王禹林，吳曉楓，馮虎田

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院機(jī)械電子工程系，南京 210094)

大型螺紋磨床是由多個(gè)零部件組成的十分復(fù)雜的機(jī)械系統(tǒng)，各個(gè)零部件之間的結(jié)合面特性對整機(jī)靜動(dòng)態(tài)特性的影響比較大。研究表明，機(jī)床上出現(xiàn)的振動(dòng)問題有60%以上源自結(jié)合面，機(jī)床結(jié)合面的接觸剛度占其總剛度的60～80%，結(jié)合面阻尼更是占機(jī)床總阻尼的90%以上[1]。為了對大型螺紋磨床整機(jī)性能進(jìn)行更準(zhǔn)確的預(yù)測和提高，僅對機(jī)床結(jié)構(gòu)件單獨(dú)進(jìn)行分析優(yōu)化還不夠，更應(yīng)重視基于結(jié)合面特性參數(shù)的整機(jī)靜動(dòng)態(tài)特性分析與研究。

在考慮結(jié)合面參數(shù)的機(jī)床整機(jī)建模中，廖伯瑜[2]詳細(xì)闡述了結(jié)合面等效動(dòng)力學(xué)模型以及吉村允孝法用于結(jié)合面動(dòng)力學(xué)參數(shù)識(shí)別的有效性;曹定勝[3]采用用戶自定義單元來模擬機(jī)床結(jié)合面剛度，對機(jī)床進(jìn)行了模態(tài)分析和驗(yàn)證;張廣鵬[4]較系統(tǒng)地研究了考慮結(jié)合面特性的機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性，由于同時(shí)考慮了固定結(jié)合面和導(dǎo)軌結(jié)合面的影響，分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值較接近;王立華等[5]對銑床關(guān)鍵結(jié)合面的特性參數(shù)進(jìn)行識(shí)別，并研究結(jié)合面對銑床關(guān)鍵部件動(dòng)態(tài)特性的影響;馮硯博[6]則對多線切割機(jī)床的整機(jī)剛性連接和考慮結(jié)合面特性兩種情況下模態(tài)分析結(jié)果進(jìn)行了對比研究。諸多研究中雖都考慮結(jié)合面的機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性，但多為普通銑床和磨床，而本文研究的十米大型數(shù)控螺紋磨床與之相比在體積和結(jié)構(gòu)形式上有著明顯的差別，其靜動(dòng)態(tài)特性及影響的因素和規(guī)律也將存在較大特殊性。而大型螺紋磨床靜動(dòng)態(tài)特性的改善，對于提高國產(chǎn)大型高品質(zhì)螺紋的加工質(zhì)量至關(guān)重要，具有顯著的社會(huì)效益和廣闊的應(yīng)用前景。因此急需針對該大型螺紋磨床特別是考慮結(jié)合面特性參數(shù)的磨床整機(jī)靜動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究和優(yōu)化。

對十米大型螺紋磨床，采用彈簧阻尼單元來模擬主要結(jié)合面的接觸特性，用吉村允孝法確定各主要結(jié)合面剛度阻尼值，采用ANSYS軟件建立基于結(jié)合面特性的大型螺紋磨床整機(jī)有限元模型，并對其進(jìn)行靜態(tài)，模態(tài)及諧響應(yīng)分析，找出其薄弱環(huán)節(jié)。最后，研究了各結(jié)合面剛度對整機(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響，得到相關(guān)的剛度－模態(tài)固頻靈敏度分析曲線，識(shí)別出對整機(jī)動(dòng)態(tài)特性影響較大的結(jié)合面，并對這些結(jié)合面剛度值進(jìn)行優(yōu)化，最終提高了整機(jī)的靜動(dòng)態(tài)性能。

1 大型螺紋磨床整機(jī)有限元模型建立

1.1 磨床幾何模型簡化

建立合理有效的有限元模型是進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析及改進(jìn)的基礎(chǔ)。十米大型螺紋磨床由七大部分組成:床身、砂輪架及主軸系統(tǒng)、砂輪架半圓筒底座、拖板、臺(tái)面、頭架及尾架。由于該磨床具有大型而復(fù)雜的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，需首先對其幾何模型進(jìn)行合理簡化，主要包括:① 在不改變模型基本特征的基礎(chǔ)上，忽略倒角、小孔、螺紋退刀槽等小特征;② 對出于安裝工藝要求而設(shè)計(jì)的小凸臺(tái)等結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化或忽略;③ 將結(jié)構(gòu)中一些斜面進(jìn)行平面化;④對砂輪主軸子系統(tǒng)進(jìn)行簡化。簡化后的磨床整機(jī)模型如圖1所示。

