超低溫介質(zhì)內(nèi)冷式刀柄的設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究

趙 地 王永青 劉 闊 邢家鵬 劉海波

大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連，116024

0 引言

航空航天領(lǐng)域極端工況下，鈦合金、各類復(fù)合材料等材料以其強(qiáng)度高、耐蝕性好、耐熱性高等優(yōu)勢，已廣泛應(yīng)用于各類高性能產(chǎn)品。上述材料的熱導(dǎo)率小、韌性高、黏性高等特性導(dǎo)致切削溫度高，刀具磨損較為嚴(yán)重，加工時(shí)乳化液的大量使用造成的環(huán)境污染也較為嚴(yán)重，因此，在追求綠色、低碳、可持續(xù)發(fā)展的“綠色制造”發(fā)展趨勢下，進(jìn)行超低溫加工技術(shù)、裝備及其關(guān)鍵功能部件的研究具有重要意義。

超低溫加工(低于-153 ℃[1-3])是一種采用液氮等冷卻介質(zhì)的清潔切削技術(shù)，具有無/少污染、冷卻能力強(qiáng)、加工效率高、刀具壽命長、零件表面完整性好等優(yōu)點(diǎn)。其中，液氮內(nèi)冷式加工具有冷卻直接、精準(zhǔn)、高效以及集成性高等優(yōu)點(diǎn)，其原理是將液氮通過主軸、刀柄和刀具的內(nèi)腔通道輸送至刀尖處對加工區(qū)域進(jìn)行冷卻。然而，液氮經(jīng)由機(jī)床主軸內(nèi)部傳輸極易產(chǎn)生冷質(zhì)擴(kuò)散等問題，導(dǎo)致主軸冷縮、凍結(jié)，引發(fā)結(jié)構(gòu)形變、密封與配合失效、精度降低等問題。

在早期的研究中，超低溫冷卻加工的主要實(shí)現(xiàn)方式為超低溫介質(zhì)外部供給冷卻[4-7]。近年來，部分國內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)已研制出液氮內(nèi)冷式主軸。2010年，美國MAG公司研制了世界上第一臺(tái)液氮內(nèi)冷式的超低溫加工機(jī)床，首次實(shí)現(xiàn)了液氮沿主軸內(nèi)部流通至刀具刀尖的超低溫內(nèi)冷式加工方式[8]。2017年，美國5ME公司研制了最高轉(zhuǎn)速為10 000 r/min的液氮內(nèi)冷式電主軸，實(shí)現(xiàn)了液氮在具有電機(jī)的主軸內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu)下的可靠性傳輸[9]。我國僅有少數(shù)單位開展了相關(guān)研究，如大連理工大學(xué)自主研發(fā)了最高轉(zhuǎn)速為4000 r/min的我國首套液氮內(nèi)冷式機(jī)械主軸與配套內(nèi)冷式刀柄[10-11]。但上述主軸的研制技術(shù)難度較大，針對普通機(jī)床的改造成本較高，難以在通用機(jī)床上大規(guī)模普及。

本文為滿足普通機(jī)床超低溫內(nèi)冷式加工需求，降低改造成本，設(shè)計(jì)并研制了一種超低溫內(nèi)冷式刀柄。

1 刀柄的功能要求及初步結(jié)構(gòu)方案

1.1 刀柄的功能要求

為實(shí)現(xiàn)超低溫內(nèi)冷式加工，需滿足超低溫介質(zhì)沿刀具刀尖處噴射的功能要求。如圖1所示，常規(guī)內(nèi)冷式加工是將冷卻介質(zhì)通過主軸、刀柄和刀具的內(nèi)腔通道輸送至刀尖處以實(shí)現(xiàn)冷卻加工的,為此，本文提出了超低溫介質(zhì)不經(jīng)過主軸輸送、直接由外部輸送管路引入至刀柄內(nèi)部的設(shè)計(jì)思路。

(a)超低溫內(nèi)冷式主軸 (b)超低溫內(nèi)冷式刀柄圖1 超低溫內(nèi)冷式加工液氮的輸送路線Fig.1 Transport route of LN2 in cryogenicinternal cooling

