王 娟, 湯曉華, 李 健, 趙 蕾

高速機(jī)床的“心臟部件”是電主軸,是精密、高速且承受較大徑向和軸向切削負(fù)荷的旋轉(zhuǎn)部件.軸承在運(yùn)轉(zhuǎn)過程中會發(fā)熱,導(dǎo)致主軸在徑向和軸向都會產(chǎn)生一定的熱應(yīng)變,且隨著轉(zhuǎn)速越高,發(fā)熱越嚴(yán)重,熱變形也越大.當(dāng)發(fā)熱量過大或溫升超過一定值時,主軸將無法正常工作.若電主軸系統(tǒng)的熱平衡問題不能得到很好的解決,就會引起主軸的變形、影響材料的加工精度、降低主軸系統(tǒng)的使用壽命.為了減少電主軸的溫升和熱變形,必須對高速電主軸的熱態(tài)特性進(jìn)行分析[1].本文利用ANSYS有限元軟件,基于力學(xué)及熱傳導(dǎo)知識,對主軸在工作過程中的溫度場進(jìn)行了精確分析.

1　高速木工機(jī)械電主軸的結(jié)構(gòu)

與普通的金屬切削機(jī)床的工作條件不一樣,木工切削機(jī)床加工的材料是木材或者木質(zhì)復(fù)合材料,木材纖維與金屬材料不同,沒有均勻的金相組織,而是具有一定的方向性,加工時切削力的波動較大.另外,由于加工環(huán)境粉塵比較多,木材加工為了防止污染成品不允許液體潤滑和冷卻.因此木工機(jī)械電主軸需要經(jīng)過特殊設(shè)計(jì)才能進(jìn)行生產(chǎn)制造.與金屬切削電主軸相比,它大致有以下特點(diǎn):

1)主軸密封要求比一般電主軸要求更高.因?yàn)槟竟C(jī)械和金屬切削用的加工對象不一樣,切削過程中會產(chǎn)生大量的粉塵,因此其使用環(huán)境比金屬切削電主軸要惡劣,密封要求就更高.

2)金屬切削電主軸允許對軸承進(jìn)行油—?dú)鉂櫥?采用冷卻液對切削區(qū)進(jìn)行冷卻和排屑,和對電機(jī)定子進(jìn)行強(qiáng)制冷卻等,而木材很容易被液體污染,所以木工機(jī)械一般采用風(fēng)冷方式來對電主軸進(jìn)行散熱,即采用強(qiáng)力抽風(fēng)設(shè)備來抽取切屑過程中產(chǎn)生的粉塵.

3)木工機(jī)床由于外型、工作環(huán)境和生產(chǎn)成本的因素,導(dǎo)致了它不能完全使用和金屬切削用高速電主軸一樣的軸承.

根據(jù)上述分析,最終完成木工機(jī)械用高速電主軸樣機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1.

圖1　高速電主軸樣機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1　Simple structure of high speed motorized spindle

2　電主軸熱源分析

軸承的摩擦發(fā)熱和內(nèi)裝式電機(jī)的損耗發(fā)熱是高速木工機(jī)械電主軸的兩個主要內(nèi)部熱源.

2.1　內(nèi)裝式電動機(jī)的損耗發(fā)熱

電機(jī)轉(zhuǎn)子和定子的發(fā)熱來源于電機(jī)的損耗.電機(jī)的損耗一般分為4類:機(jī)械損耗、磁損耗、電損耗和附加損耗.前3類為主要損耗.附加損耗在總的損耗中所占的比例很小,約為1% ～5%[2].

2.2　軸承的摩擦發(fā)熱[3]

引起軸承發(fā)熱的原因很多且很復(fù)雜,主要有高速下所受陀螺力矩產(chǎn)生的滑動摩擦、滾子與滾道的滾動摩擦、潤滑油的黏性摩擦等.根據(jù)Palmgren公式,軸承滾動體與滾道間接觸區(qū)的摩擦發(fā)熱量為

式(1)中,Qf——軸承摩擦發(fā)熱量,W;

M——摩擦總力矩,N·mm;

n——軸承轉(zhuǎn)速,r/min.

摩擦總力矩M由M1(N·mm)和M2(N·mm)兩部分組成.M1(N·mm)是和滾動體與滾道間接觸彈性變形量、軸承負(fù)荷大小及滑動摩擦有關(guān)的摩擦力矩分量,M2(N·mm)是和潤滑劑用量、黏度、軸承負(fù)荷大小及軸承轉(zhuǎn)速有關(guān)的摩擦力矩分量.在滾動軸承的摩擦力矩總量M中,當(dāng)軸承處在低速重載下運(yùn)轉(zhuǎn)時,M1分量將顯得明顯,而在高速輕載運(yùn)轉(zhuǎn)時,M2分量將占主要部分.

