數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件精度保持性研究

胡敏,余常武,張俊,趙萬華,寸花英,袁勝萬

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安;2.沈機(jī)集團(tuán)昆明機(jī)床股份有限公司,650203,昆明)

數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件精度保持性研究

胡敏1,余常武1,張俊1,趙萬華1,寸花英2,袁勝萬2

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安;2.沈機(jī)集團(tuán)昆明機(jī)床股份有限公司,650203,昆明)

針對國產(chǎn)機(jī)床生產(chǎn)廠家振動(dòng)時(shí)效工藝不規(guī)范導(dǎo)致數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件精度保持性較差這個(gè)問題,提出了一種振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇方法。該方法通過模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析的方法對振動(dòng)時(shí)效的工藝參數(shù)進(jìn)行合理選擇。在此基礎(chǔ)上,對兩個(gè)相同床身分別在原振動(dòng)時(shí)效工藝和新振動(dòng)時(shí)效工藝下進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效的效果評(píng)價(jià)試驗(yàn),結(jié)果表明,新工藝下的振動(dòng)時(shí)效平均應(yīng)力消除率為65.1%,原工藝下為38.5%,新振動(dòng)時(shí)效工藝下床身的應(yīng)力消除率是原振動(dòng)時(shí)效工藝下的1.69倍。由此驗(yàn)證了提出的新振動(dòng)時(shí)效工藝的正確性和有效性,表明該方法能夠顯著提升數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件的精度保持性。

機(jī)床基礎(chǔ)大件;精度保持性;幾何誤差模型;振動(dòng)時(shí)效;盲孔法;應(yīng)力消除率

國產(chǎn)數(shù)控機(jī)床的精度會(huì)隨著時(shí)間慢慢變差,而數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件的精度保持性是影響其精度變差的主要原因之一。數(shù)控機(jī)床的基礎(chǔ)大件在鑄造過程中,由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜以及鑄造技術(shù)等因素的影響,導(dǎo)致鑄件冷卻不均而在鑄件內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力[1]。目前,我國機(jī)床生產(chǎn)廠家通過人工時(shí)效的方法減小和均化大型鑄件的殘余應(yīng)力,但是由于人工時(shí)效工藝不規(guī)范以及未對時(shí)效后的鑄件應(yīng)力消除效果進(jìn)行評(píng)價(jià),目前我國數(shù)控機(jī)床上大型鑄件的精度保持性普遍比較差。

本文通過對某臥式加工中心的床身部分進(jìn)行應(yīng)變監(jiān)測,得到床身隨時(shí)間的變形關(guān)系。同時(shí),通過對各零部件的幾何要素進(jìn)行表征,并通過零部件上用于表征幾何要素的3個(gè)最高點(diǎn)確定基準(zhǔn)平面的方法,確定兩零部件之間的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換關(guān)系,從而建立起床身變形和工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度誤差的傳遞關(guān)系。在此建立的幾何誤差模型中提到的兩零部件之間的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換關(guān)系與基于多體運(yùn)動(dòng)學(xué)理論的幾何誤差模型所使用的齊次坐標(biāo)變換[2-5]有一定的區(qū)別。由于工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度誤差是該臥式加工中心的主要幾何誤差,同時(shí)床身變形是引起該平行度誤差變化的主要原因,因此以該平行度誤差作為本文的研究對象。通過理論計(jì)算值與實(shí)測值對比表明,該臥式加工中心床身在3個(gè)月內(nèi)的變形是導(dǎo)致其工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度誤差變化的主要原因,而導(dǎo)致床身變形的主要因素是人工時(shí)效不充分,殘余應(yīng)力消除效果不佳。

