基于UG的主軸箱底座有限元分析設(shè)計

王偉順，董學(xué)哲

（齊重數(shù)控裝備股份有限公司，黑龍江 齊齊哈爾 161005）

0 引 言

主軸箱底座是機(jī)床重要的支承部件。起著承受力和容納各種零部件的作用，它的動態(tài)性能直接影響機(jī)床加工精度和生產(chǎn)效率，所以要求其具有足夠的動、靜態(tài)剛度。該主軸箱底座是筋板式結(jié)構(gòu)，本計算方案為鑄件、結(jié)構(gòu)件和薄結(jié)構(gòu)件三種方案。為了保證機(jī)床具有良好的動、靜態(tài)性能，并盡可能減輕其重量，必須進(jìn)行有限元分析計算，以尋求既滿足機(jī)床精度，又能具有高性價比的最佳結(jié)構(gòu)設(shè)計方案［1］。

現(xiàn)利用UG 的結(jié)構(gòu)分析模塊，對該主軸箱底座模塊鑄件、結(jié)構(gòu)件以及外壁減薄的結(jié)構(gòu)件進(jìn)行有限元分析，計算該零件的固有頻率、靜態(tài)剛度，為設(shè)計修改和實際生產(chǎn)應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)［2－3］。

1 主軸箱底座結(jié)構(gòu)方案計算分析

1）建立幾何模型。這里分析的是重型臥車主軸箱底座，用于重大專項項目數(shù)控重型臥式鏜車床，由于該零件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，所以用UG 軟件進(jìn)行三維實體建模。利用UG軟件建立的主軸箱底座幾何模型、鑄件、結(jié)構(gòu)件、外壁減薄結(jié)構(gòu)件如圖1 所示。

2）有限元網(wǎng)格劃分。選用UG 軟件結(jié)構(gòu)分析模塊提供的四面體單元對主軸箱底座進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到有限元模型。

2 定義材料屬性

主軸箱底座是支承件中的重要部件，其在工作時承受主軸箱、花盤及工件的巨大壓力，必須具有較高的強(qiáng)度，所以鑄件材料選為灰鑄鐵HT250。根據(jù)相關(guān)資料，HT250 的質(zhì)量密度為7.3×103kg/m3；彈性模量為110 GPa；泊松比為0.28。結(jié)構(gòu)件材料選為鑄鋼。根據(jù)相關(guān)資料，鑄鋼的質(zhì)量密度為7.8×103/m3；彈性模量為155 GPa；泊松比為0.28。

2.1 定義約束

主軸箱底座通過地腳螺栓與地面連接，約束了主軸箱底座X、Y、Z方向的移動以及繞X、Y、Z 軸的轉(zhuǎn)動，為了模擬實際工況，邊界處理時，將主軸箱底座與螺栓結(jié)合面進(jìn)行全約束［4］。

2.2 主軸箱底座的受力狀態(tài)

已知：花盤質(zhì)量為18.5 t，最大工件質(zhì)量為200 t，主軸箱質(zhì)量為53.5 t，工作狀態(tài)以及主軸箱底座的受力簡圖見圖2。

圖1 主軸箱底座幾何模型

圖中主軸箱底座承受的均布載荷P=P1+P2，P1為承受主軸箱重量的均布載荷，大小為53.5 t，P2為承受花盤與工件重量的均布載荷，大小為67.5 t；除此之外，花盤與工件分別對主軸箱底座具有彎矩的作用，由于UG 的scenario 模塊的四面體單元只支持平面自由度，力矩載荷不能應(yīng)用于三維單元，所以將力矩轉(zhuǎn)化為等效力偶加載在主軸箱底座的前后沿上，經(jīng)計算力的大小為F1=F2=31 t。

圖2 主軸箱底座的受力簡圖

3 主軸箱底座結(jié)構(gòu)方案有限元分析數(shù)據(jù)

3.1 機(jī)床主軸箱底座靜態(tài)分析

機(jī)床工作時，主軸箱底座受到工件和花盤的壓力作用以及分別對主軸箱的彎距，主軸箱底座上表面承載主軸箱質(zhì)量53.5 t 的均布載荷以及花盤和工件作用于它的均布載荷127.5 t，將彎矩轉(zhuǎn)化為等效力偶之后，大小為31 t 的力加載在主軸箱底座的前后沿上［5］，計算結(jié)果如表1 所示。

