本發(fā)明涉及數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化設(shè)計(jì)
技術(shù)領(lǐng)域：
，特別涉及基于數(shù)控機(jī)床結(jié)合部動(dòng)力學(xué)特性的整機(jī)有限元建模和動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法。
背景技術(shù)：
：隨著先進(jìn)制造行業(yè)的不斷發(fā)展，現(xiàn)代機(jī)床制造業(yè)除了要求機(jī)床重量輕、成本低，使用方便外，還要求機(jī)床具有愈來(lái)愈高的加工性能。一般來(lái)說，加工性能主要包括機(jī)床的加工質(zhì)量和切削效率兩個(gè)重要方面。通常用被加工零件所能達(dá)到的最高精確度和表面光潔度來(lái)評(píng)定機(jī)床的加工質(zhì)量，用金屬切除率或切削用量的最大極限值來(lái)評(píng)定機(jī)床的切削效率。機(jī)床的動(dòng)態(tài)性能主要是指機(jī)床抵抗振動(dòng)的能力，包括抗振性和穩(wěn)定性，與機(jī)床的加工性能與機(jī)床動(dòng)態(tài)性能密切相關(guān)，因此研究機(jī)床結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)性能對(duì)于發(fā)展高性能數(shù)控機(jī)床具有重要意義。隨著計(jì)算機(jī)軟硬件技術(shù)的發(fā)展和應(yīng)用水平的提升，進(jìn)行大型結(jié)構(gòu)的計(jì)算機(jī)性仿真已經(jīng)成為可能。在圖紙?jiān)O(shè)計(jì)階段，運(yùn)用仿真技術(shù)就能通過定量的分析計(jì)算，預(yù)測(cè)機(jī)床的靜態(tài)、動(dòng)態(tài)特性，從而能對(duì)及時(shí)發(fā)現(xiàn)的結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)進(jìn)行必要有效的修改，大幅度提高了機(jī)床產(chǎn)品的設(shè)計(jì)質(zhì)量，縮短了機(jī)床產(chǎn)品結(jié)構(gòu)定型周期。機(jī)床是由許多零部件按特定的要求結(jié)合起來(lái)的，其結(jié)合面的阻尼、剛度分別占整機(jī)阻尼和剛度的90％和60％以上，因此為準(zhǔn)確地對(duì)立式加工中心進(jìn)行整機(jī)動(dòng)態(tài)性能分析，必須基于結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)建立準(zhǔn)確的整機(jī)動(dòng)力學(xué)模型。日本、德國(guó)、比利時(shí)、英國(guó)等國(guó)家的很多學(xué)者都加入了機(jī)床動(dòng)態(tài)性能研究，研究的結(jié)論表明：采用理論法分析機(jī)床動(dòng)態(tài)性能時(shí)，動(dòng)力學(xué)模型對(duì)分析結(jié)果影響非常大，且機(jī)床結(jié)合部特性融入整機(jī)模型中的處理方法不同，也會(huì)影響計(jì)算結(jié)果。目前，國(guó)內(nèi)外機(jī)床結(jié)合部的研究主要為結(jié)合部的動(dòng)力學(xué)建模、參數(shù)辨識(shí)以及結(jié)合部對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)特性的影響。S.V.Modak采用有限元方法，建立鉆床的有限元模型。首先將結(jié)合面建立為彈簧單元，其次把機(jī)床刀頭考慮成為集中質(zhì)量單元，然后將基于模態(tài)試驗(yàn)的測(cè)得值更新有限元模型中的彈簧單元參數(shù)，從而得到了比較準(zhǔn)確的有限元理論模型。日本學(xué)者吉村允孝利用積分法將結(jié)合面動(dòng)態(tài)基礎(chǔ)特性參數(shù)運(yùn)用到雙柱立式車床的動(dòng)態(tài)分析中，由于考慮了結(jié)合面的影響，計(jì)算得到的機(jī)床固有頻率和機(jī)床顫振頻率與試驗(yàn)結(jié)果非常吻合。國(guó)內(nèi)研究中，周德康建立包括結(jié)合面動(dòng)力學(xué)模型在內(nèi)的整機(jī)機(jī)床有限元模型。在M2120A原機(jī)床動(dòng)態(tài)測(cè)試的基礎(chǔ)上，用優(yōu)化參數(shù)的方法來(lái)識(shí)別結(jié)合面剛度和阻尼參數(shù)，并對(duì)機(jī)床主要單個(gè)部件進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)優(yōu)化設(shè)計(jì)，利用原機(jī)床結(jié)合面動(dòng)力學(xué)模型，建立比較符合實(shí)際情況的M2120A新機(jī)床整機(jī)有限元模型，并進(jìn)行了整機(jī)多方案比較優(yōu)化設(shè)計(jì)。張廣鵬等應(yīng)用均質(zhì)梁、集中質(zhì)量及結(jié)合部單元對(duì)機(jī)床進(jìn)行整機(jī)動(dòng)態(tài)建模，基于結(jié)合面的動(dòng)態(tài)基礎(chǔ)特性參數(shù)，應(yīng)用子結(jié)構(gòu)建立了整機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程，對(duì)整機(jī)動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行了預(yù)測(cè)。蔣書運(yùn)等建立帶滾珠絲杠副的直線導(dǎo)軌結(jié)合部的動(dòng)力學(xué)模型，分析含結(jié)合部動(dòng)態(tài)參數(shù)的加工中心整機(jī)動(dòng)態(tài)特性。