□ 王肅鵬
上海第一機(jī)床廠有限公司 上海 201306
為提高反應(yīng)堆的運(yùn)行安全性和使用壽命,第三代大型先進(jìn)壓水堆核電站相對于二代加核電站在結(jié)構(gòu)上有諸多改進(jìn),其中,作為壓力邊界的控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)關(guān)鍵零件——棒行程殼體的精度和可靠性要求高、制造難度大,因此需要專門對其加工工藝難點進(jìn)行研究。
如圖1所示,控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)耐壓殼體由棒行程殼體和鉤爪殼體兩部分組成。其中,棒行程殼體為長徑比達(dá)54、總長超5 m的細(xì)長桿,內(nèi)孔為盲孔結(jié)構(gòu),屬于耐壓殼體部件壓力邊界的一部分,為核1級零件。為了提高產(chǎn)品合格率,工藝方面需要解決細(xì)長桿加工中盲孔和外圓的位置度問題。
通常,細(xì)長桿零件采用跟刀架車削法、反向車削法等加工方法。李曉舟等[1-2]采用磁力跟刀架進(jìn)行車削試驗,并指出磁力跟刀架能增大工藝系統(tǒng)的剛度,提高加工效率和精度。武文革等[3]建立了細(xì)長桿彎曲變形模型,用以研究正向和逆向切削的變形情況,發(fā)現(xiàn)在同等工況下,逆向車削時的變形及加工誤差遠(yuǎn)小于正向車削時的變形及加工誤差。馬文彪[4]建立了細(xì)長桿加工誤差理論模型,分析加工過程中誤差形成的原因,發(fā)現(xiàn)可伸縮頂尖和反向車削工藝能減小由于桿伸長而附加的軸向力,進(jìn)而減小變形,但對于盲孔結(jié)構(gòu)的細(xì)長桿加工,則需要進(jìn)一步研究。
圖1 控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)耐壓殼體示意圖
如圖2所示,由于細(xì)長桿在加工時極易變形,且盲孔結(jié)構(gòu)的位置度要求為φ0.5 mm,因此加工難度大。通常細(xì)長桿外圓有三種加工方法:跟刀架輔助支撐加工、添加中心架輔助支撐加工和無支撐加工。跟刀架輔助支撐加工如圖3所示,添加中心架輔助支撐加工如圖4所示。
圖2 棒行程殼體示意圖
圖3 跟刀架輔助支撐加工示意圖
圖4 添加中心架輔助支撐加工示意圖
研究加工工藝時,輔助支撐與零件的配合及位置情況是零件受力的影響因素之一,零件加工中的受力情況則是影響加工精度的主要因素。在實際操作中,操作人員往往依據(jù)經(jīng)驗決定輔助支撐安裝位置和數(shù)量,對操作人員的技能要求較高,不利于批量生產(chǎn)??梢姡枰獙Ω黝惣庸し椒ń⒘W(xué)模型進(jìn)行分析、對比。
如圖5所示,細(xì)長桿采用卡盤-頂尖裝夾,A端為卡盤,B端為頂尖,E點為車刀切削點。車削方向為從尾架到卡盤方向,工件受到的三向切削力為Fc、Fp、Ff。LB為工件的長度,ZE為卡盤到切削點的距離,F(xiàn)A為XZ平面A點處支撐反力,F(xiàn)B為XZ平面B點處支撐反力,F(xiàn)Z為Z軸方向支撐反力,F(xiàn)a為YZ平面A點處支撐反力,F(xiàn)b為YZ平面B點處支撐反力。
圖5 無支撐卡盤-頂尖裝夾受力示意圖
X軸是切削點偏移量的方向,根據(jù)材料力學(xué)理論,右端B點處支撐反力為:
X軸方向合力為0,有FA=Fp-FB,可得出A點處支撐反力為:
E點受到徑向切削力Fp作用,切削位置X軸方向變形量為:
式中:E為彈性模量;J為截面矩。
如圖6所示,在切削點E,由于桿件受到跟刀架和刀具的約束,當(dāng)跟刀架剛度足夠時,零件理論上撓度為0,因此采用跟刀架支撐,加工軸的理論變形量為0。Fc'、Fp'為E點與切削力對應(yīng)的支撐反力。
圖6 跟刀架輔助支撐卡盤-頂尖裝夾受力示意圖
如圖7所示,A端卡盤夾緊,C端頂尖支承,中間B點添加中心架支撐,Lb為卡盤到中心架的距離。
圖7 中心架輔助支撐受力示意圖
式中:C為取決于被加工材料和切削條件的切削力因數(shù);K為修正因數(shù);x、y、n 為指數(shù);aP為背吃切量;f為進(jìn)給量;vc為切削速度,vc=πdn1,n1為車床主軸轉(zhuǎn)速,d=97 mm。
