寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速壓力機(jī)溫度場(chǎng)研究

葉文聰，陳孝海，朱忠良

（寧波精達(dá)成形裝備股份有限公司，浙江 寧波 315033）

0 引言

沖壓技術(shù)是目前被廣泛應(yīng)用的金屬壓力加工方法之一，具有效率高、質(zhì)量好、能量省、成本低的特點(diǎn)。隨著市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)日益激烈，產(chǎn)品更新更為迅速，沖壓制件類型、工藝越來越復(fù)雜，精度要求越來越高，傳統(tǒng)的沖床已經(jīng)不能滿足要求，高速化、高精度壓力機(jī)的研究成為現(xiàn)代壓力機(jī)發(fā)展的熱點(diǎn)。如電動(dòng)或混合動(dòng)力新能源汽車原動(dòng)機(jī)和制冷空調(diào)壓縮機(jī)鐵芯相比普通電機(jī)鐵芯而言對(duì)沖壓裝備提出了更高的要求，鐵芯硅鋼片厚度薄（0.35mm），疊片要求更高，若滑塊下死點(diǎn)重復(fù)定位精度不好，容易造成零件疊片不實(shí)或沖穿零件，影響硅鋼片之間間隙的一致性，引起電機(jī)工作時(shí)磁通的變化，降低產(chǎn)品性能。

高速壓力機(jī)精度的影響因素很多，包括沖壓力、沖次、熱變形、運(yùn)動(dòng)副間隙、尺寸誤差等，已有的研究表明，高速機(jī)床的加工精度的熱誤差約占機(jī)床總誤差的40%～70%[1]。機(jī)床的熱態(tài)特性是影響機(jī)床加工精度最重要的因素之一，越來越受到人們的關(guān)注。王磊等人建立了開式C型高速壓力機(jī)的有限元模型，進(jìn)行了溫度場(chǎng)數(shù)值仿真及實(shí)驗(yàn)研究[2]。鹿新建等[3]研究了高速精密壓力機(jī)的下死點(diǎn)精度的各種影響因素，提到了AIDA工程有限公司認(rèn)為壓力機(jī)內(nèi)部零件的熱膨脹對(duì)于獲得最佳動(dòng)態(tài)特性（下死點(diǎn)重復(fù)精度）的影響最大的觀點(diǎn)。寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)適合沖壓新能源汽車原動(dòng)機(jī)和制冷空調(diào)壓縮機(jī)鐵芯，其滑塊下死點(diǎn)重復(fù)精度至關(guān)重要，而其運(yùn)動(dòng)副高速運(yùn)轉(zhuǎn)產(chǎn)生的熱量，通過各種不同的方式傳遞給沖床，造成床身翹曲、導(dǎo)軌彎曲等，沖床內(nèi)部各部件會(huì)產(chǎn)生一定的熱位移和熱應(yīng)力，導(dǎo)致下死點(diǎn)定位精度的嚴(yán)重下降，所以有必要對(duì)其溫度場(chǎng)分布進(jìn)行深入研究。

本文通過建立寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)的多剛體動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)該壓力機(jī)進(jìn)行了運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)仿真分析，從熱量產(chǎn)生機(jī)理入手，根據(jù)熱傳導(dǎo)理論，借助有限元分析軟件工具，進(jìn)行了瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真分析，結(jié)合實(shí)驗(yàn)溫度采集，揭示出其工作溫度場(chǎng)分布規(guī)律，改進(jìn)和設(shè)計(jì)了高速壓力機(jī)的冷卻散熱系統(tǒng)。

1 壓力機(jī)的熱量產(chǎn)生機(jī)理

圖1所示為寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速壓力機(jī)的1/2對(duì)稱結(jié)構(gòu)圖。

圖1 寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)1/2對(duì)稱結(jié)構(gòu)圖

