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實驗室，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，刀具磨損較為嚴重，加工時乳化液的大量使用造成的環(huán)境污染也較為嚴重，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、加工效率高、刀具壽命長、零件表面完整性好等優(yōu)點。其中，液氮內(nèi)冷式加工具有冷卻直接、精準、高效以及集成性高等優(yōu)點，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)域進行冷卻。然而，液氮經(jīng)由機床主軸內(nèi)部傳輸極易產(chǎn)生冷質(zhì)擴散等問題，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液氮內(nèi)冷式的超低溫加工機床，首次實現(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，實現(xiàn)了液氮在具有電機的主軸內(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，針對普通機床的改造成本較高，難以在通用機床上大規(guī)模普及。

本文為滿足普通機床超低溫內(nèi)冷式加工需求，降低改造成本，設(shè)計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)計為主體結(jié)構(gòu)及其所夾持刀具跟隨主軸共同轉(zhuǎn)動、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)計有效的隔熱結(jié)構(gòu)。這是因為液氮在刀柄內(nèi)腔進行強制流動時，將以傳導(dǎo)、對流等方式在結(jié)構(gòu)內(nèi)部擴散，會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)計中空流道，且需滿足強度、精度等要求。

1.2 刀柄的初步結(jié)構(gòu)方案

設(shè)計了超低溫內(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)機床主軸工作運轉(zhuǎn)時，刀柄主體通過尾部外錐面與主軸定位并夾緊，實現(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)流道強制流動至刀尖位置，以實現(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度可靠性并對刀柄進行針對性結(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；將隔熱材料的熱導(dǎo)率設(shè)為常數(shù)；刀柄工作時氣液兩相氮氣充滿圓周分布的徑向流道，并沿刀柄主體水平方向流道強制流動。

將傳熱過程拆分為兩個階段，建立刀柄的傳熱模型。第一階段的液氮流動方式主要為沿刀柄主體結(jié)構(gòu)徑向的流動，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方式主要為沿刀柄主體結(jié)構(gòu)軸向的流動，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)，與等效熱阻負相關(guān)。為減小超低溫介質(zhì)在刀柄內(nèi)部的熱量擴散，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，對刀柄進行了強度分析。為驗證刀柄在加工過程中受到彎矩、轉(zhuǎn)矩作用后的可靠性，對其進行了彎扭合成強度計算分析。如圖5所示，在加工過程中，將加工零件時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)計中空通路的危險截面處校核軸的強度。

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

刀柄的彎扭合成強度條件為

(4)

式中，σca為軸的計算應(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。

為提高刀柄主體強度，同時考慮刀柄保持介質(zhì)輸送穩(wěn)定性，設(shè)計了合理的流道直徑。流道直徑直接影響了刀柄主體危險截面的抗彎扭截面系數(shù)，因此在設(shè)計刀柄流道時，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)計算，設(shè)計刀柄主體流道直徑為6 mm時，強度滿足20CrMnTi作為刀柄主體材料時的使用強度要求，且保證了流道的對于穩(wěn)定傳輸液氮介質(zhì)的可靠性。

運用前述研究成果對刀柄進行隔熱結(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)冷式刀柄進行了溫度場、結(jié)構(gòu)變形及整體強度的多場耦合數(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)等條件進行對照試驗，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，進給量0.4 mm/r，根據(jù)相應(yīng)的經(jīng)驗公式進行計算得到主切削力Fz=240 N。代入上式計算得到切削熱為0.7 kW，其中傳遞到刀具上的切削熱按2%計算，即15 W。軸承熱由Palmgren計算模型求得[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產(chǎn)生潤滑失效甚至凍結(jié)變形等問題，嚴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，符合低溫軸承運行工況。遠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)變形與強度的仿真及分析

為分析超低溫介質(zhì)輸運過程中溫度場變化導(dǎo)致的形變問題，對刀柄進行熱-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，并進行超低溫內(nèi)冷式刀柄結(jié)構(gòu)變形仿真。未進行隔熱結(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，對刀柄進行了強度仿真分析，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截面處，該處最大應(yīng)力約為82 MPa，考慮20CrMnTi材料的屈服強度(835 MPa)及安全系數(shù)，危險截面滿足許用要求。

圖11 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的刀柄強度模擬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，在實際應(yīng)用中驗證了刀柄的可用性。

4.1 刀柄幾何精度測試

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

首先，機床預(yù)熱30 min后，使用千分表對刀柄夾持刀具的側(cè)壁進行徑向跳動測試，并標記千分表的固定位置。然后，進行120 min鉆削加工。最后，對刀柄進行徑向跳動測試，在2 h的加工試驗過程中，每隔20 min對刀柄所夾持刀具進行徑向跳動測量，如圖12所示。測試所得不同時刻的刀柄徑向跳動如圖13所示。結(jié)果表明，刀柄徑向跳動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償手段后實現(xiàn)刀柄精度的提高。

圖12 徑向跳動測試Fig.12 Cryogenic machining and radial runout test

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

4.2 刀柄熱平衡溫度測試

為實際驗證超低溫內(nèi)冷式刀柄在輸送冷卻介質(zhì)時內(nèi)部零部件的可靠性，開展了基于時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點溫度為接近切削刀具的前端外殼溫度，T2點溫度為遠離切削刀具的后端外殼溫度，T3點溫度為液氮出口處的測量溫度。為驗證刀柄在刀具極限尺寸下的液氮輸送能力，試驗時采用的刀具為直徑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)運行2 h。在不同時刻下測得各關(guān)鍵位置的溫度，如圖15所示。結(jié)果表明，刀柄在70 min左右達到熱平衡，穩(wěn)定后T1點、T2點溫度分別為-12.6 ℃、-27.8 ℃，T3點溫度在第30 min到達-196 ℃(噴射為氣液混合相態(tài)冷卻介質(zhì))。在實際使用過程中，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，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，可實現(xiàn)液氮的長時間穩(wěn)定傳輸。

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

圖16 T1點溫度對比Fig.17 T1 point temperature comparison

圖17 T2點溫度對比Fig.17 T2 point temperature comparison

圖18 T3點溫度對比Fig.18 T3 point temperature comparison

4.3 刀柄的加工應(yīng)用試驗

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)試驗測試，所設(shè)計研制的超低溫介質(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Fig.19 Cryogenic processing experiment

5 結(jié)論

(1)設(shè)計了超低溫內(nèi)冷式刀柄，在實現(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度，大幅降低了改造超低溫加工系統(tǒng)的成本。

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

(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，驗證了刀柄在加工中結(jié)構(gòu)變形較小、隔熱性能良好，可實現(xiàn)液氮的長時間穩(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)的誤差補償工作，提高超低溫加工的加工精度。