離心力驅(qū)動液壓膨脹式高速刀柄設(shè)計

王軍1馬燦1韓亞麗2張淳1

1.燕山大學(xué),秦皇島,0660042.石家莊煤礦機械有限責(zé)任公司,石家莊,050031

摘要：針對高速刀柄與主軸錐孔離心膨脹不匹配的問題，設(shè)計了一種新型高速刀柄。刀柄采用實心短錐、雙面定位結(jié)構(gòu)。刀柄上安裝有離心力驅(qū)動液壓彈性膨脹系統(tǒng)，用以補償?shù)侗c主軸錐孔的離心膨脹差。闡述了新型高速刀柄的結(jié)構(gòu)原理，對刀柄幾何參數(shù)和配合過盈量進行了設(shè)計；利用ANSYS有限元軟件分析了刀柄的極限轉(zhuǎn)速及與主軸的徑向連接剛度。研究結(jié)果表明，新型刀柄與同規(guī)格的HSK高速刀柄相比，極限轉(zhuǎn)速提高了約38%，且徑向連接剛度也有所提高,適合用于高速加工。

關(guān)鍵詞:高速刀柄;離心力;極限轉(zhuǎn)速;連接剛度;有限元方法

中圖分類號:TG702

收稿日期：2015-01-28

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目重點項目(51335007)；河北省自然科學(xué)基金資助項目(E2014203097)

作者簡介：:王軍,男,1965年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院教授、博士。主要研究方向為高速加工技術(shù)、水射流加工技術(shù)。出版專著2部，發(fā)表論文50余篇。馬燦，男，1990年生。燕山大學(xué)機械工程學(xué)院碩士研究生。韓亞麗,女,1986年生。石家莊煤礦機械責(zé)任有限公司助理工程師。張淳，女，1965年生。燕山大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院高級實驗師。

Design of High-speed Tool Holder with Hydraulic Expansion System Driven by Centrifugal Force

Wang Jun1Ma Can1Han Yali2Zhang Chun1

1.Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004

2.Shijiazhuang Coal Mining Machinery Co., Ltd., Shijiazhuang,050031

Abstract:Against the centrifugal expansion mismatch of high-speed tool holder and taper hole of the spindle,a new type of high-speed tool holder was designed.It had the structure of short solid taper-shank and double-sided positioning.A hydraulic elastic expansion system driven by centrifugal force was installed on the tool holder so as to compensate difference of the centrifugal expansions. The structure principle of tool holder was introduced herein.The geometrical parameters and interference were designed.The limit rotate speed and connection stiffness were analyzed by use of ANSYS.The research results prove that the limit rotate speed of new type of tool holder is 38% higher than that of the same specification HSK tool holder,and the radial connection stiffness is also improved to some extents,so this new type of tool holder is suitable to high speed machining.

Key words:high-speed tool holder;centrifugal force;limit rotate speed;connection stiffness;finite element method(FEM)

0引言

高速刀柄是高速主軸與刀具連接的關(guān)鍵件。普通7∶24錐度BT刀柄的離心膨脹量小于主軸錐孔的膨脹量,且錐柄和錐孔在大小端的離心膨脹差不等，導(dǎo)致刀柄與主軸的定位精度和連接剛度大幅下降，不適于高速加工。

為解決高速離心膨脹問題，20世紀80年代末，德國、美國、日本等國家相繼開發(fā)了雙面(錐面和端面)定位高速刀柄。一類是中空短錐結(jié)構(gòu)，如德國的HSK、美國的KM和瑞典的Capto等刀柄；另一類是傳統(tǒng)BT刀柄的改進型，如日本的Big-Plus、3Lock、NC5、WSU等刀柄。HSK是最具代表性的高速刀柄,為雙面定位、中空薄壁、1∶10小錐度短錐結(jié)構(gòu)，并利用中空柄部使用外脹式夾緊機構(gòu),在一定程度上緩解了高速刀柄與主軸錐孔離心膨脹的不匹配問題，但仍存在極限轉(zhuǎn)速(刀柄與主軸錐孔即將分離而不能保證徑向定位時的轉(zhuǎn)速)低、強度剛度低、錐柄易磨損、動態(tài)性能差等問題[1]。Agaplou[2]利用線彈性理論建立了主軸-刀柄連接的力學(xué)模型，揭示了連接剛度隨轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律；Ahmadi等[3]利用仿真與試驗揭示了主軸-刀柄連接的接觸應(yīng)力分布和阻尼比變化規(guī)律；Namazi等[4]采用有限元和試驗方法，研究了不同拉刀力對主軸-刀柄系統(tǒng)動態(tài)性能的影響規(guī)律。

