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可轉(zhuǎn)位刀片周邊刃磨夾具的結(jié)構(gòu)分析與優(yōu)化*

2016-08-31 07:11余肖進(jìn)凌秉達(dá)
制造技術(shù)與機(jī)床 2016年8期
關(guān)鍵詞:頂尖刀片夾具

余肖進(jìn) 賈 檀 馮 偉 凌秉達(dá) 李 庚

(①?gòu)B門大學(xué)航空航天學(xué)院,福建 廈門 361005;②廈門大學(xué)嘉庚學(xué)院機(jī)電工程系,福建 漳州 363000;③廈門鎢業(yè)股份有限公司,福建 廈門361005)

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可轉(zhuǎn)位刀片周邊刃磨夾具的結(jié)構(gòu)分析與優(yōu)化*

余肖進(jìn)①②賈檀②馮偉①凌秉達(dá)③李庚③

(①?gòu)B門大學(xué)航空航天學(xué)院,福建 廈門 361005;②廈門大學(xué)嘉庚學(xué)院機(jī)電工程系,福建 漳州 363000;③廈門鎢業(yè)股份有限公司,福建 廈門361005)

針對(duì)硬質(zhì)合金可轉(zhuǎn)位刀片的周邊精密刃磨加工,基于有限元方法對(duì)刃磨夾具進(jìn)行了結(jié)構(gòu)靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析研究。研究在磨削力和夾緊力作用下夾具各個(gè)方向的變形情況。通過(guò)模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析,研究夾具的振動(dòng)特性,獲得夾具隨激振力頻率變化的幅頻響應(yīng)曲線,識(shí)別出產(chǎn)生共振的激振頻率。根據(jù)分析結(jié)果找出了夾具設(shè)計(jì)的薄弱環(huán)節(jié),進(jìn)而提出了優(yōu)化夾緊頂尖結(jié)構(gòu)和材料方法,結(jié)果表明該方法可有效提高夾具的定位精度和磨削加工的可靠性。

可轉(zhuǎn)位刀片;刃磨夾具;有限元分析;結(jié)構(gòu)優(yōu)化

隨著制造業(yè)的發(fā)展,高硬材料硬質(zhì)合金可轉(zhuǎn)位刀片因其具有無(wú)需重磨、可迅速轉(zhuǎn)位使用、更換切削刃的輔助時(shí)間短、重復(fù)定位精度高、成本相對(duì)低等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于精密切削加工領(lǐng)域[1]。在可轉(zhuǎn)位刀片的周邊刃磨過(guò)程中,由于可轉(zhuǎn)位刀片種類繁多、外形偏小,往往采用可快速更換的雙頂尖定位壓緊裝夾方式。目前,國(guó)外主流的刀片工具磨床,如瑞士AGATHON公司的刀片工具磨床、德國(guó)JUNKER公司的刀片工具磨床以及日本W(wǎng)AIDA公司的刀片工具磨床等均采用此種定位裝夾方式(圖1所示)。受可轉(zhuǎn)位刀片內(nèi)切圓直徑的限制,為了盡可能避免頂尖與砂輪發(fā)生碰撞,雙頂尖桿直徑一般較小,這樣將導(dǎo)致夾具結(jié)構(gòu)剛性相對(duì)薄弱,影響裝夾的可靠性和磨削加工質(zhì)量的穩(wěn)定性。

對(duì)夾具的剛性變形進(jìn)行有限元分析尤為重要。文獻(xiàn)[2]對(duì)五軸可轉(zhuǎn)位刀片磨床夾具進(jìn)行了靜態(tài)特性分析,并提出了改善結(jié)構(gòu)特性和誤差補(bǔ)償?shù)拇胧?。但沒(méi)對(duì)夾具進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性分析,無(wú)法反映出磨削加工過(guò)程中,夾具的動(dòng)態(tài)性能。本文基于此,對(duì)可轉(zhuǎn)位刀片周邊刃磨夾具進(jìn)行了靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析,探討了金剛石砂輪磨削加工正方形硬質(zhì)合金刀片過(guò)程中夾具的動(dòng)態(tài)特性,為夾具結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供了分析依據(jù)。

