摘要: 結合（hé）VMC850E 加工中心的跟蹤（zōng）模態測試數據，對整機的有限元模型進行修正並進行模態分析，得到了整機模態分布表; 考慮到（dào）現有測試方案中沒有排除（chú）主軸熱變形的影響，對現有方案進行改進，結合加工中心的模態（tài）分（fèn）析，發現了影響主軸動態誤差的主要原因: 主軸軸承發熱和共振。為主軸動態誤差的減小和機床切削參數優化提（tí）供理論基礎。

     關鍵詞: 模態分析; 主軸動態誤差（chà）; 主軸軸承發熱; 共振
 

     主軸是VMC850E 立式加工中心的核心部件，其動態誤差直接影響到機（jī）床的工作性能（néng）和壽命、工件工（gōng）圓度、表麵粗糙度和平麵度等［1］。主軸動態誤差包括3 種形（xíng）式: 徑向跳動誤差、軸向竄動誤差和角度（dù）擺動誤差（chà）。通常這3 種形式的誤差並不獨立存在（zài），其（qí）反（fǎn）映到工件上的加工誤差也是3 種形式的綜合影響（xiǎng），也稱為主軸（zhóu）軸（zhóu）心漂移 現有很多關於主軸（zhóu）的動態誤差方麵的研究（jiū），孫豔芬（fēn）［3］等分析（xī）了主軸回轉誤差對工件（jiàn）加工精度的影響;劉闊（kuò）［4］等針（zhēn）對立式加工中心主軸動態誤差提出測試方（fāng）案及相關（guān）分析; 彭萬歡等［5］分析了主軸偏心的影響和作（zuò）用原理，並提出了（le）合適的偏心消除方法。

     本文（wén）依托VMC850E 加工中心的跟蹤裝（zhuāng）配模（mó）態測試數據，對有限元模型進行修正並進行模態分析，得到前9階模態（tài）振型和固有頻率。現有對主軸回轉（zhuǎn）誤差的測試方案並沒有排除主軸熱變形對其（qí）影（yǐng）響，因此文中對現有方案進行改進（jìn），得到不同轉（zhuǎn）速下的主（zhǔ）軸（zhóu）回轉誤差試驗數據。結合（hé）有限元模型計（jì）算得到的模態分布結果，對主軸動態誤差峰值和（hé）對應頻率進行了分析，發現影響主軸動態誤差的兩大主要原因: 主軸軸承發熱和（hé）共振。

      
  
                       表1 整機前九階固有頻率與振（zhèn）型

    
  
  
    2 、改進（jìn）測試方案
 
    
    文獻［4］中對主軸動（dòng）態誤差測試的現有方（fāng）案采用“升速至測試轉速－ 測試－ 升速至下一測試轉速－ 測試”方法，每種轉速（sù）下測（cè）試3 次，溫度: 16 ～ 22 ℃，實驗條件: 機床在冷態下開始，滿足試驗前12 h 內不工作（zuò），試驗時不許中途停車。現有方案測試出的數據限於篇幅不再列出。

     為排除主軸熱變（biàn）形對主（zhǔ）軸動（dòng）態誤差（chà）的影響，采用“升（shēng）速至（zhì）測試轉速－ 測試－ 主軸降速停止－ 冷卻－ 升（shēng）速至下一測（cè）試轉（zhuǎn）速”這種（zhǒng）新方案進行測試，得到如表2 ～ 4 所示的測試數據。測試設備為: API SPN － 300 主軸動態誤差分析儀、配套的測試軟件、3 個電容式傳感器、夾具和電（diàn）源等; 采樣速率為256 000 次/s。測（cè）試的（de）誤差（chà）項目為（wéi）主軸2 個方向的徑向平均誤差和異步誤（wù）差、軸向平均誤差和異步誤差。各個誤差含義為［4］:平均誤（wù）差－ 機床在理想切削條（tiáo）件下（xià）所能（néng）加工出工件的最好圓度; 異步誤差是總誤差運動對平均誤差運動的偏離，代表（biǎo）在理想切削條件下機床所能（néng）獲得的加工表麵粗（cū）糙度。

     將新方案得到的（de）測試數據（jù）導入MATLAB，結合現有方案得到的數據，繪製兩種方案對比曲線( 即主軸徑向平均（jun1）誤差和異步誤差與轉速的關係) 如圖3 所示。由圖3 發現，新方案（àn）中主軸動態誤差排除了主（zhǔ）軸熱變形的影響，其數值（zhí）比現有（yǒu）方案大大減小。說（shuō）明主軸軸承發（fā）熱引起的熱不平衡量導致動態數（shù）值明顯（xiǎn）增大，通（tōng）過減少發（fā）熱（rè），可以{ 有效減小（xiǎo）動態誤差（chà）。將（jiāng）圖3進一步與模態分（fèn）布表1 相比較可發現（xiàn）: ( 1) 在2 500r /min、6 500 r /min出現波動峰值，對應其頻率為42 Hz、108． 3 Hz，其數值接近整（zhěng）機模態的2、9 階固有頻率;( 2) 在1 000r /min、5 000 r /min、6 500 r /min 出現波動峰（fēng）值，其對應頻率（lǜ）為: 17 Hz、83 Hz、108． 3 Hz，其數值接近整機模態的1、6、9 階固有頻率; ( 3 ) 在2 500r /min、4 000 r /min、5 500 r /min 出現波動（dòng）峰（fēng）值，其對應頻率為: 42 Hz、67 Hz、92 Hz，其數值接近整機模態的2、5、7 階固有頻率; ( 4) 在4 500 r /min、5 500 r /min 出現波動峰值，其對應頻（pín）率（lǜ）為75 Hz、92 Hz，其數值接近整機模態的5、7 階固有頻率。由此發現（xiàn），主軸（zhóu）回轉誤差波動峰值源於由主軸箱對應的各階振動模態所引起的共（gòng）振。

 
                                  表2 主（zhǔ）軸徑向動態誤差測試數據

 
                                               表3 主軸軸向動（dòng）態誤差（chà）測試數據( 部（bù）分)

                                    表4 最小徑向間隙( 部分)

  
      3 、結語
   
     根據跟蹤裝配模態測試數據，對VMC850E 加（jiā）工中心有限元（yuán）模（mó）型進行（háng）修（xiū）正並進行模態分析得（dé）到前九階固有頻率和振型，采用API 動態誤差分析儀對加（jiā）工中心主軸的（de）徑向（xiàng）平均誤差和異步誤差、軸向平均誤差和異步誤差以及主軸最小徑向間距進行（háng）了測試，由於現有測試方法中沒有排除（chú）主軸熱變形（xíng）的影響，對方法進行改進並得到詳細的測試數據，仿真出（chū）各誤差項（xiàng）與轉速的關係圖，最後結合有（yǒu）限元分（fèn）析得到的模態結果進行比較，發現主軸軸（zhóu）承發熱（rè）和共振是影響主軸動態（tài）誤差的主要原因。所以，要保證主軸平（píng）穩運行，獲得（dé）較高的表麵加工質量則必須使工作轉（zhuǎn）速嚴格避開整機及刀具－ 主軸係統的各階（jiē）固有頻率。