圖1 磨床整機(jī)結(jié)構(gòu)模型圖Fig.1 The whole grinder 3D structural model

1.2 有限元模型網(wǎng)格劃分

螺紋磨床的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)件材料為HT250，楊氏模量1.55 ×105MPa，密度 7 340 kg/m3，泊松比 0.27;選用 8節(jié)點(diǎn)的Solid45單元對磨床結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，依據(jù)各個(gè)部件尺寸大小的不同，單元尺寸分別規(guī)定為9～80 mm不等，共形成160 875個(gè)節(jié)點(diǎn)和582 521個(gè)單元。

1.3 整機(jī)模型中結(jié)合面模擬

磨床的結(jié)合面主要分為兩類:螺栓固定結(jié)合面和導(dǎo)軌滑動(dòng)結(jié)合面。磨床整體剛度取決于其各個(gè)大件的剛度及大件間結(jié)合面的剛度。與磨床上大件的剛度相比，結(jié)合面的剛度較低，是磨床的薄弱環(huán)節(jié)?，F(xiàn)有的研究表明，結(jié)合面的變形對磨床的總變形影響很大[7，8]。所以欲更準(zhǔn)確地預(yù)測和分析整機(jī)的靜動(dòng)態(tài)特性，需有效地模擬機(jī)床的結(jié)合面。

吉村允孝對機(jī)床結(jié)合面等效剛度和等效阻尼進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，建立了結(jié)合面在不同單位面積正壓力和不同結(jié)合條件下的等效剛度和等效阻尼數(shù)據(jù)庫[2]。在有限元模型中，結(jié)合面接觸特性用一系列彈簧阻尼單元COMBIN14來等效模擬。為了區(qū)分結(jié)合面法向和切向上的剛度和阻尼，在一對結(jié)合面接觸點(diǎn)的x、y、z的三個(gè)方向上分別生成一個(gè)COMBIN14單元，則結(jié)合面上一對接觸點(diǎn)需用3個(gè)COMBIN14單元分別模擬兩個(gè)切向和一個(gè)法向的剛度和阻尼[9]。

對各主要部件間的結(jié)合面模擬:由于床身與臺(tái)面共采用30個(gè)螺栓連接，為典型的固定結(jié)合面，所以對床身與臺(tái)面的螺栓固定結(jié)合面采用30個(gè)x，y，z方向COMBIN14單元;綜合考慮各主要部件間的結(jié)合面積、結(jié)合面的結(jié)合條件以及相鄰零件的剛性，對床身和拖板間的每根導(dǎo)軌采用16個(gè)x，y，z方向COMBIN14單元來模擬滑動(dòng)導(dǎo)軌結(jié)合面;對拖板和砂輪架半圓筒底座間的每根導(dǎo)軌采用10個(gè)x，y，z方向COMBIN14單元來模擬滑動(dòng)導(dǎo)軌結(jié)合面;而頭尾架與床身，砂輪架主軸系統(tǒng)與砂輪架半圓筒底座之間的結(jié)合面則使用剛性連接。

通常一個(gè)結(jié)合面承受的動(dòng)載荷有六個(gè)自由度上的廣義力分量，根據(jù)該結(jié)合面上的比壓大小及其他結(jié)合條件，從通用數(shù)據(jù)庫[2]中查出磨床各主要結(jié)合面在法向上單位接觸面積的等效接觸剛度k2(p)及等效阻尼系數(shù)c2(p);在剪切方向上單位接觸面積的等效接觸剛度k1(p)及等效阻尼系數(shù)cl(p)，如表1所示。

表1 主要結(jié)合面單位接觸面積的等效接觸剛度及阻尼值Tab.1 Stiffness and damping values per unit area of the joint surface

運(yùn)用吉村允孝法在每個(gè)結(jié)合點(diǎn)所代替的面積上進(jìn)行積分，求得該結(jié)合面在各方向上的等效接觸剛度和等效阻尼值[2]:

式中:K1，C1分別是各結(jié)合面的法向等效接觸剛度和等效阻尼值，K2，C2分別是各結(jié)合面的切向等效接觸剛度和等效阻尼特性參數(shù)值，如表2所示。

表2 磨床主要結(jié)合面特性參數(shù)值Tab.2 Characteristic parameters of the major joint surface

1.4 邊界條件模擬

磨床正常工作時(shí)，床身底部有63個(gè)墊鐵支承，分別對床身底部墊鐵處的節(jié)點(diǎn)施加固定約束，固定住其六個(gè)自由度，以模擬床身邊界條件。床身底部約束施加情況如圖2所示。

圖2 磨床床身邊界約束示意圖Fig.2 Boundary constraints of the grinder bed

圖3 磨削力模型Fig.3 Grinding force model

2 大型螺紋磨床整機(jī)靜力學(xué)分析

磨削加工中，磨削力可分解為法向磨削力Fn，切向磨削力Ft和軸向磨削力 Fa，受力模型如圖3所示。其中，切向磨削力Ft與磨削功率有直接關(guān)系;法向磨削力Fn的大小一般約為Ft的2倍，與磨削中工件的彈性形變、振動(dòng)、磨削余量以及加工精度等有關(guān);軸向磨削力Fa與切向和法向磨削分力相比很小[10]。根據(jù)電動(dòng)機(jī)輸入功率來計(jì)算切向磨削力為:

式中，Pm為砂輪主軸電動(dòng)機(jī)輸入功率(W);ν為砂輪轉(zhuǎn)速(m/s)

砂輪主軸電動(dòng)機(jī)輸入功率Pm=4 kW，砂輪轉(zhuǎn)速ν=35 m/s，代入式(2)可得切向磨削力Ft=114 N，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)[10]，法向磨削力 Fn=230 N，軸向磨削力Fa約為10 N。

機(jī)床的性能在很大程度上由其動(dòng)靜態(tài)特性所決定[11]。因此，本文首先對大型螺紋磨床的有限元模型進(jìn)行工況模擬，在砂輪安裝位置分別施加上述計(jì)算所得的3個(gè)方向的磨削力，仿真得到其靜態(tài)位移和靜剛度。3個(gè)方向的靜位移和靜剛度如表3所示。

表3 靜力分析結(jié)果Tab.3 Static analysis results

從表3看出:磨床整機(jī)3個(gè)方向的靜剛度均比較好，滿足磨床靜剛度要求，但就該磨床本身而言，y方向的靜剛度最弱，z方向最強(qiáng)。磨床y向的最大位移變形發(fā)生在砂輪架附近，其局部變形如圖4所示，造成這種現(xiàn)象的可能原因如下:① 磨床砂輪架主軸伸出部分剛性較差。② 受y向(豎直方向)載荷時(shí)，由于砂輪架半圓筒底座和其下方拖板之間通過V—平導(dǎo)軌配合連接，與砂輪架相鄰裝配的砂輪架半圓筒底座沿y正方向易發(fā)生位移變形，并且通過結(jié)構(gòu)的傳遞，該變形到砂輪架主軸部位時(shí)被放大所致。③ 砂輪架體殼與砂輪架半圓筒底座連接剛度不夠。

圖4 y向位移變形局部示意圖Fig.4 The y-direction displacement deformation

3 大型螺紋磨床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性分析

大型螺紋磨床實(shí)際使用過程中，磨削力及其他激勵(lì)力通常是以動(dòng)載荷的形式作用于結(jié)構(gòu)，為了保證工件的加工精度和加工效率，應(yīng)該在保證機(jī)床滿足所需靜剛度要求的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究優(yōu)化結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性。下面針對整機(jī)模型進(jìn)行模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析。

3.1 模態(tài)分析

利用BlockLanczos法進(jìn)行模態(tài)分析，僅求解大型螺紋磨床整機(jī)的前二十階模態(tài)，得出前二十階固有頻率和振型，其中能明顯表現(xiàn)該磨床動(dòng)態(tài)特性的是第1、3、5、12階振型，對應(yīng)的固有頻率和振型分析結(jié)果如表4所示，相應(yīng)振型如圖5所示。