在機(jī)床動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方面，孫明楠等提出一種基于模態(tài)柔度的機(jī)床結(jié)合部動(dòng)態(tài)剛度正交優(yōu)化方法，識(shí)別了各結(jié)合部對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的影響程度，并確定了一組結(jié)合部動(dòng)剛度的最優(yōu)解。王禹林等應(yīng)用吉村允孝法確定結(jié)合部參數(shù)，采用彈簧阻尼單元模擬結(jié)合面接觸特性，基于結(jié)合面對(duì)大型螺紋磨床整機(jī)進(jìn)行靜動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化，結(jié)合面參數(shù)優(yōu)化后機(jī)床的振動(dòng)得到了很好的抑制。綜觀當(dāng)前國(guó)內(nèi)外研究進(jìn)展與成果可知，在數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化設(shè)計(jì)領(lǐng)域仍存在著以下明顯的問題及亟待解決的技術(shù)難點(diǎn)：(1)機(jī)床整機(jī)動(dòng)力學(xué)建模時(shí)沒有考慮機(jī)床中全部結(jié)合部特性的影響，通常只是融入了固定結(jié)合部、絲杠螺母結(jié)合部、軸承結(jié)合部及導(dǎo)軌結(jié)合部中的一種或幾種，因此很難獲得精度很高的機(jī)床動(dòng)力學(xué)模型，而且建立機(jī)床動(dòng)力學(xué)模型的方法缺乏通用性。(2)將整機(jī)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比對(duì)時(shí)，通常只是從機(jī)床的固有頻率是否一致來(lái)判斷整機(jī)建模的正確性，這樣還不足以確定建立的整機(jī)動(dòng)力學(xué)模型是否正確。(3)結(jié)合部動(dòng)力學(xué)特性比較復(fù)雜，在整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化中針對(duì)機(jī)床結(jié)合部參數(shù)的研究方法相對(duì)較少。技術(shù)實(shí)現(xiàn)要素：針對(duì)上述數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化的技術(shù)現(xiàn)狀及存在的難點(diǎn)，本發(fā)明的目的在于提出一種基于機(jī)床結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)的數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法，以實(shí)現(xiàn)對(duì)數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能的有限元分析與優(yōu)化，進(jìn)一步提高數(shù)控機(jī)床的加工性能。本發(fā)明提出的數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法，其基本內(nèi)容是通過獲取機(jī)床中螺栓結(jié)合部，導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部，滾珠絲杠結(jié)合部以及軸承結(jié)合部的動(dòng)力學(xué)參數(shù)，建立數(shù)控機(jī)床整機(jī)有限元模型。在驗(yàn)證整機(jī)有限元模型準(zhǔn)確性的基礎(chǔ)上，以主軸軸端的頻率響應(yīng)函數(shù)作為衡量整機(jī)動(dòng)態(tài)性能的指標(biāo)。基于模態(tài)柔度與主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)的關(guān)系確定機(jī)床的薄弱模態(tài)，結(jié)合彈性能分布理論確定薄弱模態(tài)下的薄弱結(jié)合部，建立以薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度為優(yōu)化目標(biāo)，薄弱結(jié)合部的剛度為設(shè)計(jì)變量的多目標(biāo)優(yōu)化模型。在優(yōu)化過程中，利用正交試驗(yàn)表規(guī)劃試驗(yàn)方案，在采用極差分析處理試驗(yàn)結(jié)果時(shí)引入相似優(yōu)先比法將多目標(biāo)優(yōu)化轉(zhuǎn)化為單目標(biāo)優(yōu)化。最終，將極差分析得到的結(jié)合部剛度的最優(yōu)配置方案加載到有限元模型中進(jìn)行模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析，優(yōu)化后整機(jī)固有頻率得到提高，主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)幅值得到降低，驗(yàn)證了提出的基于結(jié)合部動(dòng)剛度的優(yōu)化配置方法的有效性。該優(yōu)化方法可以確定各結(jié)合部動(dòng)剛度對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的影響程度，得到結(jié)合部動(dòng)剛度的最優(yōu)配置方案，為機(jī)床結(jié)合部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及機(jī)床廠家對(duì)外購(gòu)件的選擇提供了技術(shù)支持。本發(fā)明提出的數(shù)控整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法，具體包括以下內(nèi)容。