刀柄的關(guān)鍵功能要求如下：

(1)刀柄需設(shè)計(jì)為主體結(jié)構(gòu)及其所夾持刀具跟隨主軸共同轉(zhuǎn)動(dòng)、外殼結(jié)構(gòu)與外部液氮輸送管路連接保持靜止的雙層結(jié)構(gòu)。

(2)刀柄需在局限空間內(nèi)設(shè)計(jì)有效的隔熱結(jié)構(gòu)。這是因?yàn)橐旱诘侗鷥?nèi)腔進(jìn)行強(qiáng)制流動(dòng)時(shí)，將以傳導(dǎo)、對流等方式在結(jié)構(gòu)內(nèi)部擴(kuò)散，會(huì)引起零部件低溫失效、結(jié)構(gòu)配合失效、軸承潤滑失效等問題。

(3)刀柄內(nèi)部需輸送超低溫介質(zhì)，因此刀柄主體需設(shè)計(jì)中空流道，且需滿足強(qiáng)度、精度等要求。

1.2 刀柄的初步結(jié)構(gòu)方案

設(shè)計(jì)了超低溫內(nèi)冷式刀柄，如圖2所示。刀柄為內(nèi)層旋轉(zhuǎn)、外層靜止的雙層結(jié)構(gòu)，包括刀柄主體、液氮外轉(zhuǎn)內(nèi)輸送結(jié)構(gòu)及轉(zhuǎn)動(dòng)支撐結(jié)構(gòu)等。

圖2 初步結(jié)構(gòu)方案Fig.2 Preliminary structure of toolholder

當(dāng)機(jī)床主軸工作運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，刀柄主體通過尾部外錐面與主軸定位并夾緊，實(shí)現(xiàn)同步旋轉(zhuǎn)。外部液氮輸送管路通過連接頭與旋轉(zhuǎn)支撐結(jié)構(gòu)的超低溫介質(zhì)流道相連接，將超低溫介質(zhì)經(jīng)由刀柄主體介質(zhì)流道強(qiáng)制流動(dòng)至刀尖位置，以實(shí)現(xiàn)加工過程中超低溫冷卻介質(zhì)的持續(xù)供給。

2 刀柄的工作過程分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

由于超低溫介質(zhì)的極低溫度特性，冷流極易在刀柄內(nèi)部以傳導(dǎo)等方式傳遞與擴(kuò)散[12]。為避免超低溫冷流引起的零部件低溫失效、結(jié)構(gòu)配合失效及軸承潤滑失效等問題，分析刀柄的傳熱過程及強(qiáng)度可靠性并對刀柄進(jìn)行針對性結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要的意義。

2.1 傳熱過程分析及隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化

刀柄傳熱過程由內(nèi)部液氮冷卻介質(zhì)與刀柄熱載荷及環(huán)境溫度熱量交換決定。為合理簡化熱量交換過程，將刀柄傳熱過程整體視為中心對稱結(jié)構(gòu)的二維穩(wěn)態(tài)傳熱過程，并假設(shè)刀柄內(nèi)部的熱量交換過程為熱傳導(dǎo)，熱對流及熱輻射可忽略不計(jì)；將隔熱材料的熱導(dǎo)率設(shè)為常數(shù)；刀柄工作時(shí)氣液兩相氮?dú)獬錆M圓周分布的徑向流道，并沿刀柄主體水平方向流道強(qiáng)制流動(dòng)。

將傳熱過程拆分為兩個(gè)階段，建立刀柄的傳熱模型。第一階段的液氮流動(dòng)方式主要為沿刀柄主體結(jié)構(gòu)徑向的流動(dòng)，如圖3所示。與Y方向相比，熱量交換在X方向占據(jù)絕對的比重。與第一階段相似，第二階段的液氮流動(dòng)方式主要為沿刀柄主體結(jié)構(gòu)軸向的流動(dòng)，如圖4所示，熱量交換在Y方向占據(jù)絕對的比重。