表4 磨床整機(jī)固有頻率及振形分析Tab.4 Natural frequency and mode shape analysis

圖5 整機(jī)模態(tài)振型圖Fig.5 Mode shape of the whole grinder

其中，模態(tài)分析中考慮結(jié)合面的處理方式如1.3節(jié)所述，不考慮結(jié)合面的方式是將機(jī)床零部件粘合成一個(gè)整體，結(jié)合面按剛性連接處理。從表4可以看出，考慮結(jié)合面時(shí)計(jì)算的固有頻率低于不考慮結(jié)合面的結(jié)果，前者更符合實(shí)際情況。此外，這兩種情況的振型有所差異，說明結(jié)合面的處理對振型有一定影響，但從兩種情況的振型圖可以看出，磨床可能出現(xiàn)振動(dòng)的部件大致相同。

從模態(tài)振型圖中還可看出，考慮結(jié)合面的整機(jī)模態(tài)振型主要表現(xiàn)在局部結(jié)構(gòu)的振型上，這與不考慮結(jié)合面影響時(shí)整機(jī)的模態(tài)振型表現(xiàn)為整體振型有著明顯不同。從實(shí)際應(yīng)用來說，考慮結(jié)合面的處理方式對整機(jī)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)更具有指導(dǎo)價(jià)值。

從考慮結(jié)合面的整機(jī)模態(tài)振型圖中，可以看出:

(1)對于第一階模態(tài)，振形主要為臺(tái)面發(fā)生了明顯的上下擺動(dòng)以及繞X軸的扭轉(zhuǎn)變形。此振動(dòng)直接影響工件的安裝定位精度，從而影響螺紋磨削的加工質(zhì)量。從振形動(dòng)畫上可以看出臺(tái)面的螺栓固定結(jié)合面是結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，導(dǎo)致了臺(tái)面和床身在振動(dòng)時(shí)的相對位移比較大。這是由于該磨床的三個(gè)臺(tái)面均長3.9 m，每個(gè)臺(tái)面僅使用10個(gè)螺栓依次連接安裝在床身上，導(dǎo)致了連接剛度較差。因此，可以通過改變臺(tái)面的螺栓連接剛度(螺栓預(yù)緊力)或連接方式(螺栓數(shù)目)來改善結(jié)合面的接觸剛度[8]。

(2)對于第三階模態(tài)，振形為砂輪架半圓筒底座上下擺動(dòng)并帶動(dòng)砂輪架主軸系統(tǒng)發(fā)生振動(dòng);對于第五階模態(tài)，振形為拖板及砂輪架半圓筒底座上下擺動(dòng)并帶動(dòng)砂輪主軸系統(tǒng)發(fā)生振動(dòng)。從這兩階的振形動(dòng)畫上可以看出拖板與半圓筒底座間的V－平導(dǎo)軌結(jié)合面為結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)，導(dǎo)致了砂輪架半圓筒底座在振動(dòng)時(shí)擺動(dòng)位移量較大。可以考慮加強(qiáng)V－平導(dǎo)軌與其上方部件之間的接觸壓力以提高拖板和砂輪架半圓筒底座的結(jié)合面剛度。

(3)對于第十二階模態(tài)，振形為拖板繞X軸擺動(dòng)?？梢钥闯龃采砼c拖板之間的V－平導(dǎo)軌結(jié)合面為結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)?？梢钥紤]加強(qiáng)V－平導(dǎo)軌與其上方部件之間的接觸壓力以提高拖板和床身的結(jié)合面剛度。

3.2 諧響應(yīng)分析

模態(tài)分析可得到整機(jī)的各階振型，但這僅僅表現(xiàn)出磨床各部位的相對振動(dòng)情況，還需對整機(jī)進(jìn)行諧響應(yīng)分析，以研究機(jī)床在動(dòng)態(tài)磨削力干擾下的抗振性能[12]。

在砂輪安裝部位的x，y，z方向上分別施加幅值為10 N，114 N和230 N的簡諧力，根據(jù)模態(tài)分析得到的大型螺紋磨床動(dòng)態(tài)特性，設(shè)置簡諧力頻率在0－200 Hz范圍內(nèi)，用該簡諧力對整機(jī)激振。圖6所示為該頻段簡諧力激勵(lì)下磨床的x，y，z方向諧響應(yīng)分析幅頻曲線，這是衡量機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的重要指標(biāo)。