國內(nèi)研究主要集中在對國外高速刀柄進行參數(shù)優(yōu)化以及對性能進行研究方面。王貴成等[5]建立了HSK刀柄的力學(xué)模型,并研究了其靜動態(tài)特性；馮平法等[6]建立了HSK刀柄臨界轉(zhuǎn)速的計算模型，分析了刀柄的錐面接觸狀況與夾緊力和轉(zhuǎn)速的關(guān)系;張松等[7]運用彈塑性力學(xué)和非線性有限元技術(shù)分析了刀柄-主軸連接的受力變形和接觸應(yīng)力特征;高相勝等[8]對刀柄-主軸接觸面的剛度建模方法進行了研究；Xiao等[9]對高速工具系統(tǒng)的切削穩(wěn)定性進行了試驗研究。

針對高速刀柄-主軸的離心膨脹問題，本文設(shè)計了一種新型離心膨脹動態(tài)補償高速刀柄(hydraulic expansion high speed toolholder,HE)，并對其性能進行了分析。

1新型刀柄的工作原理與結(jié)構(gòu)

1.1刀柄的工作原理

本文設(shè)計的HE刀柄結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括刀柄體、膨脹套、離心動力缸(以活塞自身離心力為驅(qū)動力的液壓缸)、油塞等部分。

1.油塞　2.膨脹套　3.刀柄體　4.離心動力缸 圖1　HE刀柄結(jié)構(gòu)圖

當機床主軸帶動刀柄旋轉(zhuǎn)時,活塞以自身離心力作為動力源驅(qū)動液壓油產(chǎn)生油壓，液壓油通過油路進入膨脹套內(nèi)表面的油腔內(nèi)，使膨脹套薄壁處產(chǎn)生徑向彈性變形，對主軸錐孔與刀柄錐體的離心膨脹差進行補償。轉(zhuǎn)速愈高，活塞的離心力愈大，油壓隨之增加，膨脹套的徑向補償量增大，從而保證高速下刀柄與主軸錐孔的良好接觸。

1.2刀柄的結(jié)構(gòu)

本文設(shè)計的HE刀柄為實心短錐、雙面定位結(jié)構(gòu)。膨脹套外表面為1∶10錐面,內(nèi)表面為圓柱面，并開有兩個連通的環(huán)形油腔，即兩油腔中間的肋與刀柄體柱面留有縫隙。刀柄體圓柱柄與膨脹套為過盈連接，裝配后精磨各定位表面。刀柄體凸緣處有兩個關(guān)于刀柄軸線對稱的圓孔，孔內(nèi)各安裝一個由缸體、活塞、彈簧和缸蓋等組成的離心動力缸?；钊撞垦b有壓縮彈簧支承活塞，起預(yù)置壓力和增大阻尼作用。離心動力缸與刀柄體采用柱面定位和螺紋連接。離心動力缸通過缸體及刀柄體上的油路與膨脹套油腔連通，油路關(guān)于刀柄軸線對稱布置。刀柄體尾端兩個油路端孔使用內(nèi)六角油塞密封，除了密封和注油時排氣外，還通過將其旋入一定深度反壓活塞來調(diào)節(jié)活塞最大工作行程(初始狀態(tài)彈簧使活塞處在外端，行程為零)，避免兩個離心動力缸在高速旋轉(zhuǎn)時出現(xiàn)非對稱導(dǎo)致刀柄不平衡。