圖3 第一階段傳熱分析Fig.3 Heat transfer analysis in the first stage

圖4 第二階段傳熱分析Fig.4 The second stage heat transfer analysis

建立包含兩階段傳熱過程的一維穩(wěn)態(tài)傳熱模型，應(yīng)用傳熱學(xué)導(dǎo)熱問題的第三類邊界條件，外界熱載荷通過隔熱材料向流道內(nèi)液氮傳遞的總熱流量Q為

Q=Q(1)+Q(2)

(1)

(2)

(3)

超低溫內(nèi)冷式刀柄隔熱能力優(yōu)化的技術(shù)難點(diǎn)在于隔熱結(jié)構(gòu)對超低溫介質(zhì)內(nèi)部的熱量傳遞的遏制。由式(1)～式(3)可知，液氮輸送過程中所傳遞的熱量與流道內(nèi)液氮與外部空氣溫度差、各向熱載荷正相關(guān)，與等效熱阻負(fù)相關(guān)。為減小超低溫介質(zhì)在刀柄內(nèi)部的熱量擴(kuò)散，在使用環(huán)境固定、加工參數(shù)不變的條件下，應(yīng)盡可能地增大結(jié)構(gòu)內(nèi)各個(gè)熱阻，如選用熱導(dǎo)率較小的隔熱材料、增大隔熱材料厚度等。綜上，本文擬采用聚四氟乙烯(PTFE)材料構(gòu)建超低溫介質(zhì)通道的隔熱結(jié)構(gòu)，并盡可能地增大隔熱結(jié)構(gòu)壁厚，從而提高刀柄隔熱能力。

2.2 強(qiáng)度分析與關(guān)鍵位置結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為滿足輸送超低溫介質(zhì)的可靠性需求，對刀柄進(jìn)行了強(qiáng)度分析。為驗(yàn)證刀柄在加工過程中受到彎矩、轉(zhuǎn)矩作用后的可靠性，對其進(jìn)行了彎扭合成強(qiáng)度計(jì)算分析。如圖5所示，在加工過程中，將加工零件時(shí)刀柄在刀具夾持位置受到的反作用力分解為軸向和徑向分力，在刀柄的設(shè)計(jì)中空通路的危險(xiǎn)截面處校核軸的強(qiáng)度。

圖5 刀柄主體結(jié)構(gòu)的危險(xiǎn)截面Fig.5 Dangerous section of major structure for toolholder

刀柄的彎扭合成強(qiáng)度條件為

(4)

式中，σca為軸的計(jì)算應(yīng)力，MPa；M為軸所受的彎矩，N·mm；T為軸所受的扭矩,N·mm；W為軸的抗彎截面系數(shù)，mm3；α為折合系數(shù)；[σ-1]為材料許用應(yīng)力，MPa。

為提高刀柄主體強(qiáng)度，同時(shí)考慮刀柄保持介質(zhì)輸送穩(wěn)定性，設(shè)計(jì)了合理的流道直徑。流道直徑直接影響了刀柄主體危險(xiǎn)截面的抗彎扭截面系數(shù)，因此在設(shè)計(jì)刀柄流道時(shí)，應(yīng)盡量減小流道直徑，但流道直徑過小將無法保證刀柄主體旋轉(zhuǎn)時(shí)液氮射流的穩(wěn)定性。本文設(shè)定刀柄轉(zhuǎn)速為3000 r/min，刀柄在切削力作用下[13]， 經(jīng)計(jì)算，設(shè)計(jì)刀柄主體流道直徑為6 mm時(shí)，強(qiáng)度滿足20CrMnTi作為刀柄主體材料時(shí)的使用強(qiáng)度要求，且保證了流道的對于穩(wěn)定傳輸液氮介質(zhì)的可靠性。

運(yùn)用前述研究成果對刀柄進(jìn)行隔熱結(jié)構(gòu)及關(guān)鍵位置結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并建立了三維模型，如圖6所示。

圖6 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的三維模型Fig.6 Three-dimensional model after structural optimization