主軸通過四個(gè)下連桿與滑塊連接，動(dòng)平衡機(jī)構(gòu)的反滑塊通過兩個(gè)上連桿與主軸相連，隨著速度不斷提高，壓力機(jī)反滑塊導(dǎo)向部、上連桿銷軸部、上連桿下部、下連桿上部、下連桿銷軸部、上橫梁主軸支撐部、滑塊導(dǎo)向部等運(yùn)動(dòng)副部位不斷產(chǎn)生熱量。將反滑塊、上下連桿、滑塊、主軸及上橫梁、底座等簡(jiǎn)化為剛體，忽略它們之間連接處的間隙，對(duì)曲柄滑塊進(jìn)行運(yùn)動(dòng)動(dòng)力學(xué)仿真分析，求解得出各運(yùn)動(dòng)副受到的作用力及速度，計(jì)算出各運(yùn)動(dòng)副產(chǎn)生的摩擦熱功率P。高速壓力機(jī)沖壓過程中，運(yùn)動(dòng)副產(chǎn)生的摩擦熱功率，其中一部分熱量是由沖壓載荷及構(gòu)件慣性力引起的載荷摩擦熱功率P1；另一部分熱量是由軸承高速運(yùn)轉(zhuǎn)受到潤(rùn)滑油的粘性摩擦阻力所形成的粘性阻力摩擦熱功率P2。其中載荷摩擦熱功率P1計(jì)算公式為：

式中：μ——摩擦系數(shù)；

F——作用在運(yùn)動(dòng)副上的法向壓力，N；

ω——運(yùn)動(dòng)副線速度，m/s。

潤(rùn)滑油在軸承環(huán)形間隙中的流動(dòng)可以按平行板間隙中的流動(dòng)來近似處理[4]，則粘性阻力摩擦熱功率P2計(jì)算公式為：

式中：η——為潤(rùn)滑油的動(dòng)力粘度，Pa·s；

δ——為軸承間隙，m；

Δw——軸承內(nèi)外圈速度差，m/s。

2 對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算

熱量的傳遞有熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和熱輻射三種方式。實(shí)際沖壓時(shí)，高速壓力機(jī)一般設(shè)計(jì)了冷卻潤(rùn)滑系統(tǒng)，冷卻油經(jīng)過各個(gè)運(yùn)動(dòng)副通過熱對(duì)流傳導(dǎo)帶走了大部分的熱量，另一部分熱量通過壓力機(jī)零部件間熱傳導(dǎo)的方式傳到整個(gè)壓力機(jī)上，然后壓力機(jī)外表面通過與空氣的對(duì)流傳導(dǎo)及熱輻射帶走。潤(rùn)滑油對(duì)流傳導(dǎo)散熱主要是對(duì)流換熱系數(shù)的確定，參考文獻(xiàn)[4]在強(qiáng)迫對(duì)流條件下，其對(duì)流換熱系數(shù)h可根據(jù)以下公式計(jì)算：

式中：λ——流體導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；

B——軸承寬度，m；

Nu——努賽爾數(shù)；

Re——雷諾數(shù)；

Pr——普朗特?cái)?shù)；

H——對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；；

v——潤(rùn)滑油的運(yùn)動(dòng)粘度，m2/s。

3 寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)的溫度場(chǎng)數(shù)值仿真

圖2所示為寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)的1/4對(duì)稱有限元分析模型。

表1為分析所用到的材料物理屬性參數(shù)。

文獻(xiàn)[5]給定壓力機(jī)有限元分析模型的材料特性及熱物性參數(shù)，空氣自然對(duì)流系數(shù)、熱輻射發(fā)射率等條件，根據(jù)動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算所得的結(jié)果，設(shè)置初始邊界條件，采用Ansys12.1 workbench瞬態(tài)溫度場(chǎng)分析模塊求解。

圖2 壓力機(jī)1/4對(duì)稱有限元分析模型

表1 材料參數(shù)

（1）圖3所示為高速壓力機(jī)在轉(zhuǎn)速360spm，初始環(huán)境溫度22℃，運(yùn)行4小時(shí)，無潤(rùn)滑冷卻和有潤(rùn)滑冷卻時(shí)的溫度場(chǎng)分布圖。

圖3 轉(zhuǎn)速360spm時(shí)壓力機(jī)溫度場(chǎng)仿真分布圖

圖中顯示，在無潤(rùn)滑冷卻運(yùn)行4h后壓力機(jī)上連桿下部最高溫度接近184℃，溫升162℃，而主要溫升集中在主軸上，下連桿上部溫度達(dá)到了145℃，上橫梁主軸支撐部達(dá)到了100℃，而底座、滑塊、反滑塊等其他地方溫升不明顯，都低于45℃。分析結(jié)果表明，不加潤(rùn)滑冷卻的壓力機(jī)主軸軸承溫升嚴(yán)重超出規(guī)定要求，必須采取降溫措施。在加潤(rùn)滑冷卻運(yùn)行4h后，同樣最高溫升為在上連桿下部，但溫度不超過40℃，下連桿上部及上橫梁主軸支撐部溫度都小于32℃，符合規(guī)定要求，表明冷卻效果明顯。