為了與同規(guī)格HSK刀柄兼容,HE刀柄選用標準HSK-A63高速刀柄的外形尺寸，主軸錐孔尺寸相應(yīng)為德國DIN69063標準的HSK-A63錐孔。HE刀柄選用M16的BT標準拉釘拉緊。

2刀柄結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計

結(jié)構(gòu)設(shè)計的初始參數(shù)：根據(jù)有限元分析,初定HE刀柄極限轉(zhuǎn)速為40 000r/min。在此極限轉(zhuǎn)速下，HSK與HE刀柄應(yīng)具有相同的錐面平均接觸應(yīng)力,據(jù)此利用有限元方法計算膨脹套的補償量，進而確定離心動力缸應(yīng)提供的油壓p為8MPa。

2.1離心動力缸設(shè)計

離心動力缸結(jié)構(gòu)如圖2所示。參照標準單作用活塞缸的設(shè)計準則設(shè)計。

1.孔用旋轉(zhuǎn)密封　2.缸筒　3.格來圈 4.活塞　5.支撐環(huán)　6.彈簧　7.缸蓋 圖2　離心動力缸的結(jié)構(gòu)圖

活塞材料選用表面鍍鉻40Cr。通過活塞的離心力獲得油壓，活塞高度H與油壓p的關(guān)系為

H=p/(rω2ρ)

(1)

式中,p為油壓,Pa;r為以刀柄軸線為中心的活塞質(zhì)心半徑,m;ω為主軸角速度,rad/s;ρ為活塞材料密度,kg/m3。

代入相關(guān)數(shù)據(jù),求得活塞高度H=8.8mm;在滿足油壓條件下,活塞直徑盡量取較小值,定為7mm。

缸體材料選用45調(diào)質(zhì)無縫鋼管，其內(nèi)直徑為7mm，外直徑為10mm,長度為18mm?；钊c缸體為動密封，選用MGL006型格來圈，并設(shè)置導(dǎo)向支承環(huán)。缸體與刀柄體安裝孔選用TKX413型組合密封。

2.2過盈量的確定

2.2.1刀柄(膨脹套)/主軸過盈量的確定

類比HSK-A63刀柄,確定刀柄(膨脹套)/主軸的過盈量。DIN標準規(guī)定HSK-A63刀柄/主軸的配合過盈量如下:大端(距刀柄法蘭端面6.3mm處)過盈量為4～12μm,小端(距刀柄端面21mm處)過盈量為0～8μm。因HE刀柄為實心刀柄,剛性大，適當減小大端過盈量，確定HE刀柄/主軸的錐面配合大端過盈量為2～10μm,小端過盈量與HSK刀柄相同,為0～8μm。分析計算時取最小過盈量。

2.2.2膨脹套/刀柄體過盈量的確定

膨脹套結(jié)構(gòu)如圖3所示，為了進行有限元分析，參照HSK-A63的錐柄尺寸初定膨脹套的尺寸如下:內(nèi)直徑d=40mm;l1=15mm,l2=4mm,l3=4mm,l4=4mm,l5=5mm;壁厚t=0.9mm。

圖3　膨脹套結(jié)構(gòu)尺寸

膨脹套與刀柄體通過l1和l5兩段圓柱面過盈配合連接。過盈量確定原則如下:在極限轉(zhuǎn)速40 000r/min下膨脹套與刀柄體保持良好過盈密封。

建立ANSYS有限元模型,如圖4所示。設(shè)置材料屬性如下:刀柄材料40Cr,密度為7900kg/m3;主軸材料38CrMoAlA,密度為7800kg/m3。刀柄、主軸彈性模量均為210GPa,泊松比均為0.3,摩擦因數(shù)均為0.2。主軸左端面施加全約束，在拉釘孔內(nèi)表面施加柱面軸向拉刀力18kN。

