黃友歡 何 云 張朝輝 孫元坤

(華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200237)

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曲軸車-車梳加工穩(wěn)定性分析及實驗研究*

黃友歡 何 云 張朝輝 孫元坤

(華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200237)

對車梳加工過程中引起顫振的原因進行了分析，并通過自主搭建的顫振測量系統(tǒng)實現(xiàn)了對車-車梳加工過程切削顫振的實時測量，研究了各工序切削過程的顫振規(guī)律及最大振幅。實驗結(jié)果表明：開槽刀片切削過程顫振最明顯，最大振幅為233.6 μm；C刀和V刀切削過程顫振相對較小，最大振幅分別為132.4 μm和130.4 μm；梳刀切削過程顫振最小，最大振幅81.6 μm，其加工穩(wěn)定性可以滿足曲軸制造的高精度要求。

車-車梳工藝；穩(wěn)定性；切削顫振；振動測量

曲軸是發(fā)動機的核心部件，也是整個發(fā)動機所有零件中對加工質(zhì)量要求最高的零件之一[1]。在曲軸制造加工過程中，曲軸的切削加工工藝是保證曲軸加工質(zhì)量的重要環(huán)節(jié)[2]。車梳工藝是新近發(fā)展起來用于汽車發(fā)動機曲軸軸頸加工的一種新型高效干式復(fù)合加工技術(shù)[3]。

顫振是金屬切削過程中最主要的一種振動形式，直接影響工件的加工質(zhì)量[4]。目前主要的顫振理論有：(1)Arnold R.N提出的切削力相對于切削速度的下降特性是產(chǎn)生顫振的主要機理。(2)R.S.Hahn提出的瞬時切削厚度的變化是產(chǎn)生顫振的主要原因。(3)Tobias提出的刀具切入、切出工件引起進給率的變化是產(chǎn)生顫振的主要原因[5-7]。

本文從車梳加工的切削方式和切削狀態(tài)入手，對車梳切削過程中引起顫振的原因進行了分析，并搭建了車-車梳切削顫振測量系統(tǒng)，通過實驗探究了車-車梳切削過程的顫振規(guī)律及最大振幅。

1 曲軸車梳加工顫振穩(wěn)定性分析

1.1 車梳復(fù)合切削特性

車梳切削過程如圖1所示，首先多齒梳刀片以一定的進給速度徑向切入工件，當(dāng)?shù)镀兄令A(yù)定深度后，刀片保持徑向鎖定，進行軸向車削，車削的長度略大于一個齒間距，既保證切除各槽間多余的工件材料，同時消除接刀痕，完成一次車梳切削[8-9]。由此可知車梳加工不是一個連續(xù)的切削過程，它可以看作徑向梳削和軸向車削的復(fù)合。因此車梳加工的顫振分析需要分別對徑向和軸向兩個切削過程進行研究。

1.2 車梳切削過程的顫振分析

車梳切削為徑向和軸向相繼循環(huán)切削及多刃各點同時參與切削的復(fù)合切削方式，盡管多齒組成的刀刃減小了切削的寬度，減小了重疊系數(shù)，對抑制顫振有一定作用，但其切削方式又無法從根本上避免顫振的產(chǎn)生，而車梳切削過程中顫振偏大會嚴重影響曲軸的加工質(zhì)量。

梳刀徑向切削時，梳刀沿工件徑向進給到預(yù)定的深度，完成梳刀切削的第一步。梳刀徑向切入工件時，不可避免地會產(chǎn)生切入效應(yīng)，從而引起顫振。另外，在連續(xù)切削過程中，當(dāng)?shù)毒咔邢鞯接姓窦y的表面時，切削厚度發(fā)生變化，從而引起切削顫振。梳刀軸向切削時，梳刀只軸向進給略大于一個齒間距，完成主軸頸的半精加工。由于徑向切削完成后，殘留的軸頸表面是鋸齒狀的，梳刀軸向切削時，切削厚度發(fā)生變化。因此，軸向切削過程中的顫振主要是由切削厚度變化引起的。