(1)結(jié)合部等效特性：根據(jù)結(jié)合部表現(xiàn)出既能儲(chǔ)存能量又能消耗能量的特性，將結(jié)合部接觸特性等效為彈簧-阻尼系統(tǒng)。因此結(jié)合部參數(shù)辨識(shí)即獲取結(jié)合部的等效剛度和阻尼系。(2)螺栓結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)：根據(jù)子結(jié)構(gòu)綜合法，推導(dǎo)出螺栓結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)的四個(gè)基本辨識(shí)公式：其中，P＝Kc+jωCc，Kc與Cc表示結(jié)合部的等效接觸剛度和阻尼系數(shù)，P所包含的結(jié)合部信息就是待辨識(shí)的結(jié)合部等效接觸剛度與接觸阻尼系數(shù)；Hnn表示子結(jié)構(gòu)非結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)間的頻率響應(yīng)函數(shù)、Hnc(或Hcn)表示子結(jié)構(gòu)非結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)與結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)之間的頻率響應(yīng)函數(shù)、Hcc表示子結(jié)構(gòu)結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)間的頻率響應(yīng)函數(shù)、表示螺栓裝配體結(jié)構(gòu)非結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)間的頻率響應(yīng)函數(shù)、表示螺栓裝配體結(jié)構(gòu)非結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)與結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)之間的頻率響應(yīng)函數(shù)、表示螺栓裝配體結(jié)構(gòu)結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)間的頻率響應(yīng)函數(shù)。在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步推導(dǎo)出上述公式中無(wú)法直接通過試驗(yàn)測(cè)試獲取的頻率響應(yīng)函數(shù)的計(jì)算公式。聯(lián)立公式(4)與公式(6)聯(lián)立公式(5)與公式(7)綜合上述公式(4)～(9)以及直接測(cè)量的頻率響應(yīng)函數(shù)，可構(gòu)造辨識(shí)結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)的完備頻率響應(yīng)函數(shù)，即可計(jì)算得到螺栓結(jié)合部的等效接觸剛度與接觸阻尼系數(shù)。(3)導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)：采用模態(tài)試驗(yàn)得到導(dǎo)軌滑塊結(jié)構(gòu)的固有頻率和模態(tài)振型的實(shí)驗(yàn)值，并建立結(jié)構(gòu)的有限元模型實(shí)現(xiàn)模態(tài)分析，通過減小實(shí)驗(yàn)值和仿真值的誤差來(lái)獲取結(jié)合部剛度和阻尼系數(shù)。誤差計(jì)算公式如下：其中和為結(jié)合部前N階固有頻率計(jì)算值和試驗(yàn)值，和為結(jié)合部前N階阻尼比的計(jì)算值和試驗(yàn)值，ε1、ε2為收斂殘差。(4)滾珠絲杠結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)：由于滾珠絲杠結(jié)合部在機(jī)床中主要承擔(dān)軸向荷載，因此只考慮其軸向剛度，其具體數(shù)值可以查閱產(chǎn)品手冊(cè)。(5)軸承結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)：通過查閱產(chǎn)品手冊(cè)獲取其軸向和徑向剛度。(6)整機(jī)動(dòng)力學(xué)建模：建立數(shù)控機(jī)床整機(jī)CAD模型，導(dǎo)入有限元分析軟件ANSYS中。將步驟(2)～(5)中所獲取的各結(jié)合部的剛度和阻尼值通過ANSYS中的combin14單元和matrix27單元加載到有限元模型中對(duì)應(yīng)的結(jié)合部，建立數(shù)控機(jī)床整機(jī)有限元模型。(7)整機(jī)動(dòng)態(tài)性能分析：針對(duì)步驟(6)建立的機(jī)床整機(jī)有限元模型，對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析，獲取整機(jī)固有頻率、模態(tài)振型以及主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)。(8)整機(jī)有限元模型驗(yàn)證：采用錘擊法模態(tài)試驗(yàn)獲取整機(jī)固有頻率和主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)，通過對(duì)比實(shí)驗(yàn)值和步驟(7)獲取的仿真值來(lái)驗(yàn)證整機(jī)有限元模型的準(zhǔn)確性。(9)整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法：采用主軸軸端X、Y、Z三個(gè)方向的頻率響應(yīng)函數(shù)作為衡量整機(jī)動(dòng)態(tài)性能的指標(biāo)，結(jié)合模態(tài)柔度理論和彈性能分布理論建立以各主要結(jié)合部的剛度作為設(shè)計(jì)變量，薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度為優(yōu)化目標(biāo)的多目標(biāo)優(yōu)化模型。