圖4　HE刀柄/主軸的有限元模型

計算膨脹套與刀柄體的離心膨脹量，由此確定配合面l1段與l5段在極限轉(zhuǎn)速為40 000r/min時保持接觸的最小過盈量分別為18μm、16μm。密封需要一定接觸壓力,故確定膨脹套/刀柄體配合為φ40H6/s5,對應(yīng)的過盈量為27～54μm。

2.3膨脹套設(shè)計

膨脹套的油腔數(shù)目為2,確保高速時形成2個支承。刀柄尾部有鍵槽傳遞扭矩,不起支承作用(同HSK，見圖1)。膨脹套外廓尺寸與HSK-A63刀柄錐體相同(圖3)。只需對膨脹套內(nèi)直徑d、軸向尺寸l1，l2，…，l5、油腔壁厚t進行設(shè)計。設(shè)計依據(jù)是使刀柄膨脹量(離心膨脹與油壓膨脹的疊加)與主軸的離心膨脹量相匹配，取得補償效果。

2.3.1膨脹套內(nèi)直徑

受到拉釘孔直徑和膨脹套壁厚限制，膨脹套內(nèi)直徑d的范圍約為39～44mm。利用ANSYS計算在極限轉(zhuǎn)速下膨脹套錐面(刀柄錐面)徑向位移(半徑膨脹量)與內(nèi)直徑d的關(guān)系,將膨脹套錐面沿軸向10等分，結(jié)果如圖5所示。由圖可見，在有限的變化范圍內(nèi)，內(nèi)直徑d對膨脹套的徑向膨脹量影響很小。確定內(nèi)直徑d為42mm。

圖5　膨脹套錐面徑向位移 與內(nèi)直徑的關(guān)系(n=40 000r/min)

2.3.2膨脹套軸向尺寸

膨脹套長度為32mm,軸向尺寸包括肋寬l1、l3、l5和油腔寬度l2、l4。l1、l5影響膨脹套與刀柄體的配合面積和過盈密封；l2、l3、l4影響膨脹套的彈性變形。各軸向尺寸的變化范圍都很有限,膨脹套軸向尺寸的幾種典型組合見表1。

表1　膨脹套軸向尺寸組合　mm

按不同的膨脹套軸向尺寸建立ANSYS有限元模型(同圖4),分析極限轉(zhuǎn)速下膨脹套錐面各點徑向位移與膨脹套軸向尺寸的關(guān)系,如圖6所示。由圖可見,軸向尺寸對膨脹套的徑向膨脹量影響較大，油腔越寬,彈性變形越大。主軸錐孔的徑向位移如圖7所示。對比圖6和圖7,選取較理想的軸向尺寸組合為組合2,即l1=15mm,l2=5mm,l3=3mm,l4=5mm,l5=4mm時,膨脹套錐面與主軸錐孔的徑向位移接近,補償效果較好。

圖6　膨脹套錐面徑向位移與 軸向尺寸的關(guān)系(n=40 000r/min)

圖7　不同轉(zhuǎn)速下主軸錐孔的徑向位移

2.3.3油腔壁厚

油腔壁厚t影響膨脹套的彈性變形。t的取值范圍定為0.5～0.9mm,利用ANSYS分析在極限轉(zhuǎn)速下膨脹套錐面各點徑向位移與油腔壁厚的關(guān)系，結(jié)果如圖8所示。油腔壁厚減小，膨脹套補償部位的徑向位移增大。壁厚的變化范圍很小，兼顧彈性變形、應(yīng)力集中等因素,選取t=0.7mm。

圖8　膨脹套錐面徑向位移與 壁厚的關(guān)系(n=40 000r/min)