切削參數(shù) aP=1.2 mm,f=0.3 mm/r,n1=195 r/min,根據(jù)參考文獻(xiàn)[6-7],切削參數(shù)選擇時應(yīng)避開工藝系統(tǒng)固有頻率,此處不再詳述。查機(jī)械工藝手冊,得C=94,x=0.9,y=0.75,n=0,K=1,將以上參數(shù)代入式(4),得:
Fp=440 N
圓環(huán)形截面矩為:
式中:D為外圓直徑;α=d/D,d為內(nèi)徑。
將Fp、J和材料的彈性模量E=195 GPa代入式(3),LB為5 250 mm,計算無支撐情況下的各點加工變形量,列于表1數(shù)據(jù)第一行,計算得出在無支撐時零件的受力最大變形量達(dá)1.524 mm,變形量范圍為0.032 8~1.524 mm,呈現(xiàn)中間變形大、兩頭變形小,這會導(dǎo)致加工出的零件呈現(xiàn)腰鼓形,即參考文獻(xiàn)[8]中的情況。
在距離端面1 800 mm和3 400 mm處設(shè)置中心架,并將E、Fp和J代入式(3),計算中心架輔助支撐時的加工變形量,列于表1數(shù)據(jù)第二行。計算得出中心架輔助支撐加工時零件的變形量范圍為0.009 6~0.064 3 mm。添加中心架輔助支撐與無支撐比較,中心架輔助支撐極大地改善了零件的最大變形量。
根據(jù)跟刀架輔助支撐的受力分析,假設(shè)跟刀架和刀具裝夾剛度足夠,那么零件加工變形量理論值為0。
根據(jù)式(3),增加中心架后,將參與計算的距離從LB變?yōu)橹行募艿娇ūP的距離Lb,使加工時零件剛度得到增大,中心架為零件提供額外的約束。
[5]可知,F(xiàn)P經(jīng)驗公式為:
表1 不同支撐情況下變形量計算值mm
對于三種加工方法,在無支撐和中心架輔助支撐兩種情況下,理論計算結(jié)果均有變形量。使用ANSYS軟件建立受力有限元分析模型[9],模擬無支撐和中心架輔助支撐兩種情況下各設(shè)定點的變形量。
仿真模擬無支撐情況下細(xì)長桿加工,得到各設(shè)定點的變形量,并同理論計算值進(jìn)行對比,見表2??梢?,在主要變形區(qū)域,有限元模擬值與理論計算值接近,結(jié)果可以作為細(xì)長桿加工中分析受力及變形的依據(jù)。圖8為有限元仿真分析輸出的無支撐情況下零件變形云圖。
表2 無支撐變形量對比mm
圖8 無支撐零件變形云圖
仿真模擬在1 800 mm和3 400 mm兩處添加中心架輔助支撐進(jìn)行細(xì)長桿加工,得到設(shè)定點的變形量,并同各點理論計算的變形量進(jìn)行對比,見表3。
對比表3,變形量的理論計算值和模擬數(shù)據(jù)接近,結(jié)果可以作為細(xì)長桿加工中分析受力及變形的依據(jù)。圖9為有限元仿真分析輸出的中心架輔助支撐情況下零件變形云圖。
表3 中心架輔助支撐變形量對比mm
圖9 中心架輔助支撐零件變形云圖
根據(jù)細(xì)長桿受力分析,對比跟刀架輔助支撐、添加中心架輔助支撐和無支撐三種情況下加工細(xì)長桿外圓。
采用跟刀架輔助支撐,跟刀架在切削點采用三爪定位,零件由于受到跟刀架的約束,理論上撓度為0。工件受力引起的位移理論上可以控制為0,因此使用跟刀架輔助支撐的方法能控制細(xì)長桿加工變形,但無法進(jìn)行毛坯件盲孔位置度誤差的糾偏。
無支撐情況下,雖然在兩端裝夾時可以預(yù)先設(shè)定一個糾偏量,但由于毛坯狀態(tài)壁厚差和細(xì)長桿受力位移量大,因此不僅無法校正毛坯件盲孔位置度的誤差,而且加工過程中會引起更大的變形,無法滿足零件圖紙的精度要求。
采用中心架輔助支撐,可根據(jù)中心架跨距計算得到各點的受力位移量,因此可利用計算得到的受力位移量進(jìn)行裝夾和毛坯誤差校正,加工細(xì)長桿各分段定位基準(zhǔn),以保證基準(zhǔn)處盲孔位置度誤差符合要求。
圖10 盲孔位置度測量示意圖
棒行程殼體盲孔位置度測量如圖10所示,沿Z軸方向布置間隔800 mm的7個測量截面,每個截面上布置4個測點,測點間隔90°均布。
精加工前測量盲孔在XZ平面和YZ平面中的各壁厚差,統(tǒng)計結(jié)果如圖11所示。在XZ平面和YZ平面中坐標(biāo)軸的正負(fù)值代表壁厚差的方向,可見毛坯件的內(nèi)外圓位置度誤差呈單向分布,需通過精加工外圓過程進(jìn)行校正[10]。