在本發(fā)明的上述技術(shù)方案中，所述導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參辨識(shí)需要在Matlab中編寫能與ANSYS實(shí)現(xiàn)交互運(yùn)算的優(yōu)化控制程序。Matlab自動(dòng)調(diào)用ANSYS，并將等效接觸剛度和阻尼系數(shù)迭代初值傳遞給ANSYS。ANSYS分析完畢后，通過APDL命令將結(jié)果反饋到Matlab循環(huán)控制程序中。以此流程自動(dòng)迭代直至達(dá)到要求的收斂條件。在本發(fā)明的上述技術(shù)方案中，所述的螺栓結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參辨識(shí)需要設(shè)計(jì)和機(jī)床待辨識(shí)螺栓結(jié)合部接觸材料、接觸面壓、粗糙度相同的梁-梁螺栓裝配體試驗(yàn)結(jié)構(gòu)，首先針對(duì)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)，然后根據(jù)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)和機(jī)床待辨識(shí)螺栓結(jié)合部的接觸面積關(guān)系計(jì)算機(jī)床待辨識(shí)螺栓結(jié)合部的等效接觸剛度與接觸阻尼系數(shù)。在本發(fā)明的上述技術(shù)方案中，所述的整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法按下列方式進(jìn)行。(1)假設(shè)機(jī)床結(jié)構(gòu)的阻尼為比例阻尼，根據(jù)振動(dòng)的模態(tài)理論推導(dǎo)出激勵(lì)點(diǎn)與響應(yīng)點(diǎn)之間的頻響函數(shù)表達(dá)式。分析動(dòng)柔度與模態(tài)柔度、靜柔度的關(guān)系，要得到較小的動(dòng)柔度，各階模態(tài)柔度要盡量小。研究指出模態(tài)柔度與靜柔度比值較大的幾階模態(tài)決定了系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能，是機(jī)床的薄弱模態(tài)。通過計(jì)算靜柔度、各階模態(tài)柔度以及兩者之間的比值即可得到機(jī)床結(jié)構(gòu)的薄弱模態(tài)，因此以減小各階薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度(fab)r作為優(yōu)化目標(biāo)。(2)根據(jù)彈性能分布理論計(jì)算薄弱模態(tài)下各結(jié)合部的彈性能分布率，以彈性能分布率較高的結(jié)合部剛度ki作為設(shè)計(jì)變量。(3)結(jié)合步驟(1)和步驟(2)建立多目標(biāo)優(yōu)化模型：k＝{K1k2…ki…kn}T(i＝1，2，…，n)V-minF(k)＝min[(fab)1(fab)2…(fab)i…(fab)n]s.t.kmin≤ki≤kmax(i＝1，2，…，n)其中Aa(r)、Ab(r)分別為機(jī)床以第r階固有頻率振動(dòng)時(shí)a、b兩點(diǎn)間的相對(duì)振幅；Kr為第r階模態(tài)的模態(tài)剛度。(4)采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法規(guī)劃試驗(yàn)方案，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果獲取優(yōu)水平、優(yōu)組合以及各因素影響主次。(5)將各結(jié)合部剛度的最優(yōu)組合寫入有限元模型中進(jìn)行模態(tài)分析，比較優(yōu)化前后薄弱階模態(tài)柔度和主軸軸端模態(tài)柔度。在本發(fā)明進(jìn)一步的技術(shù)方案中，所述正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法包括。(1)將各薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度作為試驗(yàn)考核指標(biāo)，各薄弱結(jié)合部剛度作為試驗(yàn)因素，每個(gè)結(jié)合部可選取的剛度值作為試驗(yàn)水平。(2)根據(jù)試驗(yàn)因素與水平選擇正交表規(guī)劃試驗(yàn)方案，計(jì)算每組方案下各階薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度仿真值。(3)引入相似優(yōu)先比法將多目標(biāo)優(yōu)化轉(zhuǎn)化為單目標(biāo)優(yōu)化，與極差分析協(xié)同處理試驗(yàn)結(jié)果，得到結(jié)合部動(dòng)剛度配置的最優(yōu)解。在本發(fā)明進(jìn)一步的技術(shù)方案中，所述的相似優(yōu)先比法與極差分析協(xié)同作用可按下述方式進(jìn)行。(1)以正交表中每組試驗(yàn)結(jié)果作為多目標(biāo)優(yōu)化的有效解F*。(2)以試驗(yàn)結(jié)果中每階薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度最小值構(gòu)成多目標(biāo)的理想解F；以正交表中每組試驗(yàn)結(jié)果作為多目標(biāo)優(yōu)化的有效解F*。(3)計(jì)算相似優(yōu)先比，構(gòu)建每階薄弱模態(tài)的相似優(yōu)先比矩陣Mr。