2.4油壓密封及錐面接觸應(yīng)力檢驗

2.4.1膨脹套與刀柄體的密封檢驗

因膨脹套的設(shè)計尺寸與初定尺寸不同,故需進行密封檢驗。在刀柄/主軸有限元模型上施加不同極限轉(zhuǎn)速、油壓8MPa和最小配合過盈量,分析膨脹套與刀柄體的接觸應(yīng)力，結(jié)果如圖9所示。由圖9a可見,極限轉(zhuǎn)速為40 000r/min時,在油腔靠近刀柄小端的邊緣有接觸應(yīng)力為零的區(qū)域，密封不可靠。降低轉(zhuǎn)速,反復(fù)計算得到極限轉(zhuǎn)速為37 500r/min時的過盈密封面的接觸應(yīng)力如圖9b所示，由圖可見，密封面接觸面積為100%，接觸應(yīng)力能確保實現(xiàn)可靠密封。

(a)n=40 000r/min

(b)n=37 500r/min 圖9　過盈密封面的接觸應(yīng)力

2.4.2刀柄/主軸錐面接觸應(yīng)力檢驗

圖10所示為HE刀柄/主軸錐面接觸應(yīng)力,計算其平均接觸應(yīng)力為8.715MPa。HSK-A63刀柄在極限轉(zhuǎn)速為272 00r/min時的錐面平均接觸應(yīng)力為6.985MPa,HE刀柄/主軸在極限轉(zhuǎn)速為37 500r/min時仍保持較高的接觸應(yīng)力,且分布合理，形成有效的徑向定位支承。

圖10　HE刀柄/主軸錐面接觸應(yīng)力(n=37 500r/min)

綜合密封和錐面接觸應(yīng)力情況，確認刀柄的極限轉(zhuǎn)速為37 500r/min，是標準HSK-A63刀柄極限轉(zhuǎn)速的1.38倍。

3HE刀柄/主軸徑向連接剛度分析

3.1徑向連接剛度的計算方法

徑向連接剛度是評價刀柄與主軸連接特性的關(guān)鍵指標，它不同于刀柄或主軸自身的剛度，故用彎矩載荷與刀柄相對于主軸端面的轉(zhuǎn)角之比表示。圖11為刀柄/主軸的徑向連接剛度計算簡圖。

圖11　刀柄/主軸的徑向連接剛度計算簡圖

提取A、B、C、D四點的Z方向位移，分別記為ZA、ZB、ZC、ZD，根據(jù)下式求得徑向連接剛度K：

φ1=(ZA-ZB)/D

(2)

φ2=(ZC-ZD)/Df

(3)

φ=φ2-φ1

(4)

K=M/φ

(5)

式中,φ1為主軸的轉(zhuǎn)角;φ2為刀柄與主軸的總轉(zhuǎn)角;φ為刀柄/主軸連接部分的轉(zhuǎn)角;D為主軸前端外直徑;Df為刀柄法蘭外直徑;M為施加于刀柄的彎矩;K為刀柄/主軸的徑向連接剛度。

3.2徑向連接剛度分析

刀柄/主軸徑向連接剛度計算的有限元模型同圖4。主軸前端直徑D=80mm,刀柄法蘭端面直徑Df=63mm。在距刀柄法蘭端面80mm處施加集中力F以產(chǎn)生彎矩載荷M，M取50～350N·m。有限元計算時施加的油壓載荷與極限轉(zhuǎn)速有關(guān),按式(1)計算,見表2。有限元計算提取數(shù)據(jù)，繪制徑向連接剛度與轉(zhuǎn)速和彎矩載荷的關(guān)系曲線，如圖12所示。

表2　不同極限轉(zhuǎn)速下的油壓

圖12　不同轉(zhuǎn)速和載荷下的徑向連接剛度

圖13所示為HE刀柄和HSK-A63刀柄與主軸的徑向連接剛度對比。HE刀柄的徑向連接剛度高于HSK刀柄。尤其在高速段，HE刀柄剛度下降速率略小些，證明液壓膨脹補償使刀柄與主軸在錐面有更良好的接觸，在更高轉(zhuǎn)速下不僅能保證錐面定位，也保持了較高的徑向連接剛度。

圖13　刀柄徑向連接剛度對比(M=100N·m)