式(2)、(3)中,f1——取決于軸承設(shè)計(jì)與載荷的系數(shù);對于角接觸球軸承

其中,P0——軸承的當(dāng)量靜載荷,N.

對于角接觸球軸承,其當(dāng)量靜載荷按下述兩式計(jì)算,并取其中較大值.

式(4)中,X0——徑向載荷系數(shù);

Fr——徑向負(fù)荷,N;

Y0——軸向載荷系數(shù);

Fa——軸向負(fù)荷,N;

C0——軸承額定靜載荷,N.

對于接觸角為15°的雙列球軸承,X0=1,Y0=0.92;對于雙列角接觸球軸承,可按式(5)計(jì)算(若所得的P1小于Fr,則取P1=Fr)

P1為決定軸承摩擦力矩的計(jì)算載荷,N.

軸承中徑dm(mm)為

式中,d——軸承內(nèi)徑,mm;

D——軸承外徑,mm.

當(dāng)νn≥2 000時,

當(dāng)νn＜2 000時,

式(6)、式(7)中,f0——取決于軸承設(shè)計(jì)和潤滑方式的系數(shù),對于雙列油脂潤滑軸承,f0=4;

ν——運(yùn)轉(zhuǎn)溫度下潤滑劑的運(yùn)動黏度,mm2/s.

研究對象以北京林機(jī)所研制的HSL110木材加工高速電主軸為實(shí)例.其主軸電機(jī)和軸承的部分技術(shù)參量如表1、表2.

表2　主軸軸承參數(shù)Tab.2　Parameter of shaft bearing

3　電主軸的熱態(tài)特性有限元分析

3.1　構(gòu)建有限元模型

高速木工機(jī)械電主軸的結(jié)構(gòu)如圖1.建模時,轉(zhuǎn)子和定子都可看成厚壁圓筒,分布熱源的容量相當(dāng)大,熱量通過內(nèi)、外表面散到周圍介質(zhì)中去.由圖1可知,整體上高速木工機(jī)械電主軸可視為軸對稱結(jié)構(gòu),只需取電主軸剖面的一半建模即可.由于高速木工機(jī)械電主軸采用風(fēng)冷卻套進(jìn)行散熱,而風(fēng)冷卻套又是一個方形結(jié)構(gòu).為了簡化計(jì)算,所以建模時風(fēng)冷卻套就不參與建模,只是在求解加載時把它的邊界條件加載進(jìn)去計(jì)算即可.所有的螺釘、通氣孔以及其它一些細(xì)小結(jié)構(gòu)忽略不計(jì),電主軸中的HSK拉刀機(jī)構(gòu)及后支座不參加有限元建模.經(jīng)上述簡化后,所得的有限元分析模型如圖2.

圖2　網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.2　Result of meshing

PLANE 55單元用于三維空間平面或軸對稱結(jié)構(gòu),具有熱傳導(dǎo)特性,該單元有4個節(jié)點(diǎn),節(jié)點(diǎn)自由度為溫度.因此進(jìn)行網(wǎng)格劃分選擇PLANE 55單元.網(wǎng)格劃分后的電主軸有限元模型(圖2),共有2 455個單元,2 854個節(jié)點(diǎn).

3.2　電主軸熱載荷的計(jì)算

高速木工機(jī)械電主軸的熱載荷主要是前、后軸承的生熱率和電機(jī)的生熱率.生熱率q指熱源單位體積的發(fā)熱量,單位為W/m3,如式(8)[4].

式(8)中,Q——熱源的發(fā)熱量,W;

V——熱源的體積,m3.

3.2.1軸承生熱率的計(jì)算

經(jīng)過計(jì)算可得,前軸承內(nèi)外圈接觸區(qū)的發(fā)熱量分別為180.34,209.4 W,后軸承內(nèi)外圈接觸區(qū)的發(fā)熱量分別為110.25,132.67 W,則前后軸承的總發(fā)熱量分別為Qf=389.74 W,Qr=242.92 W.由于軸承的旋轉(zhuǎn)速度很快,可把滾動體等效為一個圓環(huán),其截面積與滾動體的截面積相等,則前軸承的生熱率qf為14 489 434 W/m3,后軸承的生熱率為9 031 080 W/m3.

3.2.2電動機(jī)生熱率的計(jì)算

假定電機(jī)的額定功率損耗(Pn=0.6 kW)全部轉(zhuǎn)化為熱量 Q,其中1/3熱量由轉(zhuǎn)子產(chǎn)生[5](即Qr=0.2 kW),2/3由定子產(chǎn)生(即Qs=0.4 kW).轉(zhuǎn)子鐵心和定子鐵心都可視為厚壁圓筒,可以計(jì)算出轉(zhuǎn)子的生熱率為1 032 155 W/m3,定子的生熱率為562 777 W/m3.