目前,消除鑄造殘余應(yīng)力的方法主要有自然時(shí)效、熱時(shí)效以及振動(dòng)時(shí)效。文獻(xiàn)[6]表明熱時(shí)效后工件疲勞壽命下降了43%,而振動(dòng)時(shí)效后工件疲勞壽命則增加了17%～30%。由于熱時(shí)效能耗大、成本高、大件處理困難,以及自然時(shí)效耗時(shí)長、效率低,目前國內(nèi)機(jī)床生產(chǎn)企業(yè)更多的選擇振動(dòng)時(shí)效工藝來進(jìn)行鑄造內(nèi)應(yīng)力的消除。國內(nèi)機(jī)床生產(chǎn)廠家對振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)一般依據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行選擇,但是經(jīng)過企業(yè)振動(dòng)時(shí)效工藝后的基礎(chǔ)大件,在機(jī)床裝配過程中精度會(huì)發(fā)生明顯的、不可逆的變化。這說明企業(yè)目前采用的振動(dòng)時(shí)效工藝的效果不佳,鑄造內(nèi)應(yīng)力消除不夠充分,導(dǎo)致零件在內(nèi)應(yīng)力釋放作用下發(fā)生變形。此外,雖然目前有很多振動(dòng)時(shí)效效果測量和評(píng)價(jià)方法[7-8],但是企業(yè)并未對工藝效果進(jìn)行評(píng)價(jià),導(dǎo)致企業(yè)未能認(rèn)識(shí)到自身工藝的問題。Li等采用有限元仿真方法得到各階陣型,從而確定振動(dòng)時(shí)效的工藝參數(shù),但只是簡單地采用一階陣型作為確定振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)的依據(jù),未對陣型作合理的選擇,同時(shí)最后振動(dòng)時(shí)效的效果也僅作了定性的分析,未作定量的應(yīng)力消除評(píng)價(jià)[9]。

本文提出了一種振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)的選擇方法,可以實(shí)現(xiàn)振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)的合理選擇,并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了新工藝能夠顯著降低基礎(chǔ)大件的殘余應(yīng)力,從而提高數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件的精度保持性。

1 機(jī)床基礎(chǔ)大件精度衰退情況

1.1 幾何誤差模型

某臥式加工中心Z軸的結(jié)構(gòu)如圖1所示,由于軸向徑向軸承和導(dǎo)軌滑塊屬于標(biāo)準(zhǔn)件,其精度等級(jí)高于其他結(jié)構(gòu)件,因此在分析尺寸鏈時(shí)不考慮,另外由于機(jī)床安裝的地基隨時(shí)間幾乎不發(fā)生變化,因此不影響幾何誤差分析。由此,可以得到工作臺(tái)面與地基平面之間平行度的尺寸鏈,如圖2所示,其主要組成環(huán)包括工作臺(tái)、工作臺(tái)底座以及床身。

圖1 某臥式加工中心的Z軸結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度尺寸鏈?zhǔn)疽鈭D

1.1.1 誤差表征 各組成環(huán)上誤差分布對最終的幾何誤差會(huì)產(chǎn)生影響,因此首先需表征出各組成環(huán)中的誤差信息。在各組成環(huán)中分別建立坐標(biāo)系,其上誤差信息與坐標(biāo)位置有關(guān),因此采用坐標(biāo)點(diǎn)的形式表示誤差

δ=(X,Z,Y+δY,1)T

(1)

式中:X、Z為坐標(biāo)點(diǎn)的位置;δ為相應(yīng)坐標(biāo)位置處的誤差;Y為組成環(huán)尺寸;δY為組成環(huán)尺寸的變動(dòng)量。

由此可以得到各組成環(huán)上誤差表示方法,床身、工作臺(tái)底座以及工作臺(tái)坐標(biāo)系見圖3,各部件的誤差信息為

δ1=(X1,Z1,Y1+δY1,1)T

(2)

δ2=(X2,Z2,Y2+δY2,1)T

(3)

δ3=(X3,Z3,Y3+δY3,1)T

(4)

式中:Y1為床身導(dǎo)軌面到地基的高度;Y2為工作臺(tái)底座上下面間的距離;Y3為工作臺(tái)上下面的距離。

(a)床身 (b)工作臺(tái)底座 (c)工作臺(tái)

1.1.2 坐標(biāo)轉(zhuǎn)換關(guān)系 各組成環(huán)之間的裝配關(guān)系可以表示為其坐標(biāo)系之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系,如圖4所示,而坐標(biāo)系之間的相對位置關(guān)系又是由其裝配工藝決定的,具體取決于兩構(gòu)件相互結(jié)合的基準(zhǔn)面,這里采用構(gòu)件結(jié)合面上的最高3點(diǎn)確定的平面作為基準(zhǔn)平面。

圖4 坐標(biāo)系之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系

設(shè)結(jié)合基準(zhǔn)面上的最高3點(diǎn)坐標(biāo)分別為(X1max,Z1max,δi)、(X2max,Z2max,δj)和(X3max,Z3max,δk),則由此3點(diǎn)得到平面上兩向量分別為

a=(aX,aZ,aY)=

(X1max-X2max,Z1max-Z2max,δi-δj)

(5)

b=(bX,bZ,bY)=

(X1max-X3max,Z1max-Z3max,δi-δk)

(6)

由此可以得到基準(zhǔn)平面法向量為

c=a×b=(cX,cZ,cY)

(7)

