孔 杰

?

鋼軌焊縫磨床床身動態(tài)特性分析及優(yōu)化

孔 杰*

(貴州電子信息職業(yè)技術(shù)學院 機電工程系, 貴州 凱里, 556000)

使用三維造型軟件建立鋼軌焊縫磨床的床身. 使用有限元分析軟件ABAQUS對床身做了模態(tài)分析, 獲得了床身的固有頻率和振型. 討論了不同的筋板結(jié)構(gòu)布局以及不同部位的筋板厚度對床身動態(tài)特性的影響. 最終通過增加床身的高度, 提高了床身的固有頻率.

磨床; 床身; 筋板; 模態(tài)分析

在整個鋼軌焊縫磨床的各個組成部分中, 床身所發(fā)揮的作用是非常重要的, 它起著支撐拖板、磨頭系統(tǒng)、夾持定位裝置等部件的作用. 床身采用一次性整體澆鑄, 具有較好的剛性和抗變形能力. 為了便于設(shè)備移動, 配有3組滾輪(中間一組滾輪帶有偏心套, 偏心量為5 mm, 用于調(diào)整與另外2組滾輪的水平), 通過歐邁特減速機經(jīng)過錐齒輪傳動, 驅(qū)動床身縱向移動, 實現(xiàn)焊縫與設(shè)備的初步對位[1].

鋼軌焊縫磨床的床身不是安裝在地面, 而是行走在軌道上的, 約束的減少容易造成床身受力不平衡, 在外部激勵下容易產(chǎn)生比較大的振動. 近幾年, 機床設(shè)計者逐漸關(guān)注床身對機床整機動態(tài)性能的影響, 不少研究者對床身結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化改進. 對于鋼軌焊縫磨床床身, 將建立8種不同筋板結(jié)構(gòu)的模型, 分析各自動態(tài)特性, 通過比較找出最優(yōu)的方案. 并對最優(yōu)方案進行筋板厚度對床身動態(tài)特性影響的靈敏度分析, 找出進一步優(yōu)化的方案.

1 原床身結(jié)構(gòu)動態(tài)特性分析

床身的縱向長度為5 200 mm, 寬度為1 500 mm, 高度為520 mm. 床身筋板結(jié)構(gòu)采用井字型, 由2橫7縱組成. 為了減輕筋板的重量和鑄造的要求, 在筋板上開了方形和圓形的出沙孔. 床身立筋板和壁厚均為30 mm, 底面平筋板為25 mm, 采用四面體(C3D4)單元對床身進行自動劃分網(wǎng)格. 為了保證網(wǎng)格的質(zhì)量, 首先要對床身進行簡化處理, 刪除床身上的細小結(jié)構(gòu). 其中包括一些細小的螺栓孔、凸臺、倒角等. 并對床身上復雜小曲面進行虛擬拓撲處理(見圖1).

圖1 原床身結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型

在建立床身有限元模型的基礎(chǔ)上對其進行模態(tài)分析, 床身的材料為灰鑄鐵HT250, 材料密度7.2 × 10-9T/mm3. 材料彈性模量設(shè)置為1.2 × 105MPa, 泊松比設(shè)置為0.25. 因為床身可以在軌道上行走, 所以采用自由模態(tài)分析, 前6階的固有頻率都為0 Hz, 最低固有頻率從第7階開始, 將7階固有頻率作為第1階固有頻率, 以后各頻率以此類推(見表1).

表1 原床身前4階固有頻率

第1階到第4階固有頻率對應的振型見圖2.

圖2 原床身第1 階到第4 階振型圖

從模態(tài)分析結(jié)果可以得出, 原床身的最低固有頻率偏低. 在圖2中, 床身的彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形都比較明顯, 主要是軸方向的彎曲變形和繞軸的扭轉(zhuǎn)變形.

2 床身筋板類型對動態(tài)特性的影響

對原床身的振型分析后發(fā)現(xiàn), 床身的彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形都很明顯. 通過改變床身的筋板結(jié)構(gòu), 采用不同的布局形式來優(yōu)化床身的動態(tài)性能. 原床身的筋板采用2橫7縱井字型結(jié)構(gòu), 底面有平筋板(圖3).

