摘要: 在（zài）對TK69 數控落地（dì）銑鏜床（chuáng）滑枕熱源分析的基礎上，計算出（chū）相關熱源的發（fā）熱量。利用（yòng）Pro /E 對（duì）滑枕進行三維建模，借助有限元分析軟件對其進行（háng）熱（rè）力學性能分析，分別（bié）研究滑（huá）枕伸出長度對熱（rè）變形的影響，主軸轉速對滑枕溫度場和熱變形（xíng）的影響（xiǎng）。並通過相關（guān）的實驗對分析的結果（guǒ）進（jìn）行驗證，對（duì）比發現分析的結果和實驗的（de）結果相差不大。為了進一步提高滑枕的熱力學性能，對（duì）其結構進行改進，通過對改進後的結構進行驗證，表明改進後的模型的（de）熱力學性（xìng）能同改進前（qián）相比有很大（dà）的提高。
 
         關鍵詞: 落地銑鏜床; 熱力分析; 性能研究; 實驗（yàn）研究（jiū）

         引言
 
         機床的發熱是影響機床（chuáng）加工精度（dù）的主要因素之一（yī），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）者對機床的熱學性能研究較多。但很多研究都基於軟件仿真階段，不能很好的證明（míng）所建模型的合理性。本文在此基礎上（shàng）通過對（duì）TK69 落地銑鏜床滑（huá）枕熱力學性能分析，並結合實驗對其進行熱（rè）學性能研究。
 
         1 、滑枕係統的熱源分析
 
         TK69 落地銑鏜床滑枕組件包（bāo）括滑枕、銑軸、鏜軸、軸承、電（diàn）機、進給（gěi）等部件組成［2-3］。通常影（yǐng）響銑鏜床熱特性（xìng）的因素包括: 切削熱、電（diàn）機發熱、傳動摩擦熱( 齒
輪（lún）、軸承) 及輻射熱。銑鏜床的（de）電機裝在滑枕組件（jiàn）外部對滑枕的影響甚微。因此，主要（yào）是內部軸承產生的熱量對其影響［4］。其滑枕內部結構如（rú）圖1 所示。 
 

                                       圖1 滑枕內部結構
   
         1． 1 軸承發熱量計算
 
         主軸在（zài）高速運轉時，軸承作為主要支撐會發出較多的熱量（liàng）。其熱量主要來（lái）源於摩擦（cā）力矩。摩擦力矩包括兩（liǎng）部分，一是由載荷引起（qǐ）的摩擦力矩，二（èr）是速度引起的摩擦力矩，兩（liǎng）者之和就是總摩擦力矩。

         
  
         式中n —軸承（chéng）轉速; Qb —軸（zhóu）承發熱量軸承的摩擦力矩並不是成線性關係，既使是同一型號（hào）的軸承，摩（mó）擦力矩也有不同，同時摩擦力矩（jǔ）也會隨時間變化而變化。現階段主（zhǔ）要采用Palmgren 提出的計算軸承摩擦力矩的近（jìn）似方法。他認為M0反應潤滑（huá）劑流體動力損耗［6-7］。
  
         
  
         利（lì）用式( 1) ～ ( 6) 計算主軸（zhóu）轉速為1000r /min 時三組軸（zhóu）承（chéng）的生熱率如表1。
 
                      表1 主軸轉速為1000r /min 時（shí）三組（zǔ）軸承（chéng）的生熱率

          
  
  
         1． 2 熱對流係（xì）數的（de）計算
 
         在銑鏜床運行中，滑枕（zhěn）受熱升溫，滑枕與軸承接觸屬於對流現象。根據傅裏葉方程
  
         

         對流係數與（yǔ）結構的種（zhǒng）類、物體狀態、物理性質、壁麵性質等有（yǒu）關，一般采用經驗加試驗的方法獲得。熱對流現象（xiàng）出現在滑枕與（yǔ）空氣、潤滑油（yóu）接觸位置，依（yī）據努謝爾特準則可得換熱係數
  
        
  
         2 、滑枕的熱學性能分析
 
         有（yǒu）限元軟件可以計算由於穩態熱載荷引起的溫度（dù）、熱流率、熱流密度、熱梯度等參數。在對滑（huá）枕進行熱學性能分析之前，首先要確定滑枕的材料屬性、約束條件、網格劃分標（biāo）準、載荷等相關參數。
 