3.3　電主軸的傳熱機(jī)制

1)電機(jī)轉(zhuǎn)子的傳熱;

2)軸承與周圍空氣的對流換熱;

3)電主軸前后密封環(huán)的對流換熱;

4)電主軸殼體與冷卻空氣之間的對流換熱;

5)電主軸與外部空氣的傳熱.

3.4　電主軸的穩(wěn)態(tài)熱分析

高速木工機(jī)械電主軸的穩(wěn)態(tài)熱分析在以下條件下進(jìn)行:

1)主軸轉(zhuǎn)速為nmax=18 000 r/min;

2)環(huán)境溫度為T=25℃.

熱源生熱率以及各部分對流換熱系數(shù)如表3.

表3　熱源生熱率以及各部分對流換熱系數(shù)Tab.3　Fever rate and coefficient of convection for each part

用ANSYS分析軟件對表3的參數(shù)進(jìn)行加載求解,該電主軸的穩(wěn)態(tài)溫度場分布如圖3.為了驗(yàn)證圖3所表示的電主軸狀態(tài)是否已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),再讓其運(yùn)行6 000 s后,其前、后軸承外圈的溫度變化如圖4.

圖3　電主軸溫度場Fig.3 Temperature field of high speed motorized spindle

由圖3可見,轉(zhuǎn)子鐵芯的溫度最高,最高溫度為135.564℃,經(jīng)粗略計(jì)算平均溫度約為129.4℃.轉(zhuǎn)子的發(fā)熱在鐵芯處累積是導(dǎo)致溫升較高的原因,再加上散熱條件不好,熱量不能快速有效地導(dǎo)出.并且發(fā)現(xiàn),轉(zhuǎn)子鐵芯偏前軸承方向的溫度較高,這是因?yàn)楦咚倌竟C(jī)械電主軸不同于其他的高速電主軸,它的內(nèi)部除了后軸承上方(圖1)安裝有獨(dú)立的風(fēng)扇使其降溫散熱外,沒有其他任何的散熱裝置.定子鐵芯的最高溫度值為49.57℃,位于定子鐵芯的內(nèi)表面.

圖4 電主軸前、后軸承外圈溫升變化Fig.4　Rising curve of temperature for front/back spindle

圖4表明,高速電主軸穩(wěn)態(tài)后再運(yùn)行約6 000 s時,前、后軸承外圈的溫度曲線保持不變,說明電主軸在圖3中已經(jīng)達(dá)到熱平衡狀態(tài).前、后軸承外圈溫度分別約為41.28,35.2℃.前后軸承的溫升分別為16.28,10.2℃,溫升比較大;溫差約為6.08℃.影響前、后軸承溫升較高的原因是轉(zhuǎn)子較大的發(fā)熱量及軸承本身發(fā)熱量較大.

4　降低溫升的主要措施

影響電主軸溫度分布的原因有很多種,電主軸的散熱效果一方面與主軸的發(fā)熱量有關(guān),另一方面與殼體的通風(fēng)散熱效率有關(guān).在電主軸風(fēng)冷冷卻系統(tǒng)中,電主軸發(fā)熱量一定,主要是研究合理的殼體結(jié)構(gòu)改善電主軸溫度場的分布.提高殼體的散熱面積可分為兩個出發(fā)點(diǎn):第一個出發(fā)點(diǎn)是在保證主軸的安裝尺寸、中心高的前提下,增大殼體的總面積.第二個是在總的殼體面積一定的情況下,盡可能增大風(fēng)道的通風(fēng)面積,提高風(fēng)道的分流效率.將殼體與軸承座相連接的地方設(shè)計(jì)成弧形,將所有風(fēng)流經(jīng)過的地方盡可能設(shè)計(jì)成圓形等等,都是改善殼體散熱效率的有力措施.

5　結(jié)束語

1)電主軸有兩個主要熱源:電主軸軸承的摩擦發(fā)熱和內(nèi)裝式電動機(jī)的損耗發(fā)熱.

2)電主軸達(dá)到熱平衡后,在轉(zhuǎn)子鐵心處出現(xiàn)了最高溫度,前后軸承處溫升也較大.

3)用分布加載熱分析得到了高速木工機(jī)械實(shí)際工作情況下電主軸的溫度場變化狀況,為有效控制主軸溫升提供了理論依據(jù).

4)由熱平衡分析可知,電主軸前端熱變形較大,在此基礎(chǔ)上提出了降低電主軸溫升、改善溫度場分布的主要措施.