程 杰

（上海機床廠有限公司 200093）

機床主軸系統(tǒng)作為大多數(shù)金切機床的核心部件，其運動精度和結構剛度是決定該機床加工質(zhì)量及切削效率的重要因素。典型金切機床的主軸均設計有至少一個錐孔用于其承載對象的定位。作為產(chǎn)品精度控制的核心環(huán)節(jié)，錐孔加工尤為重要。

內(nèi)圓磨具受到工件孔徑的限制：砂輪直徑較小、線速度低、損耗快。特別是在錐孔磨削中，還會出現(xiàn)母線不直，錐孔表面出現(xiàn)軸向振痕等磨削缺陷。錐孔磨床為克服上述缺陷，其內(nèi)圓磨具除具有高轉速、高精度的基本能力外還必須具備高剛度及抗振等性能。

內(nèi)圓磨床的內(nèi)圓磨具一般采用整體式結構，而萬能外圓磨床的內(nèi)圓磨削采用接長桿的形式，這種簡易的解決方案除了實現(xiàn)機床磨削狀態(tài)快速切換外僅需通過更換接長桿便可以實現(xiàn)磨削深度與砂輪直徑大小的變更。但缺點是剛性差，與整體式內(nèi)圓磨具尚存在一定的差距。

本文以一臺高精度數(shù)控主軸錐孔磨床為研究對象，在相同的平臺及工況，對比接長桿式內(nèi)圓磨具與整體式內(nèi)圓磨具的設計，優(yōu)化設計參數(shù)，并在之后的應用中得以驗證。

1 內(nèi)圓磨具模型搭建

為了比對接長桿式內(nèi)圓磨具與整體式內(nèi)圓磨具這兩種形式的各項參數(shù)，分別建立初步模型，如圖1、圖2所示。

圖1 接長桿式內(nèi)圓磨具

圖2 整體式內(nèi)圓磨具

可以看出這兩種磨具主軸的支撐形式相同，主要區(qū)別在于接長桿加大了砂輪與主軸前支撐之間的距離，形成懸臂結構?？紤]到剛性及適用場合，整體式內(nèi)圓磨具使用直徑Φ70 mm砂輪，接長桿式內(nèi)圓磨具使用直徑Φ40 mm砂輪。

2 內(nèi)圓磨具分析對比

使用Solidworks建立模型后導入至HyperMesh進行網(wǎng)格劃分、材料定義完成后便可以利用軟件進行各項分析比對。

2.1 僅受重力作用下的變形

首先分析在重力作用下各磨具的變形情況。最終使用 ABAQUS得到的變形量為：接長桿式磨具1.7284 e-003 mm；整體式磨具 2.0669 e-003 mm。

2.2 磨削力作用下的靜態(tài)分析

根據(jù)經(jīng)驗公式得出最大磨削力徑向為200 N，法向為60 N。加載至上述已經(jīng)建立的兩個模型，如圖3、圖4所示。

圖3 接長桿式內(nèi)圓磨具受力圖

形變及應力由圖5、圖6所示，接長桿內(nèi)圓磨具最大形變 3.272 e-002 mm 最大應力 31.521 MPa，整體式內(nèi)圓磨具最大變形 1.374 e-002 mm最大應力 7.6042 MPa?？梢园l(fā)現(xiàn)兩種磨具最大形變處均出現(xiàn)在最前端砂輪處。最大應力方面，接長桿式內(nèi)圓磨具最大應力出現(xiàn)在接長桿與主軸連接處，而整體式內(nèi)圓磨具最大應力出現(xiàn)在前軸承的后端（體殼最大形變處）。綜合靜態(tài)分析的結果顯示，接長桿式內(nèi)圓磨具的剛性弱于整體式內(nèi)圓磨具。

圖5 接長桿式內(nèi)圓磨具形變及應力分布情況

圖6 整體式內(nèi)圓磨具形變及應力分布情況

2.3 振動模態(tài)分析

振動模態(tài)是彈性結構固有、整體的特性。通過模態(tài)分析方法，搞清楚了結構物在某一易受影響的頻率范圍內(nèi)的各階主要模態(tài)特性，可以預言結構在此頻段內(nèi)外部或內(nèi)部各種振源作用下產(chǎn)生的實際振動響應。利用有限元方法對上述磨桿模型進行模態(tài)分析，結果如表1、表2所示。

表1 接長桿式內(nèi)圓磨具各階模態(tài)

