高速滾珠軸承（chéng）電主軸（zhóu）熱態特性分（fèn）析(下（xià））
2018-10-16 來（lái）源： 哈爾濱工業大學（xué）深圳研究生院 廣州市昊 作（zuò）者：薑本剛 雷 群 杜建軍（jun1）
3 、電主軸熱態（tài）特性的有限元分析與試（shì）驗
為了便於實驗驗證仿真結果，以 DGZ60E. S 球軸承高（gāo）速電主軸為研究對象進行 ANSYS 仿真。這款（kuǎn）電主軸的前、後軸承均為 FAG hcs7003c 脂潤滑軸承，內置電機為（wéi）GZ1-060，額定功率為 1. 8 k W，效率為 10% 。
3. 1 電主軸有限元分析（xī）模型
電主軸整體上可以看作軸對稱結構，選取其剖視圖的 1 /2 作為熱分（fèn）析模型（xíng），將電（diàn）機（jī）等效（xiào）為圓柱筒，省略螺釘孔（kǒng）等細微（wēi）結構。在保證相應結構精度的情況下，簡化後的模型導入有限（xiàn）元分析軟件 ANSYS，選擇（zé） PLANE55 單（dān）元，經過處理後的有限元模型如圖8 所示。
圖 8 電主軸（zhóu）有限（xiàn）元分（fèn）析模型
3. 2 電主軸溫度場分析
所研究（jiū）對象為油脂潤滑軸承支（zhī）承的電主軸單元，則潤滑劑的散熱影響可忽略。在進行電主軸單元的熱仿（fǎng）真分析前，需要進行以下假設:( 1) 電主軸工作環境溫度 Te為 25 ℃ ;( 2) 電主軸選用（yòng）水冷進行冷卻，冷卻水的流量為 0. 5 L/min，入口水溫 Ti為 20 ℃ ，出口水溫 To根（gēn）據實驗（yàn）監（jiān）測確定（dìng）為 40 ℃ ，則定性（xìng）溫（wēn）度 Tf為 30 ℃ 。表 2 所（suǒ）示為該條件下電主軸的熱邊（biān）界條件。
表 2 電主軸單元的熱邊界條件
為了研究穩定的熱載（zǎi）荷對高速電主軸溫度場的影響，需要對電主軸進行（háng）穩態熱分析。在進行瞬態熱分析之前一般需要先（xiān）進行穩態熱（rè）分析，以確定電主軸初始溫度分布場或（huò）瞬態熱分析最後一步的溫度場分布情況。將表 2 熱邊界條件加載到電主軸的有限元模型，圖 9 所示即為求解所得的電主軸的穩態溫度分布雲圖。可知（zhī），電主軸穩態溫度最高點出現在內置電機轉子靠近定子一側區域的中（zhōng）間部分，為 63. 890 4 ℃ ，同時可以通過（guò）比較計算得到電（diàn）主軸整體最高溫升高達38. 890 4 ℃ ，這是由於電機轉子本身生熱率比較大，並且電機整體處於一（yī）個封閉的空間，冷卻液對其溫度影響也有限，這樣（yàng）就形成一種生（shēng）熱多、散熱困（kùn）難的情況（kuàng）。前（qián）、後軸承的最高溫度（dù）都出（chū）現在軸承滾珠的中心位（wèi）置，其中，前（qián）軸承組的最高（gāo）溫度在 62. 5 ℃ 左右，後軸（zhóu）承的最高（gāo）溫（wēn）度則為 62 ℃ 左右，由此可知，電主軸（zhóu）的（de）軸承溫升為 37 ℃ 左右。支承（chéng）軸承溫度較高的原因主要（yào）有 2 個: 一是電主軸高速旋轉導致軸（zhóu）承磨損加劇，從而使得軸承發熱量（liàng）較高; 二是由於電機轉子的發熱量通（tōng）過接觸件的熱（rè）傳導作（zuò）用影（yǐng）響到軸承的發熱。
另外，可以看到，不（bú）論前、後軸（zhóu）承，軸承內圈的平均溫度均要遠高於軸承外圈，大約平均高出 30 ℃ ，這是因為軸承內（nèi）圈（quān）與溫（wēn）度較高的主軸直接接觸（chù），而軸承外圈則（zé）是距離冷卻管（guǎn）路更近，由於熱傳導的作用，產生了（le）該（gāi）現象（xiàng）。電機定子的（de）發（fā）熱率也是比較高，但是它的最高溫度大約隻有 39 ℃ ，這裏，流過電主軸殼體的冷卻水起到了關鍵作用，帶走了定子產生的大部分熱量。
圖 9 電主軸溫（wēn）度分布
高速電主軸瞬態熱分析用於分析其溫度場隨（suí）時間的變化情況。瞬態（tài）熱分析與穩態熱分析的區別在於其載荷是隨時間變化的。現假設電主軸空載運行了1 000 s，對電（diàn）主軸進行瞬態熱分析。在電主軸前軸承、後軸承、電機轉子（zǐ）上分別（bié）選取溫（wēn）度較高的節點，相應地繪製各節隨時間變化的溫度（dù）曲線（xiàn），如（rú）圖 10 所示。
圖 10 電主軸特（tè）定節（jiē）點溫升曲線