基準(zhǔn)平面的方程如下

(x-X1max)cX+(z-Z1max)cZ+(y-δi)cY=0

(8)

根據(jù)組成環(huán)的裝配關(guān)系,O1X1Y1平面與三點(diǎn)確定的基準(zhǔn)平面相重合,而O1Z1或O1X1與理想坐標(biāo)系OXYZ的位置關(guān)系取決于裝配過程中的定位面,裝配過程中工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度是以YOZ平面作為基準(zhǔn)面,因此O1Z1一定在YOZ平面內(nèi),O1Z1與Z軸之間的夾角計(jì)算式為

γ=-arctan(cZ/cY)

(9)

γ在坐標(biāo)系OXYZ中的位置為(0,sinγ,cosγ),O1X1決定于O1Y1和O1Z1,在OXYZ坐標(biāo)系中的位置為

X01=(X01X,X01Z,X01Y)=

(cX,cZ,cY)×(0,sinγ,cosγ)

(10)

1.1.3 某臥式加工中心的幾何誤差模型 采用坐標(biāo)點(diǎn)形式表示出各組成環(huán)上的誤差信息后,結(jié)合坐標(biāo)之間的位置關(guān)系可以得到相應(yīng)的幾何誤差模型,由式(5)～式(10),可以得到坐標(biāo)變換矩陣為

(11)

式中:(α1,α2,α3)、(β1,β2,β3)和(γ1,γ2,γ3)分別表示O1X1、O1Y1、O1Z1坐標(biāo)軸與OXYZ坐標(biāo)系3個(gè)坐標(biāo)軸的夾角;ΔY表示兩坐標(biāo)系原點(diǎn)之間的距離

(12)

由此得到工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度尺寸鏈中各個(gè)組成環(huán)之間的轉(zhuǎn)換矩陣A01、A12和A23,那么工作臺(tái)面上各點(diǎn)在地基坐標(biāo)系中的坐標(biāo)為

δ=A01A12A23δ3

(13)

由此建立了某臥式加工中心工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度的幾何誤差模型,結(jié)合工作臺(tái)面與地基平面平行度的測量方法,可計(jì)算出相應(yīng)的誤差。

1.2 基礎(chǔ)大件精度衰退監(jiān)測及數(shù)據(jù)分析

在建立的幾何誤差模型的基礎(chǔ)上,可以利用長期自然狀態(tài)監(jiān)測到的某臥式加工中心床身應(yīng)力應(yīng)變信息,分析床身變形對工作臺(tái)面和Z軸線運(yùn)動(dòng)間平行度的影響。

對某臥式加工中心床身部分在3個(gè)月內(nèi)的應(yīng)變跟蹤監(jiān)測,采用應(yīng)變片監(jiān)測床身隨時(shí)間的應(yīng)變變化情況,從而間接反映出床身各處的變形情況如圖5所示。圖6所示為3個(gè)月內(nèi)應(yīng)變(標(biāo)幺值,全文同)的變化情況,根據(jù)彎曲變形特點(diǎn),應(yīng)變值為正表示床身向上凸、為負(fù)表示床身向下凹,可以間接反映出床身各點(diǎn)的變形信息。這一變化對工作臺(tái)面與地基平面間平行度產(chǎn)生影響,但二者沒有直接對應(yīng)關(guān)系,需要根據(jù)建立的幾何誤差模型,由狀態(tài)監(jiān)測數(shù)據(jù)得出床身變形對平行度產(chǎn)生的影響。

圖5 床身在3個(gè)月內(nèi)的應(yīng)變監(jiān)測示意圖

圖6 床身狀態(tài)監(jiān)測點(diǎn)在3個(gè)月內(nèi)的變化

圖7為測量工作臺(tái)面和Z軸線運(yùn)動(dòng)間平行度的示意圖,在工作臺(tái)中間位置沿Z軸線放置平尺,在主軸箱上固定指示器,沿Z軸線移動(dòng)工作臺(tái)檢驗(yàn)各處讀數(shù)。由于測量位置在工作臺(tái)中間,可以將前述得到的幾何誤差模型進(jìn)一步簡化到Y(jié)OZ平面內(nèi)進(jìn)行分析,而且是在工作臺(tái)臺(tái)面上擱置平尺進(jìn)行測量,因此最終得到的數(shù)據(jù)還與平尺的測點(diǎn)位置相關(guān),其幾何誤差模型示意圖如圖8所示。由于平尺的精度等級(jí)高于被測量,可以不考慮它的誤差因素,另外,這里主要分析床身變形對平行度的影響,因此將工作臺(tái)和工作臺(tái)底座組合考慮。