3 刀柄的熱-流-固耦合對比仿真及分析

運(yùn)用數(shù)值模擬軟件對結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的超低溫內(nèi)冷式刀柄進(jìn)行了溫度場、結(jié)構(gòu)變形及整體強(qiáng)度的多場耦合數(shù)值模擬及分析。

3.1 溫度場對比仿真及分析

對刀柄進(jìn)行了熱-流耦合的穩(wěn)態(tài)溫度場模擬仿真。假設(shè)液氮介質(zhì)為單相無相變狀態(tài)，同時(shí)假定隔熱材料為各向同性。設(shè)定入口、出口、接觸壁面、溫度載荷，并按照有/無隔熱結(jié)構(gòu)設(shè)置不同的材料熱物理性能參數(shù)、力學(xué)性能參數(shù)等條件進(jìn)行對照試驗(yàn)，相關(guān)參數(shù)設(shè)置見表1。

表1 數(shù)值模擬選用參數(shù)

表1中切削熱Pc=Fzv，其中，F(xiàn)z為主切削力，N；v為切削速度，m/s。相關(guān)切削參數(shù)為：主軸轉(zhuǎn)速3000 r/min，切削速度3 m/s，背吃刀量4 mm，進(jìn)給量0.4 mm/r，根據(jù)相應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算得到主切削力Fz=240 N。代入上式計(jì)算得到切削熱為0.7 kW，其中傳遞到刀具上的切削熱按2%計(jì)算，即15 W。軸承熱由Palmgren計(jì)算模型求得[14]，兩對軸承的發(fā)熱量分別為16.4 W、47.2 W。刀柄所選材料的熱物理性能參數(shù)、力學(xué)性能參數(shù)見表2。

表2 刀柄材料參數(shù)

結(jié)構(gòu)優(yōu)化前的刀柄熱-流耦合的溫度場數(shù)值仿真結(jié)果如圖7所示，刀柄內(nèi)部最低溫度約為-196 ℃，且由于液氮在刀柄內(nèi)外層結(jié)構(gòu)結(jié)合面處泄漏量較大，因此最低溫度在刀柄內(nèi)部區(qū)域占比較大。刀柄內(nèi)部最高溫度約為-88 ℃，出現(xiàn)在刀柄與主軸連接的錐面處?？拷侗毒叨说妮S承平均溫度約為-180 ℃，遠(yuǎn)離刀柄刀具端的軸承平均溫度約為-160 ℃，因此，兩對軸承均處于極端惡劣工況，在超低溫加工過程中會(huì)產(chǎn)生潤滑失效甚至凍結(jié)變形等問題，嚴(yán)重影響了刀柄可靠性。

圖7 結(jié)構(gòu)優(yōu)化前的刀柄溫度場Fig.7 Temperature field of toolholder without heatinsulation structure optimization

結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄熱-流耦合的溫度場數(shù)值仿真結(jié)果如圖8所示，最低溫度約為-196 ℃，出現(xiàn)在液氮流道附近，最高溫度約為29 ℃，出現(xiàn)在刀柄與主軸連接的錐面處。相較于未進(jìn)行隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化的刀柄，該刀柄內(nèi)部溫度有了較大的提高，靠近刀柄刀具端的軸承平均溫度為0 ℃左右，符合低溫軸承運(yùn)行工況。遠(yuǎn)離刀柄刀具端的軸承平均溫度為15 ℃左右，也符合軸承的正常工況。

圖8 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄溫度場Fig.8 Temperature field of toolholder with optimizedinsulation structure

3.2 結(jié)構(gòu)變形與強(qiáng)度的仿真及分析

為分析超低溫介質(zhì)輸運(yùn)過程中溫度場變化導(dǎo)致的形變問題，對刀柄進(jìn)行熱-流-固耦合分析。

將流場及溫度場作為加載，設(shè)置刀柄的位移約束條件，并進(jìn)行超低溫內(nèi)冷式刀柄結(jié)構(gòu)變形仿真。未進(jìn)行隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化的刀柄最大變形量約為0.27 mm，如圖9所示；進(jìn)行了隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化的刀柄最大變形量約為 0.02 mm，如圖10所示。兩種結(jié)構(gòu)的最大變形量位置均出現(xiàn)在刀柄前端刀具夾持處。對比兩種結(jié)構(gòu)可知，經(jīng)過隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄變形量更小，可較好地滿足加工應(yīng)用需求。