(4)設(shè)置參數(shù)λ(0≤λ≤1)，取Mr的λ截矩陣M＝(rij)n×n，其中，(5)計(jì)算全部試驗(yàn)組中各階薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度對(duì)應(yīng)的絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)Nrk，將正交表中每行的Nrk相加得到綜合絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)Nk。(6)采用步驟(5)中的綜合絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)Nk代替每組試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析：Ri＝max(pi1，…，pij，…，pin)-min(pi1，…，pij，…，pin)(13)其中Ri為極差值，pij為正交表中第i列因素取相應(yīng)水平j(luò)時(shí)所得試驗(yàn)結(jié)果的算術(shù)平均值。本發(fā)明為克服數(shù)控機(jī)床整機(jī)有限元建模的困難，提高整機(jī)動(dòng)態(tài)性能做出了以下貢獻(xiàn)。(1)考慮機(jī)床中全部結(jié)合部特性的影響，進(jìn)行了螺栓結(jié)合部、導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部、滾珠絲杠結(jié)合部、軸承結(jié)合部動(dòng)力學(xué)建模和結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)，提供了完整通用的數(shù)控機(jī)床整機(jī)有限元建摸方法。(2)采用主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)作為衡量數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的指標(biāo)，基于模態(tài)柔度與彈性能分布理論，建立了以薄弱結(jié)合部剛度為設(shè)計(jì)變量，薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度為優(yōu)化目標(biāo)的多目標(biāo)優(yōu)化模型，明確機(jī)床結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方向。(3)在優(yōu)化過程中采用正交試驗(yàn)方法合理規(guī)劃試驗(yàn)方案，在試驗(yàn)結(jié)果分析中引入相似優(yōu)先比法對(duì)結(jié)合部動(dòng)剛度進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化配置，將多目標(biāo)優(yōu)化轉(zhuǎn)為單目標(biāo)優(yōu)化，提高優(yōu)化計(jì)算效率。通過正交試驗(yàn)結(jié)果分析可確定各結(jié)合部動(dòng)剛度對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的影響程度，得到結(jié)合部動(dòng)剛度的最優(yōu)配置方案。(4)顯著提高了數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能。以實(shí)驗(yàn)樣機(jī)為例，采用本發(fā)明提出的數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化方法，主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)明顯降低，優(yōu)化效果如圖9所示。(5)分析機(jī)床結(jié)合部剛度對(duì)整機(jī)動(dòng)態(tài)性能的影響，為機(jī)床結(jié)合部結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)以及機(jī)床廠家對(duì)外購(gòu)件的選擇提供了技術(shù)支持。附圖說明圖1是立柱-床身螺栓結(jié)合部模型及其等效試驗(yàn)結(jié)構(gòu)示意圖。圖2是立柱-床身螺栓結(jié)合部動(dòng)態(tài)試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置方案示意圖。圖3是導(dǎo)軌滑塊有限元模型示意圖。圖4是導(dǎo)軌滑塊試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置方案示意圖。圖5是數(shù)控機(jī)床整機(jī)有限元模型示意圖。圖6是數(shù)控機(jī)床主軸軸端X、Y、Z向頻率響應(yīng)函數(shù)試驗(yàn)與仿真曲線對(duì)比示意圖。圖7是數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化流程示意圖。圖8是數(shù)控機(jī)床優(yōu)化后主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)示意圖。具體實(shí)施方式為了更清楚的理解本發(fā)明，以下對(duì)發(fā)明的詳細(xì)內(nèi)容、并結(jié)合附圖和發(fā)明人依本發(fā)明的技術(shù)方案完成的實(shí)例對(duì)本發(fā)明作進(jìn)一步的詳細(xì)論述。螺栓結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)螺栓聯(lián)接結(jié)合面間彈簧阻尼單元的分布由螺栓的數(shù)目、螺栓的型號(hào)以及結(jié)合面面積決定。立柱-床身結(jié)合部作為機(jī)床結(jié)構(gòu)中關(guān)鍵螺栓結(jié)合部，以其為例，結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)辨識(shí)流程如下。1.