圖7 工作臺(tái)面和地基平面間平行度測量示意圖

h表示平尺的高度;Y1和Y23分別表示床身和工作臺(tái)部分相關(guān)的尺寸;δy1A和δy1B表示滑塊所在位置導(dǎo)軌的誤差;δy23A和δy23B分別表示工作臺(tái)最高兩點(diǎn)的誤差

根據(jù)幾何誤差模型,在二維情況下可以得到平尺測量點(diǎn)在地基坐標(biāo)系中的位置,忽略高階小量,則結(jié)果為

(14)

式中:k是與平尺上測點(diǎn)位置相關(guān)量。由于與床身和工作臺(tái)部分相關(guān)的尺寸以及平尺尺寸不隨時(shí)間變化,一段時(shí)間后,測點(diǎn)位置的變化可以表示為

(15)

式中:Δδy1A和Δδy1B為床身狀態(tài)監(jiān)測的數(shù)據(jù)點(diǎn),代入監(jiān)測數(shù)據(jù)可以得到床身變形對工作臺(tái)面與地基平面間的平行度產(chǎn)生的影響,如圖9a所示。在床邊應(yīng)變監(jiān)測試驗(yàn)開始前和結(jié)束后,分別對工作臺(tái)面與地基平面的平行度誤差進(jìn)行測試,得到的平行度變化情況見圖9b。

(a)床身變形產(chǎn)生的影響

(b)3個(gè)月內(nèi)的變化情況

從圖9中可以看到,工作臺(tái)面與地基平面的平行度誤差變化趨勢與床身應(yīng)力變化趨勢相同,這初步表明床身變形是影響平行度變化的主要因素。

2 振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇方法

在實(shí)際制造過程中,企業(yè)采用的振動(dòng)時(shí)效工藝的效果不佳,鑄造內(nèi)應(yīng)力消除不夠充分,導(dǎo)致基礎(chǔ)大件在內(nèi)應(yīng)力釋放作用下發(fā)生變形,上述的應(yīng)變監(jiān)測試驗(yàn)很好地證明了這一點(diǎn)。雖然目前有很多振動(dòng)時(shí)效效果測量和評(píng)價(jià)方法,但是企業(yè)并未對振動(dòng)時(shí)效工藝的效果進(jìn)行評(píng)價(jià),導(dǎo)致企業(yè)未能認(rèn)識(shí)到自身工藝存在的問題。目前對機(jī)床基礎(chǔ)大件進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效分析時(shí),其主要工藝參數(shù)為:激振頻率、激振點(diǎn)和拾振點(diǎn)、支撐點(diǎn)、激振力以及激振時(shí)間。

2.1 振動(dòng)時(shí)效機(jī)理

從振動(dòng)時(shí)效消除鑄件殘余應(yīng)力的機(jī)理角度分析,振動(dòng)時(shí)效消除鑄件殘余應(yīng)力應(yīng)滿足的條件是動(dòng)應(yīng)力(激振力)和殘余應(yīng)力之和大于材料的屈服極限。若以σd表示動(dòng)應(yīng)力(激振力)、σr表示殘余應(yīng)力、σs表示屈服極限,則振動(dòng)時(shí)效應(yīng)滿足

σd+σr≥σs

(16)

當(dāng)式(16)成立時(shí),在鑄件內(nèi)殘余應(yīng)力的某些高峰值點(diǎn)處將產(chǎn)生局部屈服,引起局部微小塑性變形,使鑄件內(nèi)部殘余應(yīng)力高峰值降低并使鑄件內(nèi)部殘余應(yīng)力重新分布并均化,提高了鑄件特別是機(jī)床基礎(chǔ)大件精度的保持性。除了滿足式(16)以外,動(dòng)應(yīng)力σd應(yīng)小于鑄件的疲勞極限,即滿足

σd≤σ-1

(17)

通過激振儀器提供的動(dòng)應(yīng)力應(yīng)滿足

σs-σr≤σd≤σ-1

(18)

由于機(jī)床基礎(chǔ)大件內(nèi)的殘余應(yīng)力大小不等,因此為了盡可能地降低并均化鑄件內(nèi)的應(yīng)力,式(18)中的σr取平均值,而鑄造后的殘余應(yīng)力可通過仿真分析得到,并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了其正確性。