圖9 結(jié)構(gòu)優(yōu)化前的刀柄熱-流-固耦合分析Fig.9 Thermal-fluid-solid coupling analysis of toolholderwithout thermal insulation structure optimization

圖10 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄熱-流-固耦合分析Fig.10 Thermal-fluid-solid coupling analysis of toolholderwith optimized thermal insulation structure

在前述基礎(chǔ)上，對刀柄進(jìn)行了強(qiáng)度仿真分析，結(jié)果如圖11所示，除去刀具夾持位置所受應(yīng)力外(本仿真結(jié)構(gòu)簡化了刀具與刀柄的夾持方式，未構(gòu)建夾套結(jié)構(gòu)以分散刀具在夾持位置上的應(yīng)力，從而避免該位置處的應(yīng)力集中)，刀柄主體結(jié)構(gòu)所受范式等效應(yīng)力的最大位置在前文確定的危險(xiǎn)截面處，該處最大應(yīng)力約為82 MPa，考慮20CrMnTi材料的屈服強(qiáng)度(835 MPa)及安全系數(shù)，危險(xiǎn)截面滿足許用要求。

圖11 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄強(qiáng)度模擬Fig.11 Strength simulation of toolhandle withoptimized thermal insulation structure

4 刀柄的幾何精度及熱平衡溫度測試

基于上述研究，研制了超低溫內(nèi)冷式刀柄一套，開展了刀柄的幾何精度測試以及相對熱平衡狀態(tài)下的溫度測試，在實(shí)際應(yīng)用中驗(yàn)證了刀柄的可用性。

4.1 刀柄幾何精度測試

為驗(yàn)證刀柄在長時(shí)間輸送超低溫介質(zhì)后的幾何精度變化，開展了刀柄在實(shí)際加工中的的徑向跳動(dòng)測試。

首先，機(jī)床預(yù)熱30 min后，使用千分表對刀柄夾持刀具的側(cè)壁進(jìn)行徑向跳動(dòng)測試，并標(biāo)記千分表的固定位置。然后，進(jìn)行120 min鉆削加工。最后，對刀柄進(jìn)行徑向跳動(dòng)測試，在2 h的加工試驗(yàn)過程中，每隔20 min對刀柄所夾持刀具進(jìn)行徑向跳動(dòng)測量，如圖12所示。測試所得不同時(shí)刻的刀柄徑向跳動(dòng)如圖13所示。結(jié)果表明，刀柄徑向跳動(dòng)誤差在超低溫溫度場作用下稍有增大，但在60 min后趨于穩(wěn)定，通過后續(xù)研究可在采取誤差補(bǔ)償手段后實(shí)現(xiàn)刀柄精度的提高。

圖12 徑向跳動(dòng)測試Fig.12 Cryogenic machining and radial runout test

圖13 刀柄加工過程中的徑向跳動(dòng)Fig.13 Radial jump in tool handle processing

4.2 刀柄熱平衡溫度測試

為實(shí)際驗(yàn)證超低溫內(nèi)冷式刀柄在輸送冷卻介質(zhì)時(shí)內(nèi)部零部件的可靠性，開展了基于時(shí)間變化的熱平衡溫度測試。在刀柄關(guān)鍵位置布置溫度傳感器，如圖14所示，T1點(diǎn)溫度為接近切削刀具的前端外殼溫度，T2點(diǎn)溫度為遠(yuǎn)離切削刀具的后端外殼溫度，T3點(diǎn)溫度為液氮出口處的測量溫度。為驗(yàn)證刀柄在刀具極限尺寸下的液氮輸送能力，試驗(yàn)時(shí)采用的刀具為直徑5 mm、底孔直徑僅0.8 mm的內(nèi)冷式鉆頭。