（2）圖4所示為壓力機(jī)上連桿下部（溫升最高點(diǎn)）的4h溫升曲線。

從冷卻前的溫升曲線可以看出，運(yùn)行開始的40min溫度上升比很快，然后溫度緩慢上升，直到2h后曲線才變得平穩(wěn)，但還是在升溫；而從冷卻后的溫升曲線可看出，運(yùn)行10min后曲線就很平穩(wěn)了，一直保持在36℃左右，熱平衡達(dá)到所需的時(shí)間少，對(duì)下死點(diǎn)位置的快速穩(wěn)定是有益的。

圖4 轉(zhuǎn)速360spm時(shí)冷卻前后壓力機(jī)仿真溫升最高點(diǎn)比較

（3）圖5所示為各測(cè)量點(diǎn)冷卻前后的溫升曲線。

從圖中可以看出冷卻前下連桿上部、上橫梁主軸部的溫升較高，為壓力機(jī)熱量的主要產(chǎn)生部位；而上連桿銷軸部和下連桿銷軸部及滑塊導(dǎo)向部溫升不明星，表明這些部位的發(fā)熱量不是很大。

（4）圖6所示為不加冷卻，壓力機(jī)運(yùn)行4h，速度分別為200spm、300spm時(shí)的溫度場(chǎng)分布圖。

結(jié)合圖3所示360spm冷卻前的溫度場(chǎng)分布圖可以看出，隨著速度的上升，壓力機(jī)溫度也不斷升高，因此要提高壓力機(jī)的額定速度必須加設(shè)冷卻潤(rùn)滑系統(tǒng)。

4 實(shí)驗(yàn)測(cè)試與討論

為驗(yàn)證上述仿真分析的正確性，采用熱電偶溫度傳感器采集了圖1中所示高速壓力機(jī)下連桿上部、上橫梁主軸支撐部、上連桿銷軸部、滑塊導(dǎo)向部、下連桿銷軸部等部位的測(cè)試點(diǎn)溫度，圖7所示為測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)照片。

圖5 轉(zhuǎn)速360spm時(shí)冷卻前后壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)仿真溫升曲線

圖6 不同轉(zhuǎn)速下的壓力機(jī)溫度場(chǎng)分布仿真圖

圖7 試驗(yàn)測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)

圖8 轉(zhuǎn)速360spm時(shí)冷卻前后壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)實(shí)測(cè)溫升曲線

圖8 所示為壓力機(jī)轉(zhuǎn)速為360spm、冷卻系統(tǒng)關(guān)閉和開啟時(shí)的壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)實(shí)測(cè)溫升曲線。

如圖8a所示壓力機(jī)轉(zhuǎn)速為360spm，冷卻系統(tǒng)關(guān)閉，潤(rùn)滑開啟，室溫22℃，開機(jī)1h的壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)實(shí)測(cè)溫升曲線?？梢妷毫C(jī)運(yùn)行1h后，下連桿上部測(cè)試點(diǎn)的溫度最高，溫度已經(jīng)超過了50℃，溫升達(dá)到了28℃，并且還有繼續(xù)升高的趨勢(shì)。其次是上橫梁主軸支撐部測(cè)試點(diǎn)，溫度也將近50℃，并有繼續(xù)上升的趨勢(shì)。而其他三個(gè)測(cè)試部位的溫升曲線基本平穩(wěn)，溫度沒有變化。按照目前的溫升趨勢(shì)，壓力機(jī)繼續(xù)運(yùn)行必定會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的后果，必須采取必要的冷卻措施。

對(duì)比圖5a中360spm無冷卻時(shí)仿真得到數(shù)據(jù)，可以看出壓力機(jī)運(yùn)行40h時(shí)下連桿上部實(shí)測(cè)溫度約為42℃，仿真溫度約為65℃，實(shí)測(cè)溫升較仿真溫升低。同樣上橫梁主軸支撐部也是如此，圖中的實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真數(shù)據(jù)在變化趨勢(shì)上是一致的，但在具體數(shù)值上存在一定誤差。其主要原因是因?yàn)樵囼?yàn)時(shí)只關(guān)閉了冷卻系統(tǒng)，而壓力機(jī)各運(yùn)動(dòng)部位的潤(rùn)滑還是正常開啟的，這本身就有冷卻效果，而在仿真時(shí)并沒有這冷卻效果。