圖6 磨床整機(jī)x、y、z方向諧響應(yīng)幅頻曲線Fig.6 x、y、z directions amplitude-frequency curve

由諧響應(yīng)幅頻曲線可知，x方向相對位移的最大值發(fā)生在45 Hz處，達(dá)0.071 mm;y方向相對位移的最大值發(fā)生在45 Hz處，達(dá)0.219 mm;z方向相對位移的最大值發(fā)生在45 Hz處，達(dá)0.163 mm。結(jié)合之前的模態(tài)分析可以認(rèn)為，在動(dòng)態(tài)磨削力激勵(lì)下第3階模態(tài)容易被激發(fā)，該磨床尤其y方向上的相對位移較大，影響了高品質(zhì)螺紋工件的加工質(zhì)量，在動(dòng)態(tài)磨削力干擾下的抗振性能有待提高。設(shè)計(jì)中如何適當(dāng)提高臺(tái)面與床身、床身與拖板以及拖板和砂輪架半圓筒底座的結(jié)合面法向剛度，以減小動(dòng)態(tài)磨削力下磨床的動(dòng)態(tài)變形，是進(jìn)一步提高該大型螺紋磨床動(dòng)態(tài)性能的關(guān)鍵。因此，在研究磨床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性時(shí)必須分析結(jié)合面接觸剛度的影響，進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化。

4 結(jié)合面影響分析及參數(shù)優(yōu)化

4.1 結(jié)合面剛度對整機(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響

磨床整機(jī)的動(dòng)態(tài)特性除了受部件本身固有特性影響外，還受部件間結(jié)合面的影響，結(jié)合面對機(jī)械結(jié)構(gòu)的影響主要表現(xiàn)在固有頻率和固有振型。改變結(jié)合面法向和切向接觸剛度，通過模態(tài)分析得到磨床整機(jī)前七階固有頻率，以分析整機(jī)結(jié)合面接觸剛度對系統(tǒng)固有頻率的影響[13]。圖7分別為磨床整機(jī)前七階模態(tài)固有頻率隨等效剛度(床身和臺(tái)面結(jié)合面、床身和拖板結(jié)合面、拖板和砂輪架半圓筒底座結(jié)合面)的變化曲線，其中KN1和KT1分別為床身和臺(tái)面結(jié)合面的法向和切向剛度;KN2為床身和拖板結(jié)合面的法向剛度;KN3為拖板和砂輪架半圓筒底座結(jié)合面的法向剛度。(圖中Fi(i=1，…，7)分別表示整機(jī)第i階模態(tài)頻率。由于固頻Fi隨切向剛度 KT2和 KT3的變化趨勢與固頻 Fi隨KT1的變化趨勢相似——均已趨向于穩(wěn)定，所以文中不再列圖)。

通過分析可知，磨床整機(jī)模態(tài)固有頻率隨著結(jié)合面剛度值的變化呈非線性變化，總體上隨剛度值的增大而有增大的趨勢，但剛度增大到一定程度時(shí)，系統(tǒng)固有頻率趨于穩(wěn)定。

圖7 磨床前七階固有頻率隨接觸面等效剛度的變化曲線Fig.7 The first seven natural frequency with the change of joint surface stiffness

改變床身和臺(tái)面法向剛度值KN1，對整機(jī)前七階固有頻率較為敏感，當(dāng)KN1值增大到6.2×108時(shí)，整機(jī)固有頻率趨于穩(wěn)定;改變床身和拖板法向剛度值KN2，對整機(jī)一、二、三、六階固有頻率較為敏感，當(dāng)KN2值增大到108時(shí)，整機(jī)固有頻率趨于穩(wěn)定;改變拖板和砂輪架半圓筒底座法向剛度值KN3，對整機(jī)一、二、三、四、五階固有頻率較為敏感，當(dāng)KN3值增大到6.68×107時(shí)，整機(jī)固有頻率趨于穩(wěn)定。

從曲線圖7可看出:在表2所示的各主要結(jié)合面切向剛度值的附近時(shí)，固有頻率已經(jīng)趨于穩(wěn)定，改變結(jié)合面切向剛度值對該磨床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性影響較小，而對整機(jī)固有頻率較為敏感的結(jié)合面法向剛度值是導(dǎo)致振動(dòng)的主要原因。這與之前模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析所得的結(jié)論相符。因此，結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化時(shí)應(yīng)將結(jié)合面法向剛度值作為主要優(yōu)化變量。