構(gòu)建等效螺栓結(jié)構(gòu)機(jī)床結(jié)構(gòu)中床身-立柱螺栓結(jié)合部如圖1所示，兩側(cè)對(duì)稱分布3個(gè)M20螺栓，螺栓擰緊力矩為500N·m。結(jié)合部接觸面壓按照公式(14)計(jì)算為13.56Mpa，結(jié)合部材質(zhì)為鑄鐵，粗糙度為1.6μm。建立圖1所示的與床身-立柱螺栓結(jié)合部接觸情況相等的等效螺栓結(jié)構(gòu)，子結(jié)構(gòu)A與子結(jié)構(gòu)B均為350′10′30mm的梁結(jié)構(gòu)，兩者之間采用一個(gè)M12螺栓裝配，裝配時(shí)施加的力矩為22.56N·m，表1列出子結(jié)構(gòu)A、子結(jié)構(gòu)B對(duì)應(yīng)的材料屬性參數(shù)。表1子結(jié)構(gòu)材料屬性參數(shù)。子結(jié)構(gòu)材料彈性模量(GPa)密度(kg/m3)泊松比粗糙度A鑄鐵13073500.31.6B鑄鐵13073500.31.62.等效螺栓結(jié)構(gòu)自由模態(tài)試驗(yàn)試驗(yàn)時(shí)將子結(jié)構(gòu)與螺栓裝配結(jié)構(gòu)懸掛在彈性繩上以保證試驗(yàn)所需的自由邊界。懸掛點(diǎn)位置可由待測(cè)試結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析仿真結(jié)果中第一階彎曲模態(tài)的節(jié)點(diǎn)位置確定。試驗(yàn)時(shí)測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，圖中子結(jié)構(gòu)A、B表面分別布置四個(gè)測(cè)點(diǎn)，并保證進(jìn)行裝配結(jié)構(gòu)的自由模態(tài)試驗(yàn)時(shí)其測(cè)點(diǎn)位置保持不變。點(diǎn)4與點(diǎn)5處于螺栓裝配結(jié)構(gòu)的結(jié)合部區(qū)域，它們的頻率響應(yīng)函數(shù)難以通過試驗(yàn)直接獲取。采用LMS振動(dòng)噪聲測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行錘擊法模態(tài)試驗(yàn)，試驗(yàn)關(guān)注頻率范圍為0～3000Hz，共設(shè)置1025個(gè)頻率樣點(diǎn)。試驗(yàn)時(shí)采用力錘沿著圖2所示的z軸負(fù)方向激勵(lì)，在相應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置兩個(gè)加速度傳感器拾取法向(Z向)與切向(Y向)平動(dòng)響應(yīng)。試驗(yàn)遵循先子結(jié)構(gòu)后螺栓裝配結(jié)構(gòu)的測(cè)試步驟，通過移動(dòng)力錘和加速度傳感器保證獲取每個(gè)測(cè)點(diǎn)的原點(diǎn)頻率響應(yīng)函數(shù)與交叉點(diǎn)頻率響應(yīng)函數(shù)。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖3所示，試驗(yàn)按照如下流程進(jìn)行。(1)子結(jié)構(gòu)自由錘擊模態(tài)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)試驗(yàn)按照?qǐng)D2標(biāo)注的測(cè)點(diǎn)序號(hào)由1至8順序進(jìn)行，首先將加兩個(gè)速度傳感器粘貼在點(diǎn)1的法向及切向位置，在每個(gè)測(cè)點(diǎn)位置進(jìn)行5次錘擊，然后移動(dòng)力錘在下一個(gè)測(cè)點(diǎn)位置施加激勵(lì)。待所有測(cè)點(diǎn)均完成一輪錘擊之后再將傳感器順序移動(dòng)到下一個(gè)測(cè)點(diǎn)，再按照上述方法移動(dòng)力錘錘擊，重復(fù)以上過程直至加速度傳感器覆蓋完所有測(cè)點(diǎn)。(2)螺栓裝配結(jié)構(gòu)自由錘擊模態(tài)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)測(cè)試完畢之后，采用螺紋緊固件以及力矩扳手將其裝配形成組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)態(tài)試驗(yàn)。試驗(yàn)方法與子結(jié)構(gòu)一樣，按照測(cè)點(diǎn)順序依次移動(dòng)力錘與加速度傳感器。裝配結(jié)構(gòu)中測(cè)點(diǎn)4及測(cè)點(diǎn)5位于螺栓結(jié)合部區(qū)域，試驗(yàn)時(shí)難以直接施加激勵(lì)并拾取響應(yīng)，因此在試驗(yàn)過程中應(yīng)盡量將力錘與加速度傳感器靠近測(cè)點(diǎn)位置。同時(shí)試驗(yàn)獲取的測(cè)點(diǎn)4、5的頻率響應(yīng)函數(shù)不用于結(jié)合部動(dòng)態(tài)特性參數(shù)的辨識(shí)，只用于評(píng)價(jià)基于不完備頻率響應(yīng)函數(shù)辨識(shí)公式計(jì)算得到的結(jié)合部區(qū)域節(jié)點(diǎn)頻率響應(yīng)函數(shù)的有效性。3.等效結(jié)構(gòu)螺栓結(jié)合部參數(shù)辨識(shí)根據(jù)公式(8)與(9)以及試驗(yàn)獲取的不完備頻率響應(yīng)函數(shù)，測(cè)點(diǎn)4、5的頻率響應(yīng)函數(shù)計(jì)算如公式(15)及(16)所示，在此基礎(chǔ)上根據(jù)公式(4)～(7)辨識(shí)得到的等效螺栓結(jié)構(gòu)結(jié)合部接觸剛度和接觸阻尼系數(shù)為7.8′107N/m、2741N·s/m。再根據(jù)等效螺栓結(jié)構(gòu)和床身-立柱螺栓結(jié)合部結(jié)合面接觸面積之間的關(guān)系計(jì)算出立式加工中心床身-立柱螺栓結(jié)合部的等效接觸剛度和接觸阻尼系數(shù)為4.9′1010N/m、1.1′106N·s/m。