圖14 熱平衡溫度測試Fig.14 Thermal equilibrium temperature test

室溫25 ℃環(huán)境下，在空載下將主軸轉(zhuǎn)速逐步提高至3000 r/min，并以0.4 MPa的壓力輸入液氮，持續(xù)運(yùn)行2 h。在不同時(shí)刻下測得各關(guān)鍵位置的溫度，如圖15所示。結(jié)果表明，刀柄在70 min左右達(dá)到熱平衡，穩(wěn)定后T1點(diǎn)、T2點(diǎn)溫度分別為-12.6 ℃、-27.8 ℃，T3點(diǎn)溫度在第30 min到達(dá)-196 ℃(噴射為氣液混合相態(tài)冷卻介質(zhì))。在實(shí)際使用過程中，刀柄外殼受刀具介質(zhì)出口噴射的液氮及刀柄內(nèi)部輕微泄漏的液氮影響，其整體溫度比數(shù)值模擬結(jié)果所示的溫度有所降低，如圖16和圖17所示。但整體溫度變化梯度及穩(wěn)態(tài)溫度表明，經(jīng)過隔熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄內(nèi)部零部件工作溫度符合軸承部件溫度要求，隔熱性能良好。同時(shí)，刀柄的液氮射流溫度符合超低溫加工的冷卻介質(zhì)溫度要求(不超過-153 ℃)，如圖18所示，可實(shí)現(xiàn)液氮的長時(shí)間穩(wěn)定傳輸。

圖15 關(guān)鍵點(diǎn)溫度變化曲線Fig.16 Temperature variation curve of key points

圖16 T1點(diǎn)溫度對比Fig.17 T1 point temperature comparison

圖17 T2點(diǎn)溫度對比Fig.17 T2 point temperature comparison

圖18 T3點(diǎn)溫度對比Fig.18 T3 point temperature comparison

4.3 刀柄的加工應(yīng)用試驗(yàn)

面向鈦合金、高溫合金及碳纖維復(fù)材等各類復(fù)合材料，本文開展了刀柄的加工應(yīng)用測試，如圖19所示。其中，試驗(yàn)配套刀具為自主研制直徑為5 mm的超低溫內(nèi)冷式鉆頭及直徑為10 mm的超低溫內(nèi)冷式銑刀，加工工藝參數(shù)如下：主軸轉(zhuǎn)速3000 r/min，液氮流量30 L/h，壓力0.4 MPa。經(jīng)試驗(yàn)測試，所設(shè)計(jì)研制的超低溫介質(zhì)內(nèi)冷式刀柄可較好地適用于銑削、鉆削等多種加工工藝，加工效果良好。

(a)鈦合金銑削 (b)碳纖維復(fù)材鉆削圖19 超低溫加工試驗(yàn)Fig.19 Cryogenic processing experiment

5 結(jié)論

(1)設(shè)計(jì)了超低溫內(nèi)冷式刀柄，在實(shí)現(xiàn)超低溫內(nèi)冷式加工功能的前提下，提高了隔熱能力與強(qiáng)度，大幅降低了改造超低溫加工系統(tǒng)的成本。

(2)對刀柄進(jìn)行了熱-流-固耦合的數(shù)值模擬，完成了溫度場、結(jié)構(gòu)變形及強(qiáng)度的仿真與分析，驗(yàn)證了刀柄結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性與可靠性。

(3)通過幾何精度測試、熱平衡溫度測試、刀柄的加工應(yīng)用測試，驗(yàn)證了刀柄在加工中結(jié)構(gòu)變形較小、隔熱性能良好，可實(shí)現(xiàn)液氮的長時(shí)間穩(wěn)定傳輸。

為了深入探究超低溫清潔切削加工工藝，未來將進(jìn)一步開展超低溫內(nèi)冷式刀柄冷-熱復(fù)合誘導(dǎo)的誤差補(bǔ)償工作，提高超低溫加工的加工精度。