2.2鑄造殘余應(yīng)力σr的獲取

2.2.1 鑄造殘余應(yīng)力的仿真分析 如圖10所示的床身大件,床身材料為HT250,材料參數(shù)如表1所示?；诣T鐵材料彈塑性轉(zhuǎn)變溫度范圍為350～450℃,在初步仿真分析中,近似認(rèn)為在彈性變形階段,灰鑄鐵材料參數(shù)為常值。仿真軟件采用Solidworks中的Simulation仿真模塊。

圖10 床身結(jié)構(gòu)示意圖

表1 HT250材料參數(shù)

在熱載荷里設(shè)置初始澆注溫度為1 350℃,由于要使鑄件的收縮方向一致,對鑄件兩個(gè)對稱的中性面進(jìn)行固定約束,選擇彈塑性溫度區(qū)間在350～450℃之間。床身在鑄造冷卻過程中,各部分都處于彈性變形階段時(shí)的溫度場如圖11所示,導(dǎo)軌面處的溫度為400～450℃,符合灰鑄鐵的彈塑性轉(zhuǎn)變溫度。

圖11 床身各部分均處于彈性變形階段的溫度場

將圖11中的溫度場作為載荷施加到床身上,得到床身在鑄造過程中由熱應(yīng)力的影響形成的鑄造殘余應(yīng)力見圖12,用各處的第一主應(yīng)力σ1表示。

此外,對床身殘余應(yīng)力進(jìn)行檢測,得到導(dǎo)軌面一條線上的各節(jié)點(diǎn)的第一主應(yīng)力如圖13所示,可以看到第一主應(yīng)力主要在110MPa左右波動(dòng)。

圖12 床身殘余應(yīng)力分布情況

圖13 導(dǎo)軌面檢測線上的應(yīng)力情況

圖14 盲孔法測應(yīng)力原理

2.2.2 試驗(yàn)驗(yàn)證 圖14所示為盲孔法測內(nèi)應(yīng)力的原理,在鑄件上鉆一不通孔,使被測點(diǎn)處的應(yīng)力得到釋放,并由事先貼在孔周位的應(yīng)變計(jì)測得釋放的應(yīng)變量,根據(jù)彈性力學(xué)原理,計(jì)算測試點(diǎn)處的主應(yīng)力

(19)

式中:Δε0°、Δε45°和Δε90°為3個(gè)方向應(yīng)變變化值;θ為兩主應(yīng)力之間的夾角。

根據(jù)美國材料學(xué)會(huì)制定的ASTM標(biāo)準(zhǔn)[10]E 837—81,利用盲孔測應(yīng)力方法,分別對床身導(dǎo)軌面上的內(nèi)應(yīng)力進(jìn)行測試,6個(gè)測點(diǎn)的位置如圖15所示,測試現(xiàn)場如圖16所示。

圖15 盲孔法測內(nèi)應(yīng)力的位置布局

圖16 盲孔法測內(nèi)應(yīng)力的測試現(xiàn)場

由仿真得到的導(dǎo)軌面上應(yīng)力為110MPa以及文獻(xiàn)[11]的結(jié)論,對于此床身,可以確定試驗(yàn)中選用的應(yīng)力釋放系數(shù)A、B分別為-0.021 05和-0.2702,通過式(19)計(jì)算的床身導(dǎo)軌面應(yīng)力見表2,其中Δε1、Δε2、Δε3分別為測量點(diǎn)0°、45°、90°三個(gè)方向的應(yīng)變。

表2 床身導(dǎo)軌6個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)力情況

對實(shí)際鑄造工藝下的床身導(dǎo)軌面的殘余應(yīng)力進(jìn)行測試可知,導(dǎo)軌面的平均殘余應(yīng)力為82.24MPa,而仿真值為110MPa,驗(yàn)證了有限元仿真理論具有一定的可信性,在振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)的選擇方法中,床身的殘余應(yīng)力σr記為110MPa。

2.3 振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇

振動(dòng)時(shí)效機(jī)理是:通過外部施加應(yīng)力與內(nèi)部殘余應(yīng)力疊加,超過材料屈服極限,從而使材料局部發(fā)生塑性變形,這種塑性變形首先發(fā)生在殘余應(yīng)力最大處,使該處的約束變形得以釋放,從而達(dá)到工件殘余應(yīng)力降低、尺寸穩(wěn)定的目的[12]。因此,振動(dòng)時(shí)效參數(shù)主要為:激振點(diǎn)及拾振點(diǎn)的選擇、支撐點(diǎn)布局、激振頻率、激振力和激振時(shí)間。

目前,企業(yè)在進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選取時(shí)主要依據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行,參數(shù)的選取如表3所示。選擇表3所示的參數(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)對鑄件的共振,也能起到一定的內(nèi)應(yīng)力消除作用,但其效果不好,在實(shí)際使用過程中多次發(fā)生過由于床身變形導(dǎo)致加工精度下降,被迫采用刮研導(dǎo)軌面來保證最后的加工精度。

