祝莉平 陳 玉 張建富 郁鼎文

(①南通科技投資集團有限公司，江蘇南通 226000;②清華大學(xué)機械工程系，北京 100084)

在機床工作過程中各部位熱源產(chǎn)生的熱量傳給機床各部位，溫升導(dǎo)致相應(yīng)零部件發(fā)生熱變形，并使機床在加工過程中工件與刀具之間相對位移發(fā)生變化，從而影響加工精度［1］。在精密加工中，由熱變形引起的精度損失高達總精度損失的40% ～70%［2］。

天津大學(xué)李書和等［3］分析了影響機床溫度場因素，在切削熱較小的情況下，機床主軸附近的溫度場主要受主軸轉(zhuǎn)速的影響，而環(huán)境溫度和其他因素對其影響較小。主軸系統(tǒng)中，最主要的兩大熱源是軸承摩擦產(chǎn)生的熱以及電動機帶來的熱量［4］。有限元法分析機床熱態(tài)已成為主流方法，準確的有限元分析模型除了需要準確定義機床的發(fā)熱和散熱條件外，結(jié)合面熱阻的定義也是關(guān)鍵之一。結(jié)合面熱阻是互相接觸的介質(zhì)之間的熱傳遞的重要參數(shù)之一，在機床熱態(tài)分析中對機床溫度分布有重要影響。

本文以南通科技投資有限公司生產(chǎn)的VCL1100立式加工中心為例，對其熱態(tài)有限元分析與實驗進行了研究。在全面分析機床空轉(zhuǎn)時發(fā)熱和散熱條件及結(jié)合面熱阻的情況下，建立整機熱態(tài)有限元分析模型，對其溫度場分布和熱變形進行了仿真分析，并與實驗獲取的結(jié)果進行比較和分析。仿真和測試結(jié)果對該加工中心的優(yōu)化設(shè)計提供了理論和實驗基礎(chǔ)。

1 機床熱態(tài)有限元建模與分析

1.1 機床熱態(tài)有限元建模

機床熱態(tài)性能有限元分析模型需要包括(如圖1):機床結(jié)構(gòu)有限元模型、機床熱屬性(零部件材料和結(jié)合面熱屬性)、熱態(tài)邊界條件(發(fā)熱和散熱條件)。在機床空轉(zhuǎn)時，發(fā)熱源主要包括電動機發(fā)熱和主軸軸承發(fā)熱，散熱主要包括冷卻系統(tǒng)的強制冷卻和空氣對流及熱輻射換熱。在已知的邊界條件下，立式加工中心的溫度變化及熱變形是由材料的比熱、密度、導(dǎo)熱系數(shù)、彈性模量及線脹系數(shù)等熱物性參數(shù)決定的。立式加工中心的各零部件的材料主要有20Cr、45#鋼和HT300這3大類，外部環(huán)境為自然對流的空氣，材料各項熱物性參數(shù)取手冊中數(shù)據(jù)的定常平均值。

該立式加工中心采用FANUC公司αiI 8/8000型號的主軸電動機，額定功率7.5 kW，電動機發(fā)熱傳遞到主軸箱體的發(fā)熱功率約為30 W。主軸支撐單元采用NSK角接觸球軸承7014CTYNDBBLP4。沒有對主軸組件內(nèi)部通冷卻油，而在其主軸箱體前部和兩側(cè)開有冷卻槽，通入循環(huán)冷卻液對主軸箱進行冷卻。根據(jù)相應(yīng)的經(jīng)驗公式，估算有限元分析模型所需的主軸軸承發(fā)熱功率、機床旋轉(zhuǎn)體對流換熱系數(shù)、表面和周圍空氣之間傳熱系數(shù)［5－6］。

整機熱態(tài)仿真分析時，為了獲得可靠的計算數(shù)據(jù)，需考慮結(jié)合面熱阻的影響。在ANSYS軟件熱態(tài)仿真環(huán)境中，結(jié)合面的屬性有Thermal Conductance選項，它的大小就是結(jié)合面熱阻的倒數(shù)，可以通過設(shè)定該選項的值來添加結(jié)合面處的熱阻。

表1 模型中主要結(jié)合面采用的熱阻表

本研究考慮對機床傳熱及變形影響較大的主要結(jié)合面處的熱阻，如主軸軸承內(nèi)、外圈與主軸、軸套結(jié)合面的熱阻，軸套與主軸箱結(jié)合面的熱阻，主軸箱與立柱結(jié)合面的熱阻，標(biāo)準測試棒與錐套結(jié)合面的熱阻。根據(jù)結(jié)合面兩側(cè)零部件的材料屬性及表面形貌，接觸介質(zhì)和壓強，代入清華大學(xué)結(jié)合面熱阻數(shù)據(jù)庫，可以獲得立式加工中心關(guān)鍵結(jié)合面處的熱阻如表1所示。

為了便于有限元分析，對整機結(jié)構(gòu)進行必要的簡化。如圖2所示為劃分網(wǎng)格后的有限元模型，總共劃分227 127個單元和409 884個節(jié)點。

1.2 仿真分析結(jié)果

利用以上熱態(tài)分析模型，可獲得不同轉(zhuǎn)速時整機溫度場和熱變形。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速設(shè)定為4 000 r/min時，設(shè)定立式加工中心的整機初始溫度為25.4℃，瞬態(tài)熱仿真的時間設(shè)定為23 400 s。整機熱態(tài)性能仿真結(jié)果如圖3所示。