機(jī)床主軸箱底座的總位移云圖、承受主軸箱以及花盤和工件的均布載荷的變形云圖如圖3 所示。通過有限元分析，鑄件Z 方向最大變形量約為0.092 58 mm，MAG最大變形量約為0.098 49 mm，結(jié)構(gòu)件Z 方向最大變形量約為0.102 6 mm，比鑄件大10.8%，MAG 最大變形量約為0.119 4 mm，比鑄件大21.2%。薄壁結(jié)構(gòu)件Z 方向最大變形量約為0.107 8 mm，比鑄件大16.4%，比厚壁結(jié)構(gòu)件大1.5%，MAG 最大變形量約為0.134 mm，比鑄件大36%，比厚壁結(jié)構(gòu)件大12.2%。

表1 主軸箱底座自身剛度計算結(jié)果表

由分析數(shù)據(jù)和變形云圖可以看出,無論是鑄件、結(jié)構(gòu)件還是薄壁結(jié)構(gòu)件，變形量最大的位置基本一致，在上表面，X 負(fù)方向的第二條和第三條筋板之間與Y 負(fù)方向第一條筋板的交匯處附近（見圖3），可知該處為最薄弱的環(huán)節(jié)，由模型可知該處清砂孔較大，即兩筋板間跨距較大，建議加筋［6］。

圖3 主軸箱底座的總位移云圖

3.2 機(jī)床主軸箱底座模態(tài)分析

機(jī)床主軸箱底座模態(tài)分析主要分析主軸箱底座的固有頻率和振型，其作用為：避免床身受載后發(fā)生共振現(xiàn)象，同時也是進(jìn)行其他動力學(xué)（響應(yīng)譜）分析的起點。由于低階模態(tài)對振動系統(tǒng)的影響較大，因此現(xiàn)分別計算了主軸箱底座鑄件、結(jié)構(gòu)件、薄壁結(jié)構(gòu)件的前三階模態(tài)，經(jīng)模態(tài)分析，振型圖如圖4、圖5、圖6 所示。主軸箱底座模態(tài)分析后的結(jié)果見表2。

表2 主軸箱底座模態(tài)計算結(jié)果表

由以上振型圖可以看出鑄件、結(jié)構(gòu)件、薄壁結(jié)構(gòu)件的振型相似，第一階振型為彎曲振型，第二階振型為彎曲振型，第三階振型為扭轉(zhuǎn)振型［7－8］；最大變形量的位置相似。圖4 為鑄件主軸箱底座前三階振型圖，第一階頻率為111.4 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.208 4 mm；第二階頻率為130.6 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.205 1 mm；第三階頻率為169.4 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.147 6 mm。圖5 為結(jié)構(gòu)件主軸箱底座前三階振型圖，第一階頻率為119.8 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.182 5 mm；第二階頻率為149.1 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.182 4 mm；第三階頻率為191.2 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.203 3 mm。圖6 為薄壁結(jié)構(gòu)件主軸箱底座前三階振型圖，第一階頻率為124 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.214 3 mm；第二階頻率為146.8 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.203 8 mm；第三階頻率為191.5 Hz，在該振型下主軸箱底座的最大變形為0.131 5 mm。

圖4 鑄件主軸箱底座前三階振型云圖

圖5 結(jié)構(gòu)件主軸箱底座前三階振型云圖

圖6 薄壁結(jié)構(gòu)件主軸箱底座前三階振型云圖

由計算數(shù)據(jù)可知，結(jié)構(gòu)件主軸箱底座固有頻率大于鑄件主軸箱底座，與薄壁主軸箱底座相差不大。

4 結(jié) 論

1）鑄件主軸箱底座的計算質(zhì)量為34.5 t。結(jié)構(gòu)件主軸箱底座的計算質(zhì)量為27.5 t。薄壁結(jié)構(gòu)件主軸箱底座的計算質(zhì)量為20.2 t。

2）由靜態(tài)分析計算數(shù)據(jù)可知，鑄件主軸箱底座的變形量最小，自身靜態(tài)剛度最好；結(jié)構(gòu)件主軸箱底座（壁厚為40 mm）的變形量較鑄件主軸箱底座（壁厚為40 mm）大，結(jié)構(gòu)件主軸箱底座（壁厚為20 mm）的變形量較結(jié)構(gòu)件主軸箱底座（壁厚為40 mm）大，剛度較鑄件主軸箱底座與焊接件主軸箱底座差。

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