圖3 原床身筋板布置圖

新床身外形尺寸與原床身相比沒有變化, 改進后的床身筋板分別采用井字型、W型和米字型結(jié)構(gòu), 筋板厚度30 mm, 壁厚30 mm. 井1型在橫向減少一道筋板和縱向減少2道筋板. 井2型縱向減少兩道筋板, 橫向筋板數(shù)量不變. 井3型是橫向筋板數(shù)不變, 縱向增加兩道[2]. W型和米字型改變了筋板的結(jié)構(gòu), 其中W1型和米1型相對于原床身筋板數(shù)減少了, W2型、W3型和米2型筋板類型的筋板數(shù)都有所增加(圖4).

圖4 8種新型筋板布置的床身

通過模態(tài)分析后, 得到了8種筋板類型床身的前3階固有頻率. 將原床身和新設(shè)計床身的前3階固有頻率做了對比(見表2).

表2 各類型筋板的床身前3階固有頻率

從表2可以看出新設(shè)計的8種方案床身中, 前3階固有頻率相比原床身都有所改變. 在井字型3種方案中井2型、井3型固有頻率有所升高, 而井1型固有頻率有所減低. W型3種方案都是第1階固有頻率降低, 而第2階、第3階固有頻率升高了. 在米字型2種方案中, 米1型的第1階固有頻率是降低的, 而第2階、第3階提高了. 米2型的前3階固有頻率都提高了. 在8種方案中, 米2型的第1階固有頻率增高的最多[3]. 原床身第2階振型為繞X軸扭轉(zhuǎn)變形, W型和米字型筋板結(jié)構(gòu)的床身第2階固有頻率都有所提高, 說明這2種筋板結(jié)構(gòu)可以減小床身繞軸的扭轉(zhuǎn)變形.

3 床身筋板厚度對床身固有頻率影響的靈敏度分析

以床身筋板的厚度作為變量, 研究不同部位的筋板厚度對床身動態(tài)性能的影響程度. 筋板厚度變化范圍為從18 mm到42 mm. 床身不同部位的筋板示意圖如圖5所示. 在這里設(shè)定米2型床身中T1表示床身壁, T2 表示縱向筋板, T3表示斜向筋板, T4 表示橫筋板, T5 表示水平筋板.

圖5 米2 型床身筋板示意圖

通過分析, 得到了T1到T5在不同厚度時對應的床身前3階固有頻率, 各數(shù)據(jù)標注于圖6中. 從圖6可以看出, 各筋板厚度變化的過程中, 代表床身前3階固有頻率的折線的走勢變化很小, 所以針對此床身結(jié)構(gòu), 修改筋板的厚度對床身固有頻率影響很小. 將不同筋板的厚度變化對床身第1階固有頻率的影響放在圖7中做對比. 從圖7可以看出, T5的厚度對床身第1階固有頻率影響的靈敏度相對要大一些, 但是第1階固有頻率的增長量還是不夠理想.

表3 米1型床身不同高度的前3階固有頻率

圖7 T1-T5 厚度對床身第1 階固有頻率影響的靈敏度對比圖

所以通過分析, 綜合床身主要在方向彎曲變形和繞軸扭轉(zhuǎn)變形的振型圖看, 認為床身的長度與寬度高度之比偏大可能是造成床身固有頻率偏低的主要原因[4]. 在長和寬方面, 由于結(jié)構(gòu)的原因不容易做出修改設(shè)計, 只能在高度方向有所改進. 所以在高方向增加床身的高度, 增加高度范圍為50～250 mm. 考慮到如果選用米2型筋板的床身來增加高度, 必然會大幅增加床身的質(zhì)量, 不能達到提高固有頻率、減少床身重量的目的. 通過對表2中所有筋板類型的固有頻率分析, 發(fā)現(xiàn)米1型筋板結(jié)構(gòu)對床身的固有頻率提高是有貢獻的, 然而其重量比起米2型筋板結(jié)構(gòu)的床身要輕很多,所以選擇米1型筋板結(jié)構(gòu)的床身加以高度方向的修改, 分析結(jié)果如表3所示. 米1型筋板床身高度對床身第1階固有頻率影響的靈敏度分析如圖8所示.