4.2 結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化

根據(jù)模態(tài)分析、諧響應(yīng)分析以及剛度－固頻靈敏度分析結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)該磨床整機(jī)結(jié)構(gòu)中的結(jié)合面薄弱環(huán)節(jié)包括床身和臺(tái)面結(jié)合面法向剛度，床身和拖板結(jié)合面法向剛度，拖板和砂輪架半圓筒底座結(jié)合面法向剛度，根據(jù)圖7，并考慮到結(jié)合面剛度值實(shí)際的提高空間，將床身和臺(tái)面結(jié)合面法向剛度KN1提高到1.24×108，床身和拖板結(jié)合面法向剛度KN2提高到2×107，拖板和砂輪架半圓筒底座結(jié)合面法向剛度KN3提高到1.336×107，再次進(jìn)行模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析。表5對比了結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化前后整機(jī)固有頻率的變化情況，表6列出了結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后諧響應(yīng)分析得到的x、y、z三方向最大位移幅值的變化，圖8為結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后三個(gè)方向上的諧響應(yīng)分析幅頻曲線，表7為結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化前后靜剛度的變化。

表5 結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化前后整機(jī)固有頻率比較Tab.5 Natural frequency comparison after optimizing parameters

表6 結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化前后整機(jī)幅頻峰值比較Tab.6 Peak amplitude change in the x、y、z directions

表7 結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化前后靜剛度比較Tab.7 Static stiffness comparison after optimizing parameters

圖8 結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后諧響應(yīng)分析幅頻曲線Fig.8 x、y、z directions amplitude-frequency curve after optimizing parameters

從表5可以看出，結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后，整機(jī)的模態(tài)固有頻率均有不同程度提高，其中一階固有頻率提高達(dá)到10%。

從表7可以看出，結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后，整機(jī)靜剛度有了明顯提高，x，y，z方向分別為15%，19%和7%。

從表6和圖8中可以看出，結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后，整機(jī)的共振幅值降低了約1/2，原機(jī)床的振動(dòng)得到了很好的抑制。

5 結(jié)論

采用彈簧阻尼單元來模擬結(jié)合面的接觸特性，應(yīng)用吉村允孝提出的結(jié)合面剛度阻尼計(jì)算方法確定各結(jié)合面參數(shù)，使用ANSYS建立的基于結(jié)合面特性的大型螺紋磨床的有限元模型中并進(jìn)行靜態(tài)、模態(tài)和諧響應(yīng)分析，進(jìn)而開展結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化研究，改善了整機(jī)的靜動(dòng)態(tài)特性。

(1)靜力學(xué)分析結(jié)果表明，整機(jī)的3個(gè)方向靜剛度均比較好，抗變形的能力較強(qiáng)，相對而言，y方向的靜剛度最弱;從模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析結(jié)果可知:臺(tái)面與床身、拖板和砂輪架半圓筒底座以及床身與拖板的結(jié)合面是機(jī)床的薄弱環(huán)節(jié)。

(2)針對結(jié)合面薄弱環(huán)節(jié)，研究了改變各結(jié)合面剛度對整機(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響，得到相應(yīng)的剛度－模態(tài)固頻靈敏度曲線，識(shí)別出對整機(jī)動(dòng)態(tài)特性影響較大的結(jié)合面，分析可知:整機(jī)模態(tài)固頻隨著結(jié)合面剛度值的變化呈非線性變化，總體上隨剛度值的增大模態(tài)頻率有增大的趨勢，但剛度增大到一定程度時(shí)，系統(tǒng)固有頻率趨于穩(wěn)定;對整機(jī)固頻較為敏感的結(jié)合面法向剛度值是導(dǎo)致振動(dòng)的主要原因，而改變結(jié)合面切向剛度值對該磨床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性影響較小。

(3)對各結(jié)合面法向剛度值進(jìn)行優(yōu)化后對比可知:整機(jī)的模態(tài)固頻均有不同程度提高，其中一階固有頻率提高達(dá)到10%;整機(jī)靜剛度有了明顯提高，x，y，z方向分別提高了15%，19%和7%;整機(jī)的共振頻率亦有所提高，整機(jī)的共振振幅降低了約1/2，機(jī)床的振動(dòng)得到了很好的抑制，有效的提高了整機(jī)的靜動(dòng)態(tài)性能。同時(shí)也驗(yàn)證了文中考慮結(jié)合面參數(shù)的整機(jī)分析方法的可行性。

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