表3 企業(yè)現(xiàn)場振動(dòng)時(shí)效參數(shù)選擇

本文提出依據(jù)鑄件模態(tài)仿真分析以及諧響應(yīng)分析的振動(dòng)時(shí)效參數(shù)選擇方法,以圖10所示的床身為例,進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇方法說明,具體如下。

(a)一階陣型 (b)二階陣型 (c)三階陣型

(1)模態(tài)仿真分析。對圖10所示床身進(jìn)行自由模態(tài)分析,得到其前三階的振型及振動(dòng)頻率,如圖17所示。床身的第一階陣型為兩個(gè)對稱角的翹曲,第二階陣型為垂直面內(nèi)的波浪振動(dòng),第三階陣型為床身4個(gè)角及較薄邊緣的翹曲振動(dòng)。床身的前三階固有頻率分別為63.6、82.6和122.7Hz。床身的第二階振型是整體波浪振動(dòng),且振動(dòng)方向適合激振,因此選擇第二階振型為時(shí)效參數(shù)選擇的基礎(chǔ),由此得到支撐位置、激振點(diǎn)及拾振點(diǎn)的位置如圖18所示。

圖18 最佳的支撐點(diǎn)、激振點(diǎn)和拾振點(diǎn)布局示意

隨著振動(dòng)的進(jìn)行,鑄件的固有頻率會(huì)降低,且在固有頻率下的振動(dòng)在激振時(shí)不穩(wěn)定,故選用亞共振區(qū)的品級(jí)進(jìn)行激振,表達(dá)式為

(20)

式中:ω0、ω1為固有頻率,ω0-ω1=ζω0,ζ為材料阻尼比。由于床身的二階固有頻率為82.6 Hz,按式(20)計(jì)算得到激振頻率為81.5 Hz。同時(shí),鑄件重6.7t,因此激振時(shí)間應(yīng)為40min。

(2)諧響應(yīng)分析。為了確定振動(dòng)時(shí)效過程中應(yīng)該施加多大的激振力,必須分析所施加的激振力與鑄件內(nèi)的動(dòng)應(yīng)力的關(guān)系,根據(jù)鑄件需要的動(dòng)應(yīng)力決定激振力的大小。由于振動(dòng)時(shí)效儀器施加的力為簡諧力,因此對鑄件進(jìn)行諧響應(yīng)分析,模擬振動(dòng)時(shí)效過程,分析激振力和動(dòng)應(yīng)力的關(guān)系。

對床身激振點(diǎn)施加F=F0cos(wt)的簡諧激振力,得到F0分別為30、40、50、60kN時(shí)的最大動(dòng)應(yīng)力與激振力的對應(yīng)關(guān)系,如圖19所示。由圖可知,在激振力分別為60、50、40、30kN時(shí),床身的最大動(dòng)應(yīng)力分別為150、125、98.5和73.9 MPa。由式(18)可知,動(dòng)應(yīng)力應(yīng)滿足如下條件:60MPa≤σd≤130MPa,其中σs=180MPa,σr=110MPa,σ-1=130MPa。結(jié)合圖18,可知激振力應(yīng)取50kN,以使激振效果最佳。

圖19 不同激振力下的諧響應(yīng)曲線

3 振動(dòng)時(shí)效參數(shù)選擇方法的驗(yàn)證試驗(yàn)

3.1 振動(dòng)時(shí)效效果評(píng)價(jià)方法

通過模態(tài)仿真分析方法以及諧響應(yīng)分析方法對某床身的振動(dòng)時(shí)效工藝的參數(shù)進(jìn)行定量的選擇,其應(yīng)力消除效果由試驗(yàn)進(jìn)行定量的評(píng)價(jià),試驗(yàn)的目的在于驗(yàn)證兩種參數(shù)選擇方法的振動(dòng)時(shí)效效果。為了對振動(dòng)效果進(jìn)行評(píng)價(jià),本文采用盲孔測應(yīng)力法,對試驗(yàn)用床身導(dǎo)軌面的應(yīng)力進(jìn)行測試,試驗(yàn)流程如圖20所示。選擇剛鑄造完畢但未進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效的兩個(gè)相同床身,分別記為床身A和床身B,其三維模型如圖10所示,利用盲孔法分別對兩個(gè)床身進(jìn)行導(dǎo)軌面的應(yīng)力測試,得到兩床身振動(dòng)時(shí)效前的應(yīng)力。然后,對床身A和床身B分別利用本文提出的振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)和原振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn),再利用盲孔法進(jìn)行時(shí)效后的應(yīng)力測試。最后,對比兩種工藝參數(shù)下時(shí)效前后的應(yīng)力消除率,對兩種方法的振動(dòng)時(shí)效效果進(jìn)行了對比驗(yàn)證,其中測點(diǎn)的布置如圖15所示。