如圖8b所示壓力機(jī)轉(zhuǎn)速為360spm，冷卻潤(rùn)滑系統(tǒng)都開啟，室溫22℃，開機(jī)2h的壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)實(shí)測(cè)溫升曲線?？梢钥闯隼鋮s系統(tǒng)開啟后，壓力機(jī)各測(cè)試點(diǎn)1h后溫度都基本穩(wěn)定，壓力機(jī)的溫度最高點(diǎn)還是在下連桿上部，但其測(cè)試溫度只有33℃，溫升11℃，在安全范圍內(nèi)，表明所采取的冷卻措施效果明顯，壓力機(jī)可以長(zhǎng)時(shí)間安全運(yùn)行。

圖中的實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)與數(shù)值仿真數(shù)據(jù)雖然在變化趨勢(shì)上吻合得很好，但在具體數(shù)值上存在一定誤差，其主要原因一方面由于數(shù)值仿真時(shí)按參考資料輸入的材料熱物理特性參數(shù)與實(shí)際存在一定誤差，另一方面由于數(shù)值仿真時(shí)為便于分析對(duì)熱傳導(dǎo)邊界條件進(jìn)行了適當(dāng)簡(jiǎn)化。

5 結(jié)論

（1）依據(jù)本文建立的熱源分布模型所進(jìn)行的有限元數(shù)值仿真分析，揭示了寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)溫度場(chǎng)分布及其變化規(guī)律。

（2）寬臺(tái)面單軸四點(diǎn)高速精密壓力機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中，各個(gè)運(yùn)動(dòng)副在載荷摩擦和粘性摩擦共同作用下產(chǎn)生的熱量，導(dǎo)致壓力機(jī)溫升不斷增加，嚴(yán)重影響了動(dòng)態(tài)沖壓精度及沖壓可靠性，因此在結(jié)構(gòu)上必須采取適當(dāng)?shù)纳峄蚶鋮s措施，以確保溫升在安全運(yùn)轉(zhuǎn)范圍內(nèi)。

（3）實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果表明，本壓力機(jī)設(shè)計(jì)的潤(rùn)滑冷卻系統(tǒng)顯著縮短其到達(dá)熱平衡點(diǎn)的時(shí)間，并將熱平衡點(diǎn)溫度控制在允許的工作條件之內(nèi)，與仿真結(jié)果基本一致，為今后高速壓力機(jī)的設(shè)計(jì)提供了方法參考。

（4）實(shí)驗(yàn)測(cè)試與仿真分析結(jié)果均表明，如果不采取適當(dāng)?shù)纳峄蚶鋮s措施，壓力機(jī)的溫度將持續(xù)上升，到達(dá)熱平衡點(diǎn)的時(shí)間將很長(zhǎng)，熱平衡點(diǎn)的溫度將很高，勢(shì)必導(dǎo)致壓力機(jī)產(chǎn)生熱變形，影響下死點(diǎn)重復(fù)精度，需要進(jìn)一步的理論分析和試驗(yàn)研究。

[1]Popa M S.Advanced thermal measurements of modern manufacturing systems[A].XIX IMEKO World Congress:Fundamental and Applied Met rology[C].Lisbon，2009.

[2]王 磊，柯尊芒，賈 方，等.高速壓力機(jī)溫度場(chǎng)的有限元仿真及實(shí)驗(yàn)研究[J].鍛壓技術(shù)，2011，36（4）：80-84.

[3]鹿新建，柯尊芒，朱思洪，等.高速精密壓力機(jī)下死點(diǎn)精度研究[J].鍛壓技術(shù)，2010，35（1）：87-92.

[4]楊世銘.傳熱學(xué)[M].北京：高等教育出版社，2006：133-136，317-322.

[5]凌桂龍.Ansys Workbench13.0從入門到精通[M].北京：清華大學(xué)出版社，2012：195-202.

[6]馮華林，鹿新建.高速壓力機(jī)下死點(diǎn)精度試驗(yàn)研究[J].鍛壓裝備與制造技術(shù)，2009，44（3）：34-38.

[7]王曉東，鹿新建，肖 政，等.高速壓力機(jī)下死點(diǎn)測(cè)試及數(shù)據(jù)分析，2008，43（2）.