         2． 1 滑枕溫度場有限元模型建立
 
         將建立（lì）滑枕組件幾何（hé）模型，以． igs 格（gé）式導入到有限元分析軟件中，通過合理的定義其材料類型（xíng）、劃分網格、定義約束條件。滑枕組件溫度場有限元模（mó）型如圖（tú）2 所示（shì）。
 

                     表2 滑枕的材料參數為材料導熱係數比熱泊鬆比
   
        

         
                        圖2 滑枕組件溫（wēn）度場有（yǒu）限元模型
 
         熱分析在按熱能流動是否與時間有關係，溫度（dù）場的（de）分析分（fèn）為穩態溫度場分（fèn）析和瞬態溫度場（chǎng）分析［7］。其中熱應力可以在熱分析（xī）之後進行，通過熱—結（jié）構耦合獲（huò）得（dé）結構的熱變形。
 
         2． 2 穩態熱分析
 
         建立（lì）的溫度場模型和邊界（jiè）約束條件，設定環境溫度為22℃。主軸轉速為1000r /min 時，分析得到滑枕在熱平衡（héng）時溫度分布情況如圖3 所示。

         
                                圖3 滑枕溫度場分（fèn）布圖
   
         從圖3 可以看（kàn）出滑枕（zhěn）最高溫（wēn）度為51． 672℃，最低溫（wēn）度29． 343℃。造成滑枕產生不均勻的溫度場可歸結為以下兩點:

         ( 1) 滑枕前端（duān）較為（wéi）封閉（bì），滑枕內部與外界散熱（rè）困難;
         ( 2) 滑枕前端三個軸（zhóu）承所（suǒ）受載荷最大，發熱量也最大，這是其前端溫升最大的主要原因。
  
         2． 3 瞬態熱分（fèn）析
 
         基（jī）於滑枕穩態分析的基礎上，對滑枕進行瞬態熱分析（xī），得到滑枕結構的最高溫度點和最低溫度點（diǎn）隨時間變化的曲（qǔ）線如圖4 所述（shù）。
 
         由圖4 可知當銑（xǐ）鏜床開始運（yùn）轉（zhuǎn）50min 時，溫度最高點變化比較慢，其原因是滑枕初始運（yùn）轉時溫度為環境溫度，且自身具有吸熱（rè）性能，短時間吸收（shōu）的熱量傳遞到滑枕的其（qí）它部位。50min 之內滑枕最高點（diǎn）溫度均未超過25℃。50min 以後滑枕最高點溫度不斷攀升，原因是主軸在高速旋轉（zhuǎn）的情況（kuàng）下，軸承發出熱量快速（sù）傳（chuán）遞（dì）給滑枕。在110min 以後溫度上升幅度變小，因為（wéi）滑枕主軸運轉一段時間以後，滑枕吸收了一部分熱量，熱傳遞減慢，整體（tǐ）結構（gòu）達到（dào）熱平衡狀態。
  

         
  
                  圖4 滑枕溫度最高點溫度（dù）變化曲線圖
 
         2． 4 滑枕伸出長度對熱變形影響
 
         在（zài）熱分析的基礎上，對滑枕進（jìn）行熱-力（lì）耦合分析，即將穩態溫度場分析結果作為熱載（zǎi）荷加載到滑（huá）枕力學模型中，對滑枕進行熱力（lì）耦合分析（xī）［7］。仿真分析時設置主軸轉速為1200r /min，對滑枕沿W 行程分（fèn）別為1200mm， 600mm， 200mm 三個位置時進行熱力學分析，對比三種工況下的熱變形（xíng）如圖5 所示。
 
         由圖5 可知，當滑枕行程越大（dà），前端麵每個位置點的熱位移越（yuè）大，其原因是銑鏜床沿W 軸進給時，絲杠傳動產生（shēng）大量熱能，造成絲杠受熱發生膨脹，間接造成滑枕端麵發生熱位移。當（dāng）滑枕內部絲杠處於不同位置時，由於滑枕內部（bù）各處受（shòu）熱膨脹有所差異，因此，應對滑枕內部潤滑油溫度進行控製（zhì），有效降低絲杠的熱膨脹程度，從而減小絲杆熱膨脹。

