編輯 李秀敏）

Thermodynamic Performance Analysis and Experiment Research on TK69 Floor-type Milling Boring Ram

WANG Yun，WU Mei-ping，ZUO Xiao-fang
（School of Mechanical Engineering，Jiangnan University，Wuxi Jiangsu 214122，China）

Based on the TK69 CNC Boring and Milling ram heat analysis，calculated the amount of the relative heat，Establish a three-dimensional model of the ram by Pro/E.With the aid of finite element analysis software for thermodynamic performance analysis，respectively study the ram extension influence on the thermal deformation，spindle speed to ram the influence of the temperature field and thermal deformation. And through the related experimental results validate the analysis，Compared with the results of analysis and experiment resultswas less.Its structure was improved in order to further improve the thermodynamic performance of the ram，The structure improved by validated，which indicates that the improved model of thermodynamic performance with improvements have greatly improved than before.

boring and milling；thermal analysis；performance study；experimental study

TH133.2；TG65

A

1001-2265（2015）01-0034-04 DOI：10.13462/j.cnki.mmtamt.2015.01.010

2014-05-25；

2014-07-01

工業(yè)和信息化部“高檔數(shù)控機(jī)床與基礎(chǔ)制造裝備”課題，大型高效精密數(shù)控車銑復(fù)合加工中心系列化產(chǎn)品研究與應(yīng)用（2010ZX04001-071）

王云（1986—），男，甘肅慶城縣人，江南大學(xué)碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)與制造，（E-mail）zdhwhd@163.com。