導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部參數(shù)辨識(shí)基于模態(tài)參數(shù)，利用優(yōu)化思想對(duì)導(dǎo)軌結(jié)合部的等效接觸剛度和阻尼系數(shù)進(jìn)行有效的辨識(shí)。(1)在ANSYS中建立如圖3所示的導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部有限元模型，用彈簧阻尼單元模擬滑塊與導(dǎo)軌結(jié)合面間的接觸特性。滑塊總長(zhǎng)72mm，以圖3中面A為基準(zhǔn)，每隔24mm建立一組彈簧阻尼單元，均勻布置在滑塊前、中、后三個(gè)截面上。每個(gè)截面共分布4個(gè)彈簧阻尼單元，其位置根據(jù)滑塊滾珠和導(dǎo)軌接觸形式分別垂直于導(dǎo)軌滑塊并與水平方向成45°夾角等效動(dòng)力學(xué)模型如圖4所示。(2)試驗(yàn)選取多點(diǎn)激勵(lì)，單點(diǎn)響應(yīng)的測(cè)量方式，共布置圖4所示的45個(gè)激勵(lì)點(diǎn)，加速度傳感器安裝在圖4中點(diǎn)9處。點(diǎn)9既為響應(yīng)拾取點(diǎn)，也同為激勵(lì)點(diǎn)。在9點(diǎn)進(jìn)行激勵(lì)時(shí)，激振力錘盡量靠近點(diǎn)9。通過模態(tài)試驗(yàn)得到結(jié)合部前4階固有頻率和阻尼比的試驗(yàn)值。(3)通過Matlab自動(dòng)改變步驟(1)中設(shè)置的彈簧阻尼單元值，然后進(jìn)行模態(tài)分析，得到結(jié)合部前4階固有頻率和阻尼比的仿真值。比較結(jié)合部前4階固有頻率和阻尼比的試驗(yàn)值與仿真值，識(shí)別的滑塊導(dǎo)軌結(jié)合面等效接觸剛度和接觸阻尼系數(shù)分別為5.83108N/m、5143N·s/m。表2和表3分別為固有頻率、阻尼比試驗(yàn)值和仿真值的比較結(jié)果，表中固有頻率的誤差在5％以內(nèi)，阻尼比的誤差在4.5％以內(nèi)，表明建立的有限元模型較為準(zhǔn)確地反映了導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部的動(dòng)力學(xué)特性。表2結(jié)合部固有頻率試驗(yàn)值和仿真值對(duì)比。階數(shù)1234試驗(yàn)值983.83015.73393.23555.5仿真值982.43017.33586.23634.9誤差(％)0.140.054.781.4表3結(jié)合部阻尼比試驗(yàn)值和仿真值對(duì)比。階數(shù)1234試驗(yàn)值(％)1.521.391.791.67仿真值(％)1.531.421.781.60誤差(％)0.652.160.564.19機(jī)床整機(jī)有限元建模通過產(chǎn)品手冊(cè)查閱的滾珠絲杠結(jié)合部的軸向剛度和軸承結(jié)合部的徑向、軸向剛度，結(jié)合已辨識(shí)的螺栓結(jié)合部與導(dǎo)軌滑塊結(jié)合部的結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)，在有限元軟件中建立圖5所示的機(jī)床整機(jī)有限元模型。采用Solid45單元對(duì)立式加工中心共劃分724537個(gè)單元，共采用28個(gè)Matrix27和144個(gè)Combin14彈簧阻尼單元模擬結(jié)合面接觸特性。機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能分析機(jī)床動(dòng)態(tài)性能分析包括模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析。模態(tài)分析：根據(jù)待試驗(yàn)機(jī)床的實(shí)際邊界條件，在ANSYS中對(duì)床身底部施加固定約束，約束其六個(gè)方向的自由度。在有限元軟件中僅求解整機(jī)前40階模態(tài)，得到前40階固有頻率和模態(tài)振型。整機(jī)諧響應(yīng)分析：主軸軸端的頻率響應(yīng)函數(shù)是機(jī)床抗振性的重要指標(biāo)，也是識(shí)別機(jī)床無(wú)顫振切削的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，因此整機(jī)諧響應(yīng)分析中研究主軸軸端的頻率響應(yīng)函數(shù)。根據(jù)立式加工中心常用轉(zhuǎn)速范圍以及刀齒數(shù)，主要關(guān)心0-600Hz頻率范圍內(nèi)的動(dòng)力響應(yīng)。在主軸軸端沿X、Y、Z向分別施加幅值為1，激振頻率為0-600Hz的簡(jiǎn)諧力，得到圖6所示的主軸軸端X、Y、Z三向的加速度幅頻響應(yīng)曲線。機(jī)床整機(jī)有限元模型驗(yàn)證為驗(yàn)證整機(jī)有限元模型的準(zhǔn)確性，基于LMS振動(dòng)噪聲測(cè)試系統(tǒng)，對(duì)機(jī)床整機(jī)進(jìn)行錘擊法模態(tài)試驗(yàn)，獲取主軸軸端原點(diǎn)頻響函數(shù)。試驗(yàn)采用力錘激振，通過ICP型加速度傳感器拾取振動(dòng)信號(hào)、LMS系統(tǒng)進(jìn)行信號(hào)處理得到主軸軸端的原點(diǎn)頻響函數(shù)，試驗(yàn)測(cè)得的原點(diǎn)頻率響應(yīng)函數(shù)曲線如圖6所示。比較X、Y、Z向的頻響函數(shù)曲線，試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果變化趨勢(shì)相近，波峰值頻率對(duì)應(yīng)較好，驗(yàn)證了該有限元模型的準(zhǔn)確性，為后續(xù)整機(jī)動(dòng)態(tài)性能預(yù)測(cè)和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)。