2 曲軸車-車梳加工切削顫振實驗研究

2.1 實驗條件及顫振測量平臺搭建

實驗工件材料選用45號鋼，硬度約為164 HB，比發(fā)動機曲軸材料硬度140～160 HB略高。根據(jù)車-車梳機床切削原理和切削實驗平臺要求，本實驗使用自主改造的TCK4550型車梳拉專用機床，以及自主設(shè)計制造的符合實驗要求的配套刀盤，刀盤實物如圖2所示。本文在車梳拉專用機床基礎(chǔ)上搭建了一套切削顫振測量平臺。測量平臺主要包括：電渦流位移傳感器、2ADIO USB數(shù)據(jù)采集模塊和測量軟件三部分。本實驗用的一體式電渦流位移傳感器的輸出特性可以近似為一條直線，其位移與輸出的電壓之間的關(guān)系為

S=0.4U+0.8

式中：S為傳感器探頭距離工件表面的位移，mm；U為傳感器的輸出電壓，V。

曲軸軸頸的徑向振動測量采用雙向動態(tài)測量法，分別獲取加工過程中工件徑向振動的垂直方向和水平方向信息，傳感器安裝示意圖如圖3所示。切削顫振實驗測量平臺如圖4所示。

2.2 實驗方案

在自主設(shè)計改造的車梳拉機床實驗平臺上進行曲軸主軸頸車-車梳完整模擬加工切削實驗。曲軸主軸頸加工工藝流程見表1。利用自主搭建的顫振測量系統(tǒng)測量分析各工序過程中的徑向顫振情況。

3 實驗結(jié)果及分析

由表1的工藝過程可看出，一段主軸頸的完整車-車梳加工過程包括了6道工序，即T1～T6。其中，T2與T3、T4與T5工序的刀片相同，切削參數(shù)及加工余量也相同，無需重復(fù)測量。所以，本實驗只測量T1、T2、T4、T6工序過程的切削顫振情況。

3.1 主軸空轉(zhuǎn)時振動測量結(jié)果分析

機床空運行時機床傳動系統(tǒng)引起的振動，是機床切削加工中普遍存在卻難以避免或控制的。實驗中主軸轉(zhuǎn)速n=1 000 r/min時，工件的振動情況如圖5所示。在Excel中對測量數(shù)據(jù)進行分析，并根據(jù)傳感器的輸出特性可得主軸空轉(zhuǎn)時的振幅，結(jié)果見表2。由圖5和表2可知，機床空運轉(zhuǎn)時工件的振動呈現(xiàn)出明顯的正弦(或余弦)函數(shù)的變化規(guī)律，其水平與豎直方向的振幅分別為46 μm和49.2 μm。機床傳動系統(tǒng)引起的振動不容忽視。(表中CH0和CH1分別對應(yīng)工件徑向的水平和豎直方向，后文不再單獨說明。)

表1 車-車梳工藝流程

工序工件加工狀態(tài)加工刀片切削參數(shù)工序說明T1切削速度vc=90m/min進給速度f=0.25mm/r背吃刀量ap=3mm特制開槽刀片粗車外圓,從軸頸中部直接徑向進給,切深3～5mm。刀片刃寬9.1mm。T2切削速度vc=120m/min進給速度f=0.3mm/r背吃刀量ap=5.5mm刀片型號CNMU120612-MN從軸頸右側(cè)開始徑向進給,至預(yù)定尺寸,完成右側(cè)軸頸的粗加工T3切削速度vc=120m/min進給速度f=0.3mm/r背吃刀量ap=5.5mm刀片型號CNMU120612-MN從軸頸左側(cè)開始徑向進給,至預(yù)定尺寸,完成左側(cè)軸頸的粗加工T4切削速度vc=150m/min進給速度f=0.2mm/r背吃刀量ap=0.5mm刀片型號VBMT160408-LF從軸頸右側(cè)壁處徑向進給,完成側(cè)壁的半精加工。到達軸頸時繼續(xù)徑向進給完成沉割槽的加工T5切削速度vc=150m/min進給速度f=0.2mm/r背吃刀量ap=0.5mm刀片型號VBMT160408-LF從軸頸左側(cè)壁處徑向進給,完成側(cè)壁的半精加工。到達軸頸時繼續(xù)徑向進給完成沉割槽的加工T6切削速度vc=240m/min進給速度f=0.1mm/r背吃刀量ap=0.15mm特制梳刀片先徑向進給,再軸向進給一個齒間距。完成軸頸的半精加工