                        圖（tú）5 滑枕前端麵熱位（wèi）移與位置的關係
 
         2． 5 主軸轉速（sù）對溫度場和（hé）熱變（biàn）形影響
 
         由公式( 1) ～ ( 6) 可知，主軸轉速直接與軸承發熱量有（yǒu）關，進而影響到（dào）滑枕溫（wēn）度場和熱變形。本（běn）節（jiē）重（chóng）點分析滑枕在（zài）最大行程為1200mm，主軸轉速分別在1000r /min、1600 r /min、2000 r /min 三種（zhǒng）情況下滑枕（zhěn）溫度場和熱變形與時間關係。計算出前端軸承在三種轉速下生熱率分別9． 375 × 106W/m2、10． 072 × 106W/m2、12． 928 × 106W/m2。將三種轉速的生（shēng）熱率作為邊界條件對滑枕進（jìn）行瞬態溫度場分析和熱變形分析，研究滑枕最高溫度、端麵熱變形與時間的關（guān）係。

            
                         圖6 不同（tóng）轉速下最（zuì）高溫度與時間的關（guān）係
  

        
  
                          圖7 不（bú）同轉速下端麵熱位移與時間的關係
 
         由圖6 和圖7 可知，在銑鏜床運行中滑枕最（zuì）高點溫度不斷（duàn）升高，熱（rè）變形不斷增大。在機（jī）床剛開始運轉時滑枕（zhěn）前端軸承由於摩（mó）擦，溫度加（jiā）速上升。130min 後滑（huá）枕（zhěn）趨於熱平衡，溫度不再上升。同時滑枕端麵熱變形也在不斷增（zēng）大，變化是非線性的，當滑枕溫度場穩定後滑枕熱變形也不再變化（huà）。
 
         3 、滑（huá）枕（zhěn）溫度場及熱變形實驗（yàn）研（yán）究
 
         為（wéi）了驗證理論分析的正確性，本節將通過實驗對其進行驗（yàn）證。實驗中對滑枕主要熱源( 前端麵、外（wài）側麵、軸承處) 進行（háng）現（xiàn）場采集。
 
         3． 1 實驗條（tiáo）件和方案
 
         本實驗的目的是得到滑枕關鍵點位移與時間的變化關（guān）係。實驗采用精確度（dù）為0． 1℃的（de）四通的測溫儀測量現場溫度，用（yòng）精度（dù）為0． 001mm 千分尺對熱形變進行測量，現場測（cè）試如圖8 所示。

             
                             圖8 滑枕溫度場和熱變形測試現場
 
 
         3． 1． 1 測量點及溫度傳感器（qì）的布置
 
         在布置溫度傳感器時傳（chuán）感器應該盡量靠近熱（rè）源［8］，溫度傳感器的（de）布置如下:
 
         1) 滑枕端（duān）麵（miàn）和滑枕側麵（miàn）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（zhì）一個感器，測量溫度T3;
         3) 地麵放（fàng）置一傳感（gǎn）器，檢測周圍環（huán）境溫度T4。
 
         3． 1． 2 實驗規劃
 
         考慮機床實際的加工工況，采用如下實驗方案: ①車間初始溫度為22℃，機床主轉速度為1000r /min，連續運轉（zhuǎn）8000s。②機床連續運行160min，滑枕伸出主軸箱1000mm，轉速1000r /min。記錄各被測點（diǎn）的數據。
 
         3． 2 實驗數據分析
 
         3． 2． 1 各測量點溫度與時間變化趨（qū）勢
 
         通過（guò）實驗（yàn）測得各測溫點的溫度（dù）數（shù）據，其各測溫（wēn）點的溫度隨時（shí）間變化曲線（xiàn）如圖9。

                               圖9 各測量點溫度與時間趨勢
   
         從實驗數據可以得出，滑枕前端麵溫度從21. 1升到45. 3℃，在132min 後達到穩定，端麵溫升為24. 2℃，滑枕前端麵（miàn）溫度（dù）在前20min 溫（wēn）升較慢，28min 之（zhī）後溫升加快，平均溫升達0. 32℃，這主要是由於滑枕前端三個軸承的發熱，熱量通過（guò）熱傳遞傳到滑枕前端。滑枕（zhěn）側（cè）麵油膜處溫升上升趨勢和滑枕前端（duān）麵相同，溫度穩定後稍低為（wéi）40. 9℃，原因
是（shì）滑枕側麵有散熱孔。滑枕軸（zhóu）承處溫度從21. 1℃升（shēng）到56. 5℃，主要是由於（yú）滑枕軸承處是整個滑枕的熱（rè）源，軸承摩擦發熱，所以軸承處溫度最高。整個（gè）過程中，環境溫度溫升較小。
 