4結(jié)論

(1)本文設(shè)計的新型高速刀柄與標準HSK刀柄具有相同的外形尺寸，二者具有良好兼容性；新型刀柄采用實心短錐結(jié)構(gòu)，提高了刀柄的強度和剛度。

(2)離心力驅(qū)動液壓膨脹系統(tǒng)具有良好的離心膨脹動態(tài)補償性能,與同規(guī)格的HSK-A63高速刀柄相比,HE刀柄的極限轉(zhuǎn)速達到37 500r/min,提高了38%。

(3)HE刀柄/主軸的徑向連接剛度高于標準HSK-A63刀柄的徑向連接剛度,在更高轉(zhuǎn)速下保證了徑向定位和較高的徑向連接剛度，適合用于高速加工。

參考文獻:

[1]張國軍，臧運峰，呂楓，等. 機床HSK刀柄和主軸在高速旋轉(zhuǎn)下的連接性能分析[J].中國機械工程，2012，23(6)：631-636.

Zhang Guojun, Zang Yunfeng, Lü Feng, et al.Analysis on Toolholder-spindle Interface at High Rotational Speed for CNC Machine Tools[J]. China Mechanical Engineering, 2012,23(6)：631-636.

[2]Agaplou J S. A Methodology to Measure Joint Stiffness Parameters for Toolholder-spindle Interfaces[J]. Journal of Manufacturing Systems, 2005, 24:13-20.

[3]Ahmadi K, Ahmadian H. Modeling Machine Tool Dynamics Using a Distributed Parameter Tool-holder Joint Interface[J].International Journal Tools & Manufacture, 2007, 47:1916-1928.

[4]NamaziM,AltintasY.ModelingandIdentificationofToolholderSpindleInterfaceDynamics[J].InternationalJournalTools&Manufacture, 2007,47(9):1333-1341.

[5]王貴成，王樹林，裴宏杰，等. 高速加工HSK工具系統(tǒng)動態(tài)特性的研究[J]. 中國機械工程，2006,17(5):441-445.

WangGuicheng,WangShulin,PeiHongjie,etal.StudyonDynamicCharacteristicsofHSKToolingSysteminHighSpeedMachining[J].ChinaMechanicalEngineering, 2006, 17(5): 441-445.

[6]馮平法，吳志軍，郁鼎文，等.HSK刀柄臨界使用轉(zhuǎn)速計算模型[J]. 清華大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2008，48(8)：1294-1297.

FengPingfa,WuZhijun,YuDingwen,etal.CalculationModelofCriticalSpeedforHSKToolholder[J].JournalofTsinghuaUniversity(Science&Technology),2008,48(8)：1294-1297.

[7]張松，艾興，趙軍.高速主軸/刀具聯(lián)結(jié)的參數(shù)化有限元法優(yōu)化設(shè)計[J]. 機械工程學(xué)報，2004，40(2)：83-86.

ZhangSong,AiXing,ZhaoJun.FEM-basedParametricOptimumDesignofSpindle/ToolholderInterfacesunderHighRotationalSpeed[J].JournalofMechanicalandEngineering, 2004, 40 (2)：83-86.

[8]高相勝,張以都，張洪偉. 主軸-刀柄結(jié)合面剛度建模方法[J]. 計算機集成制造系統(tǒng)，2013，19(1)：61-66.

GaoXiangsheng,ZhangYidu,ZhangHongwei.ModelingApproachforInterfaceStiffnessofSpindle-toolHolder[J].ComputerIntegratedManufacturingSystems, 2013，19(1)：61-66.

[9]XiaoFei,LiuXianli,WangYanxin.TheExperimentalModalAnalysisofHighSpeedToolSystemBasedonIntegralPolynomialRecognitionMethod[J].MaterialsScienceForum,2012,723(1):159-163.

[10]GilovoiLY,MolodtsovVV.InfluenceofCentrifugalForcesontheOperationofHSKCouplings[J].RussianEngineeringResearch，2012，32(3)：276-281.

(編輯陳勇)