史麗晨 張 倩 劉騰飛 劉亞雄 盧竹青

1.西安建筑科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,西安,7100552.西部超導(dǎo)材料科技股份有限公司,西安,710018

0 引言

鈦及鈦合金材料由于具有比重小、比強(qiáng)度高、耐蝕性好及耐高溫等特點(diǎn),已廣泛應(yīng)用于制造生產(chǎn)航空航天領(lǐng)域的緊固件。通常航空航天緊固件制備用鈦合金絲材坯料的要求為單根質(zhì)量不小于100 kg,即φ8 mm的鈦合金絲材長(zhǎng)度將達(dá)到600 m左右,且對(duì)加工后的尺寸精度和表面精度的要求也極高,通常尺寸公差不大于0.02 mm,表面粗糙度度值Ra≤1.6 μm。這就對(duì)鈦合金絲材表面精整加工技術(shù)提出了更高的要求,要求系統(tǒng)連續(xù)工作時(shí)間長(zhǎng)、加工系統(tǒng)穩(wěn)定性好、精確度高。

表面精整加工是一種精密加工的方法,通過(guò)去除極薄的材料表面層來(lái)實(shí)現(xiàn)提高尺寸精度和降低表面粗糙度的目的[1]。通常表面精整加工方法有研磨和珩磨,但其加工效率低,環(huán)境污染大,且對(duì)坯料尺寸有限制要求[2-3]。國(guó)外現(xiàn)多采用表面車削精整加工方法,可在滿足表面加工質(zhì)量的前提下顯著提高加工效率和減少環(huán)境污染。無(wú)心車床是一種常用的表面車削精整加工設(shè)備,它不僅可以通過(guò)車削去除表層極薄的材料來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)鈦合金絲材盤圓的精整加工,也可以車削去除管棒絲材表面裂紋、表面氧化皮和其他表面缺陷,同時(shí)降低表面粗糙度并提高尺寸精度[4]。由于無(wú)心車床結(jié)構(gòu)的特殊性,理論上它可以實(shí)現(xiàn)無(wú)限長(zhǎng)絲材的表面精整加工。對(duì)于小直徑大盤卷鈦合金絲材的表面精整車削,由于鈦合金的難加工性,且坯料直徑極小,無(wú)心車床加工過(guò)程中極易發(fā)生切削顫振和加工變形,嚴(yán)重影響了加工后的尺寸精度和表面質(zhì)量[5-6]。因此,本文以提高無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)穩(wěn)定性為目的,研究無(wú)心車床表面車削精整加工顫振機(jī)理,這對(duì)抑制刀盤切削系統(tǒng)的顫振、提高加工質(zhì)量十分必要。

近年來(lái),許多學(xué)者通過(guò)建立顫振動(dòng)力學(xué)模型來(lái)分析切削穩(wěn)定性,并取得了豐碩的成果。邱輝等[7]以數(shù)控車床為研究對(duì)象,考慮顫振形成機(jī)理,建立單自由度動(dòng)力學(xué)模型,分析結(jié)構(gòu)振動(dòng)參數(shù)變化對(duì)穩(wěn)定性葉瓣圖的影響。李勤良等[8]以普通正交車削為研究對(duì)象,建立考慮非線性遲滯力和激振力的單自由度顫振模型,利用穩(wěn)定性葉瓣圖進(jìn)行穩(wěn)定性分析,得到主軸轉(zhuǎn)速、切削深度以及滯回參數(shù)對(duì)顫振振幅的影響規(guī)律。OZLU等[9]以普通車削為研究對(duì)象,建立考慮刀片刀尖半徑的單自由度切削系統(tǒng)顫振動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行穩(wěn)定性分析。仇健[10]以數(shù)控車床為研究對(duì)象,建立考慮工件軸向和徑向兩個(gè)方向刀具刃傾角和模態(tài)方向的切削顫振模型進(jìn)行切削穩(wěn)定性判斷,肯定了穩(wěn)定性葉瓣圖的判斷結(jié)果。以上主要是針對(duì)普通車床以及數(shù)控車床進(jìn)行切削顫振的多方面研究,但對(duì)具有特殊結(jié)構(gòu)的表面車削精整加工設(shè)備——無(wú)心車床的研究較少;同時(shí)在進(jìn)行顫振模型穩(wěn)定性分析時(shí),刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)車削精整加工時(shí)的穩(wěn)定性也有直接影響,研究時(shí)需一并考慮。