由圖 10 可知（zhī），在 0 ～ 400 s，不論電機轉子、前軸（zhóu）承和後軸承節點，它們的（de）溫度上升速率在整個溫升過程中都為（wéi）最大，其中，前軸承升（shēng）溫速（sù）率比（bǐ）後軸承大，而後軸承的溫（wēn）升（shēng）速率又比電機轉子大; 在 400 ～800 s 區間，三者的溫度上升（shēng）趨勢逐漸趨於平緩，並持（chí）續保持轉子溫度高於前軸承，前軸承溫度高於後軸承; 從 800 s 左右開始，三者都基本達到穩（wěn）態溫度，溫度大小排（pái）序（xù）維持不變。基於以上（shàng）現（xiàn）象，有如下分析: 電主軸的溫度上升主（zhǔ）要經曆了急劇上升、緩慢上升和（hé）穩定 3 個階段。在第一階段，由於前軸承為 2 個軸承組成的軸承組，而後軸（zhóu）承為單一的軸承，則（zé）後軸（zhóu）承的發熱量明顯低（dī）於前軸承，因此出現了前軸（zhóu）承溫升（shēng）大於後軸承的現象（xiàng）。在第二、第三階段，主（zhǔ）要由（yóu）於冷卻（què）水的持續作用，使得電主軸的溫升（shēng）逐漸趨於平穩，並最終達到穩定狀態。通過以上分析可（kě）見，在（zài）該電主軸以60 000 r/min轉速開始工作前，先（xiān）讓其（qí）空轉 800 s左右以達（dá）到預（yù）熱（rè）目的，然後再進行加工操作（zuò），從而可以大大降低由於主軸溫升造成的加工誤差。為了分（fèn）析電主軸的熱位移及熱應力分（fèn）布情況，需要進行熱 － 結構耦合分析。本文作者采（cǎi）用間（jiān）接法進行熱 － 結構耦合分析。在前述穩態熱分析的（de）基礎上，進行如下操作:
(1) 在前處理器中轉換熱分析單元 PLANE55 為相對應的結構單元（yuán） PLANE182。(2) 設置（zhì）添加電主軸材料的物理參數。將電（diàn）主軸各部件材料（liào）的彈性模量、線膨脹係數（shù）和泊鬆比進行設置。(3) 將上述穩態熱分析的結（jié）果以溫度載荷的形式加載到有限元模型。(4) 指定電主軸的參考溫度（dù）為 25 ℃ 。默認在參考溫度（dù）時（shí），熱應力為 0。(5) 進行求解及後處理。按照上述步（bù）驟（zhòu）操作完畢後，電主軸軸向（xiàng）位（wèi）移場如（rú）圖 11 所（suǒ）示。
圖 11 電主軸軸向位（wèi）移場
由圖 11 可知: 在穩態溫度熱載（zǎi）荷作（zuò）用下，主（zhǔ）軸的軸向位移量基本（běn）上是從軸的前端向後端（duān）逐漸減小，電主軸整體的軸向熱位移最（zuì）大點出現在主軸的最前端，為 0. 738 mm，熱位移最小點出現在主軸的最末端，為 0. 563 mm，這一（yī）情況對電主軸的加工精度的影響是明顯（xiǎn）的，由此可見對電主軸適當冷卻散（sàn）熱的重要性。另外，通過采用彈性模量較大或熱膨脹係數較小的材料（liào）作（zuò）為電主軸材料可以（yǐ）達到減小主（zhǔ）軸軸向變形量的目的。圖 12—14 示出了電主軸軸向（xiàng）、徑向和周向的熱應力分布雲圖。
圖 12 電（diàn）主軸軸向應力場
圖 13 電主軸徑向應力場
圖 14 電主軸周向應力場
3. 3 實驗
為了驗證理論計算及仿真分析（xī）的可（kě）行性，設計溫度測定實驗，裝置如圖 15 所示。
圖 15 實驗裝置
電主軸以 60 000 r/min 轉速空轉 1 h 後，分別選取電主軸外壁、前端及主軸（zhóu）內（nèi）壁靠近轉子（zǐ）部分若幹點，采用萬用表（biǎo）和（hé）熱敏（mǐn）電阻測量各點溫度，並（bìng）與仿真結果中對應各點溫度進行比較（jiào），如表 3 所示（shì）。測量數據（jù）與仿真數值（zhí）的偏差基（jī）本（běn）維持在 10% 以內，說明文中的理論方法是可行的。
表 3 節點溫度的理論值與實際值
4、 結（jié）論
(1) 采用局部熱計算方法計算滾珠軸承生熱功率，分析發現軸承轉速及軸向受力都對（duì）軸（zhóu）承生熱具有顯著影響，且 軸 承 滾 珠 自 旋 是 軸 承 的 主 要 的 發 熱形式。(2) 利（lì）用（yòng）有限元分析軟件 ANSYS 對電主（zhǔ）軸模型（xíng）的溫度場、軸向位移場及應力場進行仿真，分析發現電主軸的最（zuì）高溫度出現在內置電機轉子上且轉軸前端的軸向位移最大，說明（míng）電主軸的熱源生熱對其加工精度及穩定性具有決定性（xìng）的影響。(3) 通過溫升 測定實驗 驗 證了理論方 法的可行性。
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