表2 溫度傳感器的編號及位置分布

表3 溫度場有限元實驗仿真結(jié)果對比表

2 機床熱態(tài)測量實驗設(shè)計

2.1 溫度傳感器的布置

主軸空轉(zhuǎn)時，機床主要熱源分布在主軸區(qū)域和主軸箱附近。結(jié)合實際測量時的空間限制，32套PT100鉑電阻溫度傳感器的布置如表2所示。圖4給出了溫度傳感器t9～t28在VCL1100主軸箱的安裝位置。

2.2 位移傳感器的布置

將BT40主軸精度檢測棒安裝到VCL1100機床上，用optoNCDT1700型和LK－031型CCD激光位移傳感器分別測量BT40主軸精度檢測棒軸心位置沿機床X、Y方向相對工作臺的熱變形位移量，用EX－305V型渦電流位移傳感器測量BT40主軸精度檢測棒底端相對工作臺的熱變形位移量。位移傳感器的布置如圖5所示。

3 結(jié)果對比與分析

3.1 溫度場對比

通過2.1節(jié)介紹的實驗方案，獲取機床關(guān)鍵點溫度，與VCL1100立式加工中心溫度場的有限元仿真結(jié)果進行對比。分別取主軸法蘭上的編號為t7的傳感器、主軸箱前端面主軸軸承處的編號為t11的傳感器、主軸箱上端打刀缸處的編號為t20的傳感器和主軸箱側(cè)面靠近電動機端的冷卻槽處的編號為t24的傳感器的仿真溫升與實驗溫升值進行比較，如表3所示?？梢姡鬓D(zhuǎn)速下的仿真值與實驗值誤差在10%以內(nèi)，溫度場仿真結(jié)果可信度較高。

3.2 熱變形有限元仿真與實驗結(jié)果對比

通過2.2節(jié)介紹的實驗方案，獲取主軸驗棒的三向位移量，與VCL1100立式加工中心的熱變形的有限元仿真結(jié)果進行對比，如表4所示?？梢?，沿Y和Z方向，各轉(zhuǎn)速下的仿真值與實驗值誤差在10%以內(nèi)，仿真結(jié)果準確性高。

表4 熱變形有限元仿真與實驗結(jié)果對比表

沿X方向的各轉(zhuǎn)速下的仿真誤差較大，因為該結(jié)構(gòu)形式的機床沿X向為高度對稱結(jié)構(gòu)，仿真模型中的熱源和熱邊界條件也是沿X向?qū)ΨQ分布，不考慮其他機構(gòu)引入的熱及結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，單純由主軸發(fā)熱引起的X向變形很小，實測出其熱變形值也很小，因此較小的仿真絕對誤差會導(dǎo)致相對誤差特別大。實際上，X方向熱變形量遠小于其他兩個方向，對機床加工精度的影響不大，因此這里在對機床熱態(tài)性能的評價時，主要依據(jù)機床在Y向和Z向?qū)嶒炛蹬c仿真值。

4 結(jié)語

本文研究了立式加工中心的熱態(tài)性能仿真技術(shù)，通過建立VCL1100立式加工中心的有限元仿真模型，對ANSYS熱－結(jié)構(gòu)耦合仿真所需的邊界條件進行了分析，在考慮結(jié)合面熱阻的情況下，對VCL1100立式加工中心在不同轉(zhuǎn)速下的整機熱態(tài)性能進行仿真分析，并與實驗測量的結(jié)果進行對比驗證。

(1)整機溫度場和整機沿Y、Z方向的熱變形仿真結(jié)果與實驗測量結(jié)果的誤差基本在10%以內(nèi)。

(2)整機熱變形沿X方向的仿真誤差較大?？紤]到VCL1100結(jié)構(gòu)對X方向而言就較好的熱對稱性，發(fā)熱導(dǎo)致的主軸X向熱變形絕對值很小，較小的絕對誤差就會導(dǎo)致相對誤差較大。因此對該結(jié)構(gòu)性形式的機床熱態(tài)性能仿真效果進行評價時，應(yīng)主要依據(jù)機床在Y向和Z向的熱變形結(jié)果。

(3)基于以上兩點，本文所建立的熱態(tài)分析有限元模型可靠性較高，能夠為進一步的熱態(tài)性能優(yōu)化提供了仿真依據(jù)。

［1］王金生.XK717數(shù)控機床熱特性研究［D］.浙江:浙江工業(yè)大學(xué)，2004.

［2］Bryab J.International status of thermal error research［J］.Annals of CIRP，1990，39(2):645 －656.

［3］Li S H，Zhang Y Q，Zhang G X.A study of pre－compensation for thermal errors of NC machine tools［J］.International Journal of Machine Tools and Manufacture，1997，37(12):1715 －1719.

［4］曹駿.HTM850G數(shù)控加工中心主軸系統(tǒng)的熱特性研究［D］.浙江:浙江大學(xué)，2007.

［5］Chen T y，Wei W J，Tsai J C.Optimum design of headstocks of precision lathes［J］.International Journal of Machine Tools ＆ Manufacture，1999(39):1961－1977.

［6］周芝庭，馮建芬.基于ANSYS的加工中心機床熱特性有限元分析［J］.機械制造與研究，2008，37(6):22 －24.