圖11 零件壁厚差
棒行程殼體加工中需要校正毛坯盲孔偏差,并控制加工中產(chǎn)生的新變形。基于這兩點,根據(jù)細(xì)長桿受力分析結(jié)果,采用中心架輔助支撐之間的跨距進(jìn)行分段校正,根據(jù)對各分段原始壁厚差和受力位移量,確定不同的裝夾校正量,并加工細(xì)長桿各分段定位基準(zhǔn),以校正基準(zhǔn)處位置度誤差。加工中采用跟刀架輔助支撐控制加工變形量,偏差估算如下。
(1)中心架輔助支撐校正偏差估算。中心架輔助支撐與機(jī)床卡盤組合進(jìn)行毛坯內(nèi)外圓位置度偏差分段校正。設(shè)置中心架輔助支撐在1 800 mm、3 400 mm處,根據(jù)各分段中工件原始最大壁厚差Δ1和受力變形引起基準(zhǔn)位移Δ3,分別調(diào)整1 800 mm、3 400 mm處的中心架、卡盤、頂尖,進(jìn)行裝夾校正,校正值為Δ2。0~1 800 mm跨距間各Δ2呈現(xiàn)線性關(guān)系,其它兩跨距同理。對校正值Δ2不斷進(jìn)行迭代計算,使各測點誤差均校正到工藝要求范圍內(nèi),即估算壁厚差小于0.4 mm。校正估算結(jié)果列于表4,可見,以壁厚差估算加工偏差,所估算的偏差小于圖紙要求。
表4 誤差校正估算結(jié)果mm
(2)跟刀架輔助支撐加工偏差估算。跟刀架在切削點采用三爪定位,零件受到跟刀架的約束,因此不考慮刀具受力變化及跟刀架自身的變形量,理論上撓度為0,則工件受力引起的位移理論上控制為0。
(3)工藝方案偏差估算。結(jié)合跟刀架和中心架輔助支撐加工的理論偏差,估算結(jié)果見表5。與圖紙位置度φ0.5 mm要求比較,可知采用中心架輔助支撐進(jìn)行校正,并采用跟刀架輔助支撐控制加工變形的工藝方法在理論上可行。
表5 工藝方案偏差估算結(jié)果mm
加工中均使用跟刀架輔助支撐,比較有中心架和無中心架輔助支撐情況下的位置度偏差,加工前后的位置度實測數(shù)據(jù)見表6。
表6 加工前后位置度實測數(shù)據(jù)mm
分析表6,采用跟刀架輔助支撐,而無中心架輔助支撐的加工方法,加工前后位置度變化不大,說明加工中變形量接近于0,此結(jié)果與表5中跟刀架輔助支撐加工偏差估算值近似。
采用跟刀架輔助支撐,且有中心架輔助支撐進(jìn)行分段校正的加工方法,位置度實測值為0.155~0.268 mm,說明加工后零件位置度誤差均小于φ0.5 mm,且各測點數(shù)據(jù)較平均,加工精度高,此結(jié)果同樣與表5中對應(yīng)估算值接近。
可見,表6中實測結(jié)果與表5中偏差估算結(jié)果基本一致,添加中心架輔助支撐可以有效校正零件的位置度誤差,而且添加跟刀架輔助支撐能控制加工過程中的變形量。因此,使用中心架輔助支撐進(jìn)行校正,加工分段基準(zhǔn),并結(jié)合跟刀架輔助支撐,控制外圓加工的變形量,是較好的工藝方案。
以第三代核電控制棒驅(qū)動機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵零件棒行程殼體為研究對象,分析棒行程殼體盲孔的位置度要求,針對細(xì)長桿加工中易彎曲變形的特點[11],通過建立細(xì)長桿受力模型和ANSYS有限元分析模型,模擬分析中心架輔助支撐、跟刀架輔助支撐和無支撐加工方法的零件受力變形規(guī)律。根據(jù)受力分析結(jié)果進(jìn)行了加工方法的誤差估算,并將估算結(jié)果和加工實測值進(jìn)行對比、分析,得出以下結(jié)論。
(1)采用跟刀架輔助支撐的方法能控制細(xì)長桿的加工變形量。
(2)采用中心架輔助支撐,可調(diào)節(jié)中心架跨距,校正加工細(xì)長桿各分段的定位基準(zhǔn),達(dá)到校正盲孔位置度的目的。
(3)采用中心架輔助支撐進(jìn)行校正,再結(jié)合跟刀架輔助支撐進(jìn)行加工,可以控制工件變形的分段校正和分段加工,最終能使棒行程殼體的精度滿足要求。
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