1 夾具的工作原理

所分析的可轉(zhuǎn)位刀片周邊磨床夾具,其主體部分,如圖1所示,包含夾緊軸、夾緊頂尖、驅(qū)動(dòng)頂尖和驅(qū)動(dòng)軸等4個(gè)部分。夾緊軸通過(guò)杠桿與液壓缸相連,驅(qū)動(dòng)軸通過(guò)蝸輪蝸桿與電動(dòng)機(jī)相連。在實(shí)際工作中,液壓缸產(chǎn)生油壓力,推動(dòng)夾緊軸,使夾緊頂尖壓緊刀片,完成刀片夾緊。驅(qū)動(dòng)頂尖提供支撐力和驅(qū)動(dòng)力,并帶動(dòng)刀片繞B軸旋轉(zhuǎn)。在不計(jì)夾具支座以及其下方連接件變形的情況下,頂尖部分是主要的變形環(huán)節(jié)。

2 夾具有限元模型的建立

2.1夾具幾何模型簡(jiǎn)化

為便于有限元模型建立與分析,在不改變夾具模型基本特征的基礎(chǔ)上,忽略?shī)A緊軸和驅(qū)動(dòng)軸上的倒角、圓角、小孔以及退刀槽等特征,并對(duì)一些出于安裝工藝要求而設(shè)計(jì)的小凸臺(tái)、螺紋孔進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。對(duì)夾具驅(qū)動(dòng)軸上的角接觸球軸承和夾緊軸上的推力滾針軸承,忽略其具體形式,取而代之以等效的彈簧單元。

2.2夾具材料定義和受力分析

可轉(zhuǎn)位刀片磨削夾具和工件的材料參數(shù)如表1所示。在刀片磨削過(guò)程中,夾具受力如圖2所示,P為夾緊頂尖油壓力,F(xiàn)n、Ft為砂輪磨削時(shí)產(chǎn)生的法向磨削力和切向磨削力。砂輪法向方向?yàn)橛绊懙镀叽缇鹊拿舾蟹较?,因而本文僅考慮法向磨削力Fn,忽略切向磨削力Ft對(duì)磨削加工質(zhì)量的影響。

表1夾具材料參數(shù)

零件名材料彈性模量/GPa泊松比密度/(kg/m3)夾緊軸40Cr2110.37900夾緊頂尖(52~56HRC)Cr122100.287700驅(qū)動(dòng)頂尖(52~56HRC)Cr122100.287700驅(qū)動(dòng)軸42CrMo2120.287850正方形刀片WC7190.1915600

對(duì)夾緊端進(jìn)行受力分析,見(jiàn)圖3所示,P為液壓缸產(chǎn)生的夾緊力,f1為夾緊頂尖受到的摩擦力,M為頂尖受到的彎矩,F(xiàn)oy為軸承安裝位置的支撐力,L為軸承安裝位置到夾緊頂尖端面的距離,D為夾緊頂尖的最小直徑。其平衡方程滿足式(1)。

(1)

2.3軸承剛度計(jì)算

如圖2所示,夾具采用了兩對(duì)角接觸球軸承組(B71910-C-T-P4S-UL和7602050-TVP)和一個(gè)推力滾針軸承(NKX20)。根據(jù)FAG超精密軸承技術(shù)手冊(cè)可知,對(duì)于接觸角為α的角接觸球軸承,軸承布置方式不同,其軸向剛度Ca和徑向剛度Cr不一樣,如表2所示。

表2軸承組剛度計(jì)算[3]

軸承布置后綴軸向剛度/(N/μm)徑向剛度/(N/μm)DBCaCrTBT1.64Ca1.36CrQBC2Ca2Cr

軸向剛度與徑向剛度之間的關(guān)系如下:

(2)

由此計(jì)算出軸承的軸向剛度和徑向剛度如表3所示。

表3軸承剛度

軸承軸向剛度/(N/μm)徑向剛度/(N/μm)驅(qū)動(dòng)軸前端軸承組B71910-C-T-P4S-UL162.8976.8驅(qū)動(dòng)軸末端軸承組7602050-TVP2230.4274.4推力滾針球軸承NKX20664515.3

2.4軸承有限元簡(jiǎn)化

將角接觸球軸承簡(jiǎn)化成Combin14、Combin214彈簧單元[4-6],忽略其軸向剛度的方法,矩陣單元Matrix27能有效模擬軸承的軸向剛度和徑向剛度。在Ansys中矩陣單元Matrix27是由空間2個(gè)節(jié)點(diǎn)來(lái)表示,每個(gè)節(jié)點(diǎn)6個(gè)自由度,可以表示任意單元。該單元通過(guò)12×12階的矩陣來(lái)表征其彈性運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的剛度、阻尼或質(zhì)量的信息。因此,對(duì)于矩陣單元實(shí)常數(shù)的設(shè)置就是給矩陣中的每一個(gè)元素賦值,該矩陣的表示形式如下[7]:

(3)

單元具有X、Y、Z三個(gè)方向不同剛度時(shí),假設(shè)沿坐標(biāo)軸方向上的三個(gè)剛度分別為Kx,Ky和Kz,則對(duì)應(yīng)剛度矩陣中各元素的取值為:C1=-C7=C58=Kx,C13=-C19=C64=Ky,C24=-C30=C69=Kz。其余各元素的值為0。

2.5夾具網(wǎng)格劃分

夾具選用SOLID45結(jié)構(gòu)實(shí)體單元進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格精度等級(jí)設(shè)置為4級(jí),對(duì)頂尖與工件的接觸區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化處理。通過(guò)設(shè)置網(wǎng)格的材料屬性和單元屬性,完成對(duì)夾具各個(gè)部分的網(wǎng)格劃分,共劃分成266 496個(gè)單元。夾具模型網(wǎng)格劃分如圖4所示。

2.6夾具載荷與邊界條件確定

工作時(shí)夾具受到的載荷包含兩個(gè)部分:一是液壓缸產(chǎn)生的夾緊力P=8 000 N,將夾緊力以均布載荷的形式加載到夾緊軸端面上;二是砂輪磨削刀片產(chǎn)生的法向磨削力Fn,通過(guò)金剛石砂輪磨削硬質(zhì)合金刀片實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),不同加工參數(shù)條件下的法向磨削力Fn為20~100 N[8],取Fn=100 N。

夾具的邊界條件如圖4所示,夾緊軸上的推力滾針球軸承,限制其外圈節(jié)點(diǎn)的Y、Z、ROTX、ROTY、ROTZ等5個(gè)自由度,并限制內(nèi)圈安裝面所有節(jié)點(diǎn)Y、Z、ROTY、ROTZ等4個(gè)自由度。對(duì)驅(qū)動(dòng)軸上的角接觸球軸承,在外圈節(jié)點(diǎn)上施加全約束。

3 夾具有限元分析

3.1靜態(tài)特性分析

根據(jù)夾具的實(shí)際工作狀況,對(duì)其有限元模型施加載荷和邊界條件,進(jìn)行靜態(tài)分析。研究夾具在受到夾緊力和磨削力作用時(shí),不同方向上的最大變形和刀片的位移,其變形結(jié)果如表4。

表4說(shuō)明,X方向最大變形發(fā)生在夾緊軸上,變形量為93.2 μm,其中刀片的位移變形19.6 μm,分析發(fā)現(xiàn),夾緊頂尖和驅(qū)動(dòng)頂尖在夾緊力作用下沿軸繞方向發(fā)生收縮,所有變形沿軸線方向疊加,因而會(huì)導(dǎo)致自由端的夾緊軸產(chǎn)生較大的X方向變形;Y方向的最大變形發(fā)生在夾緊頂尖,變形量為5.47 μm,刀片的位移3.76 μm,相比于驅(qū)動(dòng)頂尖,夾緊頂尖長(zhǎng)徑比較大,在法向磨削力作用下易發(fā)生彎曲變形;Z方向的最大變形發(fā)生在夾緊頂尖,變形量為1.39 μm,刀片位移0.24 μm,夾緊頂尖桿比較細(xì)長(zhǎng),受夾緊力作用會(huì)沿半徑方向膨脹,所以Z方向變形發(fā)生在夾緊頂尖。結(jié)果表明夾緊頂尖的結(jié)構(gòu)剛性較差,需要改進(jìn)結(jié)構(gòu)。

表4夾具受夾緊力、磨削力時(shí)的變形

變形方向最大變形量/μm刀片位移/μm位移云圖X方向93.219.6Y方向5.473.76Z方向1.390.24

3.2動(dòng)態(tài)特性分析

磨削加工是一個(gè)動(dòng)態(tài)的過(guò)程,分析結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性和動(dòng)力響應(yīng)特性,有利于更好地減小振動(dòng)對(duì)磨削加工的影響。模態(tài)分析和諧響應(yīng)分析是研究結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)性能的兩個(gè)重要手段。在結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)分析中,低階模態(tài)特性基本決定了產(chǎn)品的動(dòng)態(tài)性能。因此在分析計(jì)算中,一般只對(duì)幾個(gè)低階特征值和相應(yīng)的特征向量比較關(guān)注[9]。