表2 主軸空轉(zhuǎn)時測量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.2952.1802.23811546CH12.6062.4832.54712349.2

3.2 T1、T2與T4工序切削顫振測量結(jié)果分析

T1工序是對主軸頸中間部位的開槽進行粗加工。開槽刀片的切削運動只有徑向進給，切削用量大，材料去除率高，容易發(fā)生不穩(wěn)定切削。工件的振動情況如圖6所示。測量數(shù)據(jù)分析見表3。

表3 T1工序測量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3111.7272.113584233.6CH12.8462.4402.627406162.4

由圖6和表3可知，開槽刀片切削過程中，工件產(chǎn)生明顯的顫振，并且振動總體呈現(xiàn)增大的趨勢，直至切削結(jié)束。此外，切削過程中振動在振幅最大值附近出現(xiàn)了波動，這可能是積累的切屑脫落引起切削阻力短暫減小，從而使切削顫振減弱。其水平與豎直方向的振幅分別為233.6 μm和162.4 μm?？梢奣1工序切削顫振較大且不穩(wěn)定。由于開槽工序?qū)儆诖旨庸すば?，切削顫振不會直接影響曲軸軸頸的最終加工質(zhì)量，但會影響切削過程中的穩(wěn)定性。

T2工序采用C型刀片且只有徑向進給，屬于粗加工工序。工件的振動情況如圖7所示。測量數(shù)據(jù)分析見表4?？梢?，T2工序的切削顫振振幅隨著切入工件而逐漸增大，到最大值后保持穩(wěn)定，屬于穩(wěn)定切削過程。其水平與豎直方向的振幅分別為132.4 μm和107.6 μm，相對于開槽工序要小很多。

T4工序采用V型刀片且只有徑向進給，完成對曲軸側(cè)壁的半精加工。工件的振動情況如圖8所示。可見，隨著刀具的徑向切入，切削顫振振幅持續(xù)增大，切削結(jié)束后振幅迅速衰減。由表5的測量數(shù)據(jù)分析可知，T4工序的切削顫振振幅與T2粗加工工序相近，這說明切削顫振的大小與刀具幾何結(jié)構(gòu)和切削參數(shù)都有關(guān)。

表4 T2工序測量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3011.9702.183331132.4CH12.7182.4492.578269107.6

表5 T4工序測量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3021.9762.165326130.4CH12.7222.4302.581292116.8

由上各工序測量數(shù)據(jù)分析可知，各工序水平方向振幅均大于豎直方向，是因為刀具布置在工件的左側(cè)，由于背吃刀力的影響，工件水平方向的顫振大于豎直方向。

3.3 T6工序切削顫振測量結(jié)果分析

分別對T6工序中梳刀徑向和軸向切削過程中的切削顫振進行測量，其切削顫振情況如圖9、10所示。測量數(shù)據(jù)分析見表6。

表6 梳刀徑向和軸向切削過程的切削顫振測量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μm徑向CH02.2702.0662.18020481.6CH12.6802.4902.58919076軸向CH02.2722.0742.17919879.2CH12.6862.4962.59519076

通過梳型刀片的徑向和軸向切削過程的切削顫振圖以及顫振測量數(shù)據(jù)的分析可知：

(1)梳型刀片的徑向和軸向切削過程產(chǎn)生的切削振動振幅都較小且非常接近，說明梳型刀片的設(shè)計非常合理，保證了其在兩種切削方式下的穩(wěn)定過渡。

(2)在梳刀的徑向切削顫振圖中可以看出振幅的突然變化，而軸向切削顫振圖中并沒有這種現(xiàn)象，這是因為梳刀徑向進給時，刀具接觸工件產(chǎn)生的切入效應(yīng)明顯，引起了切削顫振。