機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化整機(jī)動(dòng)態(tài)性能優(yōu)化具體實(shí)施按下列方式進(jìn)行，圖7為優(yōu)化過程簡(jiǎn)圖。(1)基于模態(tài)柔度理論確定優(yōu)化目標(biāo)通過ANSYS進(jìn)行整機(jī)模態(tài)分析和靜態(tài)分析得到主軸軸端X、Y、Z向的各階模態(tài)柔度和靜柔度。計(jì)算各階模態(tài)柔度與靜柔度的比值，下表列出X、Y、Z向比值在9％以上的較薄弱模態(tài)，以這6階薄弱模態(tài)對(duì)應(yīng)方向的最小模態(tài)柔度為優(yōu)化目標(biāo)。(2)基于彈性能分布理論確定設(shè)計(jì)變量模態(tài)分析振型結(jié)果顯示床身、床鞍、工作臺(tái)的振動(dòng)比較微弱，因此僅針對(duì)主軸-立柱系統(tǒng)的各結(jié)合部動(dòng)剛優(yōu)化配置。計(jì)算主軸軸承結(jié)合部、Z向?qū)к壔瑝K結(jié)合部、Z向滾珠絲杠結(jié)合部以及立柱-床身結(jié)合部的彈性能分布率，下表列出計(jì)算結(jié)果。以彈性能分布率較高的主軸軸承結(jié)合部動(dòng)剛度k1、Z向?qū)к壔瑝K結(jié)合部動(dòng)剛度k2、立柱-床身螺栓結(jié)合部動(dòng)剛度k3作為設(shè)計(jì)變量，以2、3、7、8、10、27階薄弱模態(tài)相應(yīng)方向的最小模態(tài)柔度為目標(biāo)，建立多目標(biāo)優(yōu)化模型。表4各向薄弱模態(tài)。階數(shù)方向模態(tài)柔度(10-9m/N)模態(tài)柔度比(％)2X8.227.33Y6.5616.07Y9.4122.727Y4.9412.02Z9.7429.58Z8.7926.610Z3.039.18表5彈性能分布率計(jì)算結(jié)果。(3)結(jié)合部動(dòng)剛度正交試驗(yàn)優(yōu)化配置根據(jù)此機(jī)床結(jié)合部動(dòng)力學(xué)參數(shù)研究成果以及機(jī)床廠家對(duì)外購(gòu)部件(主軸、直線導(dǎo)軌)的選擇要求，確定了各結(jié)合部動(dòng)剛度的3個(gè)水平值。表為正交試驗(yàn)的因素水平表，主軸軸承結(jié)合部的軸向、徑向剛度作為一個(gè)試驗(yàn)因素，立柱-床身結(jié)合部的法向、切向剛度作為一個(gè)試驗(yàn)因素。表6正交試驗(yàn)因素水平表基于因素與水平個(gè)數(shù)，采用正交試驗(yàn)表L9(34)建立表6所示的正交試驗(yàn)表，共規(guī)劃9次試驗(yàn)，結(jié)合ANYS分析結(jié)果在MATLAB中計(jì)算薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度。在試驗(yàn)結(jié)果分析中，結(jié)合相似優(yōu)先比法協(xié)同求解結(jié)合部動(dòng)剛度的最優(yōu)配置方案。首先構(gòu)建多目標(biāo)優(yōu)化模型的有效解和理想解，計(jì)算相應(yīng)的相似優(yōu)先比rrst，建立相似優(yōu)先比矩陣Mr。以λ＝0.5作Mr的截矩陣，計(jì)算各階模態(tài)柔度的絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)Nrk及每組試驗(yàn)下各階模態(tài)柔度對(duì)應(yīng)的絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)和Nk。以每組試驗(yàn)的絕對(duì)優(yōu)先序號(hào)和Nk作為正交試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果，通過公式(13)計(jì)算得到表7所示的極差分析結(jié)果。由極差分析結(jié)果可知，主軸軸承結(jié)合部動(dòng)剛度對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能影響最顯著，立柱-床身螺栓結(jié)合部動(dòng)剛度對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能影響最小，結(jié)合部動(dòng)剛度最優(yōu)配置方案為(k1)3(k2)3(k3)3。表7極差分析結(jié)果。(4)最優(yōu)配置方案的優(yōu)化結(jié)果分析將最優(yōu)配置方案中各結(jié)合部的動(dòng)剛度值寫入有限元模型中進(jìn)行模態(tài)分析，計(jì)算薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度，表8列出優(yōu)化配置前后的模態(tài)柔度與固有頻率。表8中第2階X向，第8、10階Z向，第27階Y向的模態(tài)柔度分別下降了10.4％、16.0％、16.5％、10.5％，優(yōu)化效果較明顯；第2階Z向，第3、7階Y向的模態(tài)柔度分別下降了4.41％、1.98％、4.04％。薄弱模態(tài)對(duì)應(yīng)的固有頻率均得到提高，其中第2階固有頻率提高達(dá)到7.39％。圖8給出優(yōu)化后主軸軸端頻率響應(yīng)函數(shù)，對(duì)比圖6所示的優(yōu)化前主軸軸端頻率響應(yīng)示意圖，響應(yīng)幅值顯著降低。綜合優(yōu)化后結(jié)果可知，采用正交試驗(yàn)優(yōu)化配置結(jié)合部動(dòng)剛度，能有效降低薄弱模態(tài)的模態(tài)柔度，從而降低機(jī)床的動(dòng)柔度，提高機(jī)床動(dòng)態(tài)性能。表8優(yōu)化配置前后模態(tài)柔度與固有頻率當(dāng)前第1頁(yè)1 2 3