表2 整體式內(nèi)圓磨具各階模態(tài)

表1、表2中磨具的1階模態(tài)均在20 000 r/min以上，考慮到設計最大轉速為15 000 r/min，故不會有共振現(xiàn)象產(chǎn)生。同時接長桿式內(nèi)圓磨具有較高的1階模態(tài)數(shù)值，其機械性能更為穩(wěn)定。

2.4 諧響應分析

諧響應分析能夠確定一個結構在已知頻率的正弦載荷作用下的動力性能。磨具的受力狀態(tài)與靜態(tài)時相同，導入后得出在各頻率下形變圖譜。該動態(tài)分析結果能更為直觀了解內(nèi)圓磨具在一定線速度下的受力形變情況。

比較形變結果，選用常規(guī)砂輪線速度15 m/s及25 m/s。接長桿式內(nèi)圓磨具采用砂輪直徑Φ40 mm，線速度15m/s時得出f=119 Hz，最大形變?yōu)?.892 e-002 mm；線速度25 m/s時，得出f=199 Hz，最大形變?yōu)?.154 e-002 mm，如圖7所示。

圖7 接長桿式內(nèi)圓磨具頻率響應圖（最大方向）

整體式內(nèi)圓磨具采用砂輪直徑 Φ70mm，線速度 15m/s時，得出f=68.2Hz，最大形變?yōu)?1.491 e-002mm；線速度25m/s時得出f=113.7Hz，最大形變?yōu)?.561 e-002mm，如圖8所示。

圖8 整體式內(nèi)圓磨具頻率響應圖（最大方向）

首先圖譜中均出現(xiàn)一個峰值，其對應的頻率正是該磨具的1階模態(tài)所處的頻率。其次1階模態(tài)之前的頻率下形變量均大于靜態(tài)時的形變。

2.5 對比結果

雖然接長桿式內(nèi)圓磨具較整體式內(nèi)圓磨具有更高的模態(tài)數(shù)值，但其本身的結構導致其在相同作用力下形變及應力分布均高于后者?？紤]到接長桿式內(nèi)圓磨具在實際使用中有更高的便捷性，為了達到更好的使用效果，對其進行結構進行改進設計。

3 接長桿式內(nèi)圓磨具改進設計

分析得到接長桿式內(nèi)圓磨具的薄弱環(huán)節(jié)在接長桿與主軸的連接處。結構改進重新確定接長桿的長度，為了補足接長桿長度的不足，增加前軸承的整體跨距。經(jīng)過多次參數(shù)選擇，從大量分析結果中找到一個合適的尺寸配置，將接長桿縮短30 mm同時將前軸承的擋圈增加 30mm，得到的結果，如表3所示。

表3 改進前后接長桿式內(nèi)圓磨具性能對比

由對比可見，優(yōu)化后的磨具在靜態(tài)受力下的剛性與改進前存在差異，而剩余的各項指標均優(yōu)于改進前。尤其是動載荷下的變形量有了明顯的提升。

4 試驗驗證

雖然經(jīng)過改進后，接長桿式內(nèi)圓磨具的性能有所提高，但距離整體式磨具還是有一些差距。遂按優(yōu)化后的接長桿式內(nèi)圓磨具方案建立試驗臺，測試該磨具在實際使用時的情況。

4.1 動平衡及溫升測試

內(nèi)圓磨具在使用時會產(chǎn)生振動影響磨削質(zhì)量，溫升會使磨桿伸長影響，磨削尺寸。在振動值不大于1.5μm；溫升不超過35℃時，采集的數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 試驗測量振動值及溫升

4.2 工件試磨

試件磨削要求及實測值如表5所示。

表5 工件試磨要求及實測值

實驗結果表明溫升隨轉速的上升而增加，振動在7200 rpm時出現(xiàn)了一個極值，雖然并未超過要求但與之前分析的情況存在一定的差異，這與各零件實際加工與材質(zhì)存在一定的關聯(lián)。試磨實驗的結果則完全符合設計要求。

5 結語

接長桿式內(nèi)圓磨具因其具有更強的工件參數(shù)適應性而得到越來越廣的使用。通過對接長桿式內(nèi)圓磨具與整體式內(nèi)圓磨具進行比較分析，為其剛性薄弱環(huán)節(jié)的設計優(yōu)化確定了具體的方向。而通過實驗平臺的搭建再次檢驗了這種科學分析的可靠性，為今后的產(chǎn)品開發(fā)提供一種直接有效的工具。