圖20 驗(yàn)證試驗(yàn)流程圖

3.2 振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇

(1)利用本文提出的工藝參數(shù)選擇方法,對激振頻率、激振點(diǎn)和拾振點(diǎn)、支撐點(diǎn)以及激振時(shí)間進(jìn)行選擇,各參數(shù)位置見圖18,參數(shù)值見表4。本文選擇對床身A的激振力為50kN,振動(dòng)時(shí)效現(xiàn)場如圖21所示,由于現(xiàn)場環(huán)境限制床身的支撐不能拍攝到。

圖21 新工藝振動(dòng)時(shí)效現(xiàn)場

(2)利用原工藝參數(shù)對床身B進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效。企業(yè)選擇的工藝參數(shù)中,支撐位置、激振點(diǎn)及拾振點(diǎn)位置如圖22所示,激振頻率和激振時(shí)間如表4所示,選擇激振力為30kN,對床身B進(jìn)行振動(dòng)時(shí)效的現(xiàn)場如圖23所示。

圖22 振動(dòng)時(shí)效支撐點(diǎn)、激振點(diǎn)和拾振點(diǎn)布局示意圖

表4 企業(yè)現(xiàn)場對該床身振動(dòng)時(shí)效參數(shù)的選擇

在振動(dòng)時(shí)效前后,分別對床身A和B再次進(jìn)行盲孔法殘余應(yīng)力測試,鉆孔位置與振動(dòng)時(shí)效前位置相近,約相距5 cm。

圖23 原工藝振動(dòng)時(shí)效現(xiàn)場

3.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)果

通過靜態(tài)應(yīng)變測試儀測得床身A、B在振動(dòng)時(shí)效前后導(dǎo)軌面各測試點(diǎn)處的應(yīng)變變化情況,利用文獻(xiàn)[10-11]方法計(jì)算得到兩床身時(shí)效前后的應(yīng)力值,從而計(jì)算出各測試點(diǎn)處的應(yīng)力消除率,見表5和表6。

如表5所示,按照本文工藝參數(shù)選擇方法,床身A的6個(gè)測試點(diǎn)處的主應(yīng)力值均有所下降,平均的應(yīng)力消除率為65.1%。如表6所示,按照原工藝時(shí)效參數(shù)處理的床身B,有5個(gè)測試點(diǎn)的主應(yīng)力值下降,這5個(gè)點(diǎn)的平均應(yīng)力消除率為38.5%,但測試點(diǎn)4處的主應(yīng)力值有所增加。在本文工藝參數(shù)下,應(yīng)力消除率明顯優(yōu)于原工藝,結(jié)果如表7所示。

表5 本文工藝對床身A的應(yīng)力消除率

表6 原工藝對床身B的應(yīng)力消除率

表7 本文工藝與原工藝下的應(yīng)力消除率對比

通過上述驗(yàn)證可知,本文工藝的平均應(yīng)力消除率是65.1%,原工藝為38.5%(測試點(diǎn)4應(yīng)力增加),本文工藝的平均應(yīng)力消除率為原工藝的1.69倍。試驗(yàn)結(jié)果證明了通過模態(tài)分析以及諧響應(yīng)分析的方法對振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化的正確性,且能夠顯著提高數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件的精度保持性。

4 結(jié) 論

(1)通過對某臥式加工中心的床身部分進(jìn)行應(yīng)變監(jiān)測,得到床身隨時(shí)間的變形關(guān)系,并通過建立的幾何誤差模型得到床身變形和工作臺(tái)面與地基理想平面平行度誤差的傳遞關(guān)系。試驗(yàn)結(jié)果表明:該臥式加工中心床身在3個(gè)月內(nèi)的變形是導(dǎo)致其工作臺(tái)面與地基理想平面的平行度誤差變化的主要原因,而振動(dòng)時(shí)效效果不佳是導(dǎo)致床身精度保持性差的主要原因。