         3． 2． 2 各測量點熱變形隨時間（jiān）的變化關係（xì）
 
         通過實驗測量銑鏜床在運行160min 內（nèi）滑枕的熱變形情況如圖10。
 
         從實驗數據可知，滑枕在Y 方向的變形最大（dà），是由於滑（huá）枕內部軸（zhóu）承發熱（rè）和自重造成熱力（lì）耦合現象。銑鏜床運行後，軸承高速旋轉，滑枕溫度不斷攀（pān）升，當銑鏜床運行到125min 後滑枕達到熱平衡狀態，其（qí）熱變形量甚小。通過與滑枕熱（rè）變形有（yǒu）限分（fèn）析結（jié）果對比，驗證了有限元模型的可行性。

             
                                       圖10 實測（cè）熱變形曲線
 
         3． 3 有限元模型（xíng）實（shí）驗驗證
 
         實驗研究的工況是滑枕行程為600mm、轉（zhuǎn）速為1600r /min，測（cè）量獲得滑枕最高點溫度數據、端麵熱變形數據，並擬合相應（yīng）曲線。將實驗獲得的數據與有限元分析結果對比如圖11、圖12 所示。

             
                            圖（tú）11 滑枕最高點溫（wēn）度變化對比圖

                                 圖12 滑枕熱變形變化對比圖
     
         由圖11 可知，滑枕最高點溫度( 左端（duān）軸承處溫度) 隨銑鏜床運行的時間不（bú）斷（duàn）增加而升（shēng）高，運行135min 後達到熱平衡，溫度不再上升。理論計算滑枕達到熱平衡時最高點的溫度為54． 9，實驗測得滑枕達（dá）到熱平（píng）衡時最高點溫度為60． 28。滑枕溫度場分析中實驗溫度與有（yǒu）限元計算溫度最大誤差為10． 2%，由圖12 可知（zhī），滑枕（zhěn）端麵熱變形量隨運行時間的延（yán）長（zhǎng）而（ér）不斷增加，當135min 後達到熱平（píng）衡，其端麵熱位移也不再變化。實驗測得滑枕最大端麵熱變形為236． 47 μm，采用有限元計算法獲得端麵最大（dà）熱變形量為216. 68 μm。其兩種方（fāng）法得到的熱變形誤差在9． 7%，其所有誤差都在可接受的範圍內，從而驗（yàn）證了滑枕溫度場有限元（yuán）模型的正確性。
 
         3． 4 滑枕熱力學性能的改進
 
         由前麵分析可知（zhī）滑枕的溫（wēn）度場和熱力學性能欠佳，有必要進一步提高滑枕自身的熱力學性能。由於滑枕切削時三組（zǔ）軸承是主要熱源，可以（yǐ）在滿足滑枕靜、動剛度的前提下，滑枕鑄（zhù）造時在正麵開孔（kǒng），開孔後增大了滑枕與外部的熱對流，提高其熱力學性能（néng）。當主軸轉速為2000r /min 時，通過對改進後的模型分析得到穩態溫度場、瞬態溫度場、熱變形分析對比，其分析數據如表3 所示（shì）。
  

        
  
         圖13 改（gǎi）進後的滑枕三維模型
 

                               表3 滑枕改進前後熱性能對比（bǐ）

        
     
           4 、結論
   
         本文在溫度場和（hé）熱應力相關理論基礎上，通過計算（suàn）熱源發熱（rè）量、熱對流係數等邊界條件，建立滑枕溫度場有限（xiàn）元模型。研究滑枕穩態、瞬態和其伸（shēn）出主軸（zhóu）箱（xiāng）1200mm、600mm、200mm 時前端麵熱變形情況。通過分析主軸轉速為1000r /min、1600 r /min、2000 r /min時，探究主軸轉速對（duì）滑枕溫度場分（fèn）布和熱變形影響。搭建了滑枕溫度場和熱變（biàn）形（xíng）試驗方案，測（cè）量了滑枕端麵、側麵油膜、軸承處、環境溫度變化。通過對比溫度場和熱（rè）變形最大誤（wù）差分別在10． 2%、9． 7% 以內，分析誤差的來（lái）源，驗證了有限元模型的正確（què）性。在溫度場（chǎng）分析基礎上分（fèn）析滑枕（zhěn）熱力變形。並對滑枕的結構進行改進，從而提高了滑枕的熱力學性能。