對(duì)夾具結(jié)構(gòu)進(jìn)行約束模態(tài)分析,得到前六階約束模態(tài)固有頻率分別為2 754.6、2 847.7、3 189.3、3 270.3、3 301.4、4 172.4 Hz?;诖?階模態(tài)頻率,通過(guò)完整的系統(tǒng)矩陣計(jì)算結(jié)構(gòu)的諧響應(yīng)。從模態(tài)分析可知,夾具結(jié)構(gòu)固有頻率2 754.6~4 172.4 Hz,因此諧響應(yīng)的頻率范圍取0~4 500 Hz,以法向磨削力Fn作為激振力。得到刀片磨削面上激振點(diǎn)的幅頻曲線,如圖5所示。橫坐標(biāo)是頻率,縱坐標(biāo)是幅值。

從諧響應(yīng)分析結(jié)果(圖5)可以看出,在磨削力的激勵(lì)下,第3階振型對(duì)刀片的作用較大,在 3 150 Hz附近,刀片上激振點(diǎn)X方向的幅值發(fā)生突變,約為764 μm,因此在實(shí)際工作過(guò)程中,為了避免發(fā)生共振應(yīng)使載荷頻率避開(kāi)3 150 Hz。

4 夾具優(yōu)化設(shè)計(jì)

通過(guò)分析發(fā)現(xiàn),磨削加工過(guò)程中刃磨夾具的變形包括兩部分:一是夾緊力引起的X方向變形;二是法向磨削力引起的Y方向變形。其最大變形分別發(fā)生在夾緊軸和夾緊頂尖上。針對(duì)夾具的結(jié)構(gòu)和材料,提出了如下優(yōu)化方案:

(1)在保證不與碗型砂輪發(fā)生干涉的情況下,盡可能選用直徑較大的夾緊頂尖,以提高頂尖的抗彎強(qiáng)度。

(2)更改夾緊頂尖的材料為硬質(zhì)合金,并對(duì)夾緊軸進(jìn)行熱處理,提高其強(qiáng)度和剛度。

(3)對(duì)推力球軸承和角接觸球軸承的安裝,其預(yù)緊力、游隙嚴(yán)格按照所選軸承的實(shí)測(cè)值確定。

按相同的載荷邊界條件,對(duì)可轉(zhuǎn)位刀片刃磨夾具分別按表5進(jìn)行優(yōu)化,對(duì)優(yōu)化后的有限元模型分別進(jìn)行結(jié)構(gòu)靜力學(xué)分析和動(dòng)態(tài)特性分析,其有限元結(jié)果如圖5~7所示。

表5優(yōu)化方案

優(yōu)化方案措施方案一夾緊頂尖直徑D增加1mm方案二替換夾緊頂尖材料為硬質(zhì)合金方案三夾緊頂尖直徑D增加1mm并替換為硬質(zhì)合金材料

對(duì)比圖5、圖6可以發(fā)現(xiàn)改變夾緊頂尖直徑對(duì)減小夾具最大變形效果并不明顯,并且受加工時(shí)砂輪擺動(dòng)位置限制(避免發(fā)生干涉),直徑D的改變不會(huì)太大。而將夾緊頂尖材料替換為硬質(zhì)合金,其X、Y方向的最大變形均有明顯減小。因此,選用方案三進(jìn)行優(yōu)化,優(yōu)化后X方向上最大變形比優(yōu)化前減小了53.5%,磨削力方向刀片位移比優(yōu)化前減小了37.3%。由于本文只對(duì)變形最大的夾緊頂尖進(jìn)行結(jié)構(gòu)和材料的優(yōu)化,并未優(yōu)化驅(qū)動(dòng)端,所以從圖示可以看出,刀片X方向位移無(wú)明顯變化。

從諧響應(yīng)分析結(jié)果可知(圖7),在磨削力的激振下,刀片X方向的最大振幅集中在3 000~3 600 Hz范圍內(nèi)。當(dāng)激振頻率達(dá)到固有頻率3 150 Hz時(shí),優(yōu)化前刀片X方向的最大幅值為764 μm,方案一中刀片X方向的最大幅值為216 μm;當(dāng)激振頻率達(dá)到固有頻率3 375 Hz時(shí),方案二中刀片X方向的最大幅值為214 μm,方案三中刀片X方向的最大幅值為206 μm。對(duì)比優(yōu)化前,增大幾何尺寸以及改變頂尖材料均可以使刀片X方向振幅明顯減小。其中增大幾何尺寸并不改變刀片的共振頻率,而改變頂尖材料可以有效地提高刀片的固有頻率。因此,方案三可以更好地改善夾具的動(dòng)態(tài)特性。