(3)梳削工序的切削顫振水平方向振幅最大為81.6 μm，而曲軸主軸頸加工的尺寸精度為±50 μm，因此梳削可以滿足曲軸軸頸加工的高精度要求。

4 結(jié)語

(1)車梳加工不是連續(xù)的切削過程，梳刀片以梳削(徑向進給一個齒升量)和車削(軸向進給一個齒間距)往復(fù)交替的復(fù)合方式進行切削，盡管其多點切削能起到抑制顫振的作用，但這種獨特的切削方式又無法從根本上避免顫振的產(chǎn)生。

(2)搭建的切削顫振測量系統(tǒng)可以滿足車-車梳完整加工切削顫振實驗的測量要求，實現(xiàn)了對車-車梳加工過程中切削顫振的實時測量。

(3)通過車-車梳完整切削實驗可知：車-車梳加工過程中，T1工序(開槽刀)切削過程中工件產(chǎn)生的顫振振幅最大，切削不穩(wěn)定；T2工序(C刀)和T4工序(V刀)切削過程中工件產(chǎn)生的顫振相對于T1工序要小很多，并且振動呈現(xiàn)一定的規(guī)律性，切削相對穩(wěn)定；T6工序梳刀切削過程中工件產(chǎn)生的顫振很小，最大振幅為81.6 μm，而曲軸主軸頸加工的尺寸精度為±50 μm，即公差為100 μm，因此車梳切削可以滿足曲軸軸頸加工的高精度要求。

[1]Berktold A.Turn-broaching of hardened steel materials [D].Aachen:1992.

[2]倪昊.曲軸車梳拉刀盤性能分析及完整切削工藝試驗研究[D].上海：華東理工大學(xué),2014.

[3]Augsten G,Schmid K.Turning/turn-broaching a new process for crank-shaft and crankshaft production[J].Werkstatt und Betrieb, 1990,123(12):915-920(in German).

[4]徐興強.機床切削顫振系統(tǒng)與在線監(jiān)測的仿真研究[D].阜新：遼寧工程技術(shù)大學(xué),2006.

[5]吳雅等.金屬切削機床切削噪聲的動力學(xué)研究[J].機械工程學(xué)報，1995,31(5):76-85.

[6]方子良.機床工藝系統(tǒng)綜合效應(yīng)的穩(wěn)定性分析[J].南京理工大學(xué)學(xué)報，1999,23(4):316-320.

[7]Arnold R N.The mechanism of tool vibration in cutting of steel[J].Proc.Inst.Mach Eng.，2000,36(4):81-85.

[8]張朝輝,何云，劉晉，等.曲軸車-車梳加工工藝分析及切削模擬實驗研究[J].柴油機設(shè)計與制造,2015,21(4):43-48.

[9]李成遙,何云,李林寧，等.車梳復(fù)合切削特性試驗研究[J].硬質(zhì)合金, 2013,30(3):154-160.

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Stability analysis and experimental research of turn-turn chasing processes

HUANG Youhuan, HE Yun, ZHANG Chaohui, SUN Yuankun

(School of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology,Shanghai 200237, CHN)

The causes of cutting chatter in the turn-turn chasing process are analyzed.Based on an experimental platform which includes a remolded CNC machine applied to turn-turn chasing process and a newly manufactured tool system, the complete turn-turn chasing cutting chatter experiment are conducted.Based on the measuring system, the variation and maximum amplitude of the real-time vibration are analyzed.Experimental results show that the maximum amplitude of grooving insert cutting process is 233.6 μm, the maximum amplitude of C-type and V-type insert are 132.4 μm and 130.4 μm respectively.The maximum amplitude of chasing insert is 81.6 μm, so the machining stability can satisfy the requirement of crankshaft manufacturing.

turn-turn chasing; stability; cutting chatter; vibration measurement

TH161

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.11.022

黃友歡，男，1991年生，碩士，研究方向為先進制造技術(shù)及現(xiàn)代切削技術(shù)。

(編輯 汪 藝)

2016-06-07)

161129

* 國家科技重大專項( 2012ZX04003 - 041)