圖8 米1 型筋板床身高度對床身第1 階固有頻率影響的靈敏度分析

從表3和圖8可以看出床身的高度對床身第1階固有頻率的影響很大. 原床身的高度是520 mm, 可以從表中看出當高度增加250 mm達到770 mm的時候床身固有頻率可以達到132.62 Hz, 比起原床身的固有頻率提高了39.4%. 將原來的井字型修改為米1型后獲得的最低固有頻率94.47 Hz, 修改為2型后獲得的最低固有頻率103.58 Hz, 修改米2型的T5筋板厚度后獲得的最低固有頻率為106.99 Hz, 而通過將米1型高度增加到250 mm獲得最低固有頻率為132.62 Hz. 通過有限元軟件計算質(zhì)量, 得到米2在修改T5筋板厚度獲得最低固有頻率為106.99 Hz的時候, 床身質(zhì)量為7.51 t. 米1型床身加高250 mm后質(zhì)量為7.21 t, 重量更小, 而動態(tài)性能更好[5]. 因此驗證了此磨床的床身由于床身長度與寬度高度之比偏大, 造成了床身的固有頻率偏低. 當將床身高度增加250 mm, 筋板類型改為米字型可以有效提高床身的固有頻率. 高度為770 mm、筋板為米1型的床身3維模型圖如圖9所示.

圖9 高度為770mm、筋板為米1 型的床身3 維模型圖

4 總結(jié)

從分析結(jié)果可以看出, 原床身固有頻率偏低, 各階振型中彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形都很明顯. 對原床身的筋板結(jié)構(gòu)做了調(diào)整, 設(shè)計了8種新型筋板結(jié)構(gòu), 并對修改后的床身做了動態(tài)特性分析, 得到動態(tài)特性提高的米字2型筋板結(jié)構(gòu)的床身. 針對米2型筋板的床身做了筋板厚度對床身固有頻率影響的靈敏度分析. 通過分析發(fā)現(xiàn)無論是改變筋板布局還是修改筋板的厚度對床身固有頻率影響都很小. 最終通過增加米1型筋板結(jié)構(gòu)的床身高度, 使床身的固有頻率提高了39.4%. 原床身長度與寬度高度之比偏大造成了固有頻率偏低.

[1] 艾興. 高速切削加工技術(shù)[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2003: 34—56.

[2] 湯文成, 易紅. 板厚對機床床身動態(tài)特性的影響[J]. 制造技術(shù)與機床, 1997 (3): 23—26.

[3] 周德康, 陳新, 孫慶鴻. 高精度內(nèi)圓磨床整機動力學建模及優(yōu)化設(shè)計[J]. 東南大學學報: 自然科學版, 2001, 12(5): 35—38.

[4] 崔中, 文桂林, 陳桂平. 高速磨床整機動態(tài)特性研究[J]. 中國機械工程, 2010, 21(7): 782—787.

[5] 劉曉平, 徐燕申. 機械結(jié)構(gòu)結(jié)合部阻尼參數(shù)識別的研究[J]. 振動與沖擊, 1995, 14(3): 61—86.

The dynamic characteristics analysis and optimization of rail weld grinding machine lathe ded

KONG Jie

(Mechanical and Electrical Engineering Department, Guizhou Vocational Technology College of Electronics and Iinformation, Kaili 550000, China)

The body of the rail weld grinding machine is built by using the three dimension (3D) software. With the help of ABAQUS, the implementation of the modal analysis of the body is completed, from which the inherent frequency and the vibration model are acquired. The influence of alternative layout of the stiffened plate structure as well as the thickness of the steel plate of different positions on the dynamic characteristics of the body are discussed. Simulation results show that the inherent frequency of the body can be improved by the adding of the body height.

grinder; lathe bed; ribplate; modal frequency analysis

TH 122

1672-6146(2014)01-0045-05

10.3969/j.issn.1672-6146.2014.01.010

通訊作者email: lihan198712@126.com.

2013-11-26

(責任編校:劉剛毅)