5 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)對(duì)五軸可轉(zhuǎn)位刀片周邊刃磨夾具進(jìn)行靜態(tài)和動(dòng)態(tài)力學(xué)性能分析,得出了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中存在的薄弱環(huán)節(jié)。并在此基礎(chǔ)上,提出了有效的優(yōu)化方案。

(1)通過(guò)靜態(tài)分析,分析了刃磨夾具在受到夾緊力和磨削力共同作用的情況下,X、Y、Z三個(gè)方向上的位移變形,找到了夾具的最大變形區(qū)域并獲得了夾具和刀片的最大位移變形量。

(2)通過(guò)動(dòng)態(tài)分析,發(fā)現(xiàn)夾具激振點(diǎn)在3 150 Hz左右幅值較大,因此在實(shí)際工作過(guò)程中,為了避免發(fā)生共振應(yīng)使載荷頻率避開(kāi)3 150 Hz。

(3)在動(dòng)靜態(tài)分析的基礎(chǔ)上,通過(guò)改變夾緊頂尖的材料以及改善頂尖幾何結(jié)構(gòu),提高了夾具的定位精度和磨削加工的可靠性。通過(guò)優(yōu)化,刀片X方向最大位移比優(yōu)化前減小了53.5%,磨削方向刀片最大位移比優(yōu)化前減小了37.3%,夾具共振的固有頻率提高到3 375 Hz。

[1]沈志煌,姚斌,姚博世,等. 可轉(zhuǎn)位刀片磨削的夾具設(shè)計(jì)[J]. 工具技術(shù),2012,46(12):36-37.

[2]張祥雷,姚斌,姚博世,等. 可轉(zhuǎn)位刀片周邊磨削的夾具變形分析[J]. 組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù),2013(3):9-11.

[3]FAG Co.超精密軸承手冊(cè)[Z]. http://www.schaeffler.com/remotemedien/media/_shared_media/ 08_media_library/01_publications/schaeffler_2/catalogue_1/downloads_6/sp1_cn_zh.pdf,2011,2.

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[7]王新敏、李義強(qiáng)、許宏偉,等.ANSYS結(jié)構(gòu)分析單元與應(yīng)用[M]. 北京:人民交通出版社,2011.

[8]張祥雷,姚斌,馮偉,等. 基于多顆磨粒隨機(jī)分布的虛擬砂輪建模及磨削力預(yù)測(cè)[J]. 航空學(xué)報(bào),2014,35(12):3489-3498.

[9]王金龍,王清明,王偉章.ANSYS12.0有限元分析與范例解析[M].北京:人民交通出版社,2010.

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Structure analysis and optimization on fixture of indexable inserts

YU Xiaojin①②, JIA Tan②, FENG Wei①, LING Bingda③, LI Geng③

(①School of Aerospace Engineering, Xiamen University, Xiamen 361005, CHN; ②Department of Mechanical and Electrical Engineering, Tan Kah Kee College, Xiamen University, Zhangzhou 363000, CHN; ③Xiamen Tungsten Co., Ltd., Xiamen 361005, CHN)

Focusing on the precision manufacturing of peripheral edge of cemented carbide, statics analysis and dynamics analysis of the fixture are conducted based on the finite element method. The deformations of the fixture in all directions are studied under influence of the grinding force and the clamping force. Furthermore, modal analysis and harmonic response analysis were carried out to obtain dynamics of the fixture; the amplitude frequency response curve of fixture with variable excitation frequencies and resonate frequencies were also acquired. An effective optimization method is proposed to identify the weak part of the fixture based on the presented analysis, the positioning precision of the fixtures and the grinding reliability are also been enhanced.

indexable inserts; grinding fixture; FEM; structure optimization

TH164

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.08.031

余肖進(jìn),男,1988年生,碩士研究生,主要研究方向?yàn)閺?fù)雜曲面成形及磨削機(jī)理研究。

(編輯汪藝)(2016-02-02)

160842

* 福建省高校產(chǎn)學(xué)合作重大項(xiàng)目(2014H6025)

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