(2)提出一種振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)合理選擇方法以及應(yīng)力消除評(píng)價(jià)方法。選取了兩個(gè)剛鑄造完成、結(jié)構(gòu)相同的床身進(jìn)行了本文振動(dòng)時(shí)效工藝和原振動(dòng)時(shí)效工藝的效果比較,結(jié)果表明:振動(dòng)時(shí)效本文工藝的平均應(yīng)力消除率是65.1%,原工藝為38.5%(測試點(diǎn)4應(yīng)力增加),本文工藝的平均應(yīng)力消除率為原工藝的1.69倍,驗(yàn)證了新的振動(dòng)時(shí)效工藝參數(shù)選擇方法的正確性,且能夠顯著提高數(shù)控機(jī)床基礎(chǔ)大件的精度保持性。

[1] 米谷茂.殘余應(yīng)力的產(chǎn)生及對策 [M].北京: 機(jī)械工業(yè)出版社,1983: 213-217.

[2] FERREIRA P M,LIU C R.An analytical quadratic

model for the geometric error of a machine tool [J].Journal of Manufacturing Systems,1986,5(1): 51-63.

[3] SATA T,TAKEUCHI Y,OKUBO N.Improvement of working accuracy of a machining center by computer control compensation [C]∥Proceedings of the 17th International Machine Tool Design and Research Conference.London,UK: Macmillan,1976: 93-99.

[4] NI J.CNC machine accuracy enhancement through real-time error compensation [J].J Manuf Sci Eng,1997,119(4B): 717-725.

[5] YUAN J,NI J.The real-time error compensation technique for CNC machining systems [J].Mechatronics,1998,8(4): 359-380.

[6] MUNSI A S M Y,WADDEL A J,WALKER C A.The influence of vibratory treatment on the fatigue life of welds: a comparison with thermal stress relief [J].Strain,2001,37(4): 141-149.

[7] 湯小牛,劉久明,張勇,等.JB/′I′5926-2005振動(dòng)時(shí)效效果評(píng)定方法 [S].北京: 中華人民共和國國家發(fā)展和改革委員會(huì),2005: 2-3.

[8] 廖凱,吳運(yùn)新,龔海,等.積分法在鋁合金厚板殘余應(yīng)力計(jì)算中的應(yīng)用 [J].中國有色金屬學(xué)報(bào),2009,19(6): 1006-1011.

LIAO Kai,WU Yunxin,GONG Hai,et al.Application of integral method on residual stress calculation along depth in aluminium alloy thick plate [J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals,2009,19(6): 1006-1011.

[9] LI Chunmei,CUI Fengkui.Research on VSR process for large machine tool body [J].Applied Mechanics and Materials,2011,44(1): 349-354.

[10]顧唯明.用鉆孔應(yīng)變測量決定殘余應(yīng)力的標(biāo)準(zhǔn)方法 [J].機(jī)械強(qiáng)度,1986,8(1): 40-43.

[11]潘光東,王文潔,董志鵬.HT250材料應(yīng)力釋放系數(shù)值的確定 [J].現(xiàn)代鑄鐵.2009(1): 87-89.

PAN Guangdong,WANG Wenjie,DONG Zhipeng.Determination of stress releasing factor of HT250grade gray iron [J].Modern Cast Iron,2009(1): 87-89.

[12]CLAXTON R A,LUPTON A.Vibratory stress relieving of welded fabrications [J].Welding & Metal Fabrication,1991,59(10): 541-542.

(編輯 杜秀杰)

AccuracyStabilityforLargeMachineToolBody

HU Min1,YU Changwu1,ZHANG Jun1,ZHAO Wanhua1,CUN Huaying2,YUAN Shengwan2

(1.State Key Laboratory for Manufacturing System Engineering,Xi’an Jiaotong University,Xi’an 710049,China;2.Shenji Group,Kunming Machine Tool Company Limited,Kunming 650203,China)

In view of the poor accuracy stability of the domestic large machine tool body due to the lack of standardization of vibration stress relief (VSR) process,a new method for achieving the best process parameters of VSR is proposed,Following the modal simulation and harmonic response analysis,on the same casting bed,the average stress elimination rate of the new process and the original process is comparatively evaluated.The average stress elimination rate of the new technology approaches 65.1% while that of the original process gets 38.5%,and the stress relieving rate of the bed in the new process reaches 1.69 times of that in the original process.

large machine tool body; accuracy stability; geometrical error model; vibration stress relief; blind hole method; stress relieving rate

2013-12-16。

胡敏(1986—),男,博士生;趙萬華(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51235009);國家科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2012ZX04012-031)。

時(shí)間:2014-03-06

10.7652/xjtuxb201406012

TH16

:A

:0253-987X(2014)06-0065-09

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140306.1435.005.html