鈦合金材料由于其固有特性[11-13],在高速切削時(shí)會(huì)加速刀具磨損且極易發(fā)生黏刀現(xiàn)象,無(wú)法滿足降低表面粗糙度和提高尺寸精度的要求,因此在無(wú)心車床車削顫振模型建立時(shí),應(yīng)當(dāng)考慮低速切削的影響。針對(duì)低速切削工況,李亮等[14]考慮過(guò)程阻尼建立非線性銑削動(dòng)力學(xué)模型并計(jì)算穩(wěn)定性極限。李忠群等[15]考慮過(guò)程阻尼的影響建立單自由度切削動(dòng)力學(xué)模型,分析了穩(wěn)定性極限值。秦國(guó)華等[16]考慮過(guò)程阻尼建立兩自由度銑削動(dòng)力學(xué)模型,分析了參數(shù)變化下穩(wěn)定區(qū)域的變化規(guī)律。以上研究肯定了低速切削工況下考慮過(guò)程阻尼的必要性,考慮到無(wú)心車床進(jìn)行鈦合金絲材表面精整加工過(guò)程的低速切削特性,研究時(shí)需考慮過(guò)程阻尼的影響。

綜上,本文以表面車削精整加工設(shè)備——無(wú)心車床的刀盤切削系統(tǒng)為研究對(duì)象,在分析其結(jié)構(gòu)工作原理和刀盤切削系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特性的基礎(chǔ)上,建立考慮過(guò)程阻尼效應(yīng)的多自由度耦合顫振動(dòng)力學(xué)模型?；陬澱駝?dòng)力學(xué)模型繪制穩(wěn)定性葉瓣圖進(jìn)行穩(wěn)定性分析,得到表面精整加工的穩(wěn)定可加工參數(shù)組選擇域,繼而在分析刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)切削穩(wěn)定性的影響的基礎(chǔ)上,確定穩(wěn)定加工的刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇域,最后通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

1 無(wú)心車床切削系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

1.1 無(wú)心車床切削系統(tǒng)結(jié)構(gòu)介紹

本文采用圖1所示的無(wú)心車床完成對(duì)難加工材料鈦合金絲材盤圓的表面車削精整加工。車床由夾送系統(tǒng)、導(dǎo)向系統(tǒng)、刀盤切削系統(tǒng)以及主軸箱組成。

(a)結(jié)構(gòu)示意圖

(b)加工原理示意圖圖1 無(wú)心車床結(jié)構(gòu)圖

在車削加工時(shí),閉合前導(dǎo)向,鈦合金絲材經(jīng)外部傳送機(jī)構(gòu)進(jìn)入圖1a所示的前夾送,前夾送中的輥輪裝置帶動(dòng)絲材持續(xù)做直線進(jìn)給運(yùn)動(dòng),使其通過(guò)前導(dǎo)向進(jìn)入刀盤切削系統(tǒng),裝有刀具的刀盤切削系統(tǒng)繞絲材持續(xù)做回轉(zhuǎn)切削運(yùn)動(dòng),加工后的絲材通過(guò)中后導(dǎo)向被送出主軸箱,再經(jīng)后夾送中的輥輪裝置持續(xù)抽離,使絲材離開無(wú)心車床,以完成對(duì)絲材的表面車削精整加工。

圖2為無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖,該系統(tǒng)由起支撐作用的刀盤以及鑲嵌在刀盤燕尾槽的四個(gè)裝有刀具的刀盒和四個(gè)起固定刀盒作用的壓塊裝配而成,在裝配時(shí)刀盒的切向位置由壓塊進(jìn)行固定,徑向位置由刀盤切削系統(tǒng)的外圍進(jìn)行固定。

圖2 無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

1.2 模型建立

對(duì)無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析,考慮刀盒在徑向的顫振位移以及在切向的滑動(dòng)位移,基于達(dá)朗貝爾原理,考慮過(guò)程阻尼效應(yīng),建立關(guān)于無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的多自由度耦合顫振動(dòng)力學(xué)模型,如圖3所示。

圖3 無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

根據(jù)無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),對(duì)模型作出如下假設(shè):①整個(gè)刀盤切削系統(tǒng)由四個(gè)小系統(tǒng)組成,分別是以刀盒1為主刀盒3為輔,刀盒2為主、刀盒4為輔,刀盒3為主、刀盒1為輔,刀盒4為主、刀盒2為輔;②刀盒1、2、3、4的固有特性一致,壓塊1、2、3、4對(duì)刀盒的影響均相同,刀盤切削系統(tǒng)內(nèi)部顫振位移L3r與L1r等大反向。

考慮刀盤切削系統(tǒng)的彈性恢復(fù)力和各自方向上的位移成正比,阻尼力和各自方向的振動(dòng)速度成正比,以動(dòng)力學(xué)模型中絲材集中質(zhì)量的平衡位置為坐標(biāo)原點(diǎn),根據(jù)力的平衡關(guān)系建立無(wú)心車床切削系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程:

(1)

式中,m1、m2、m3、m4分別為裝有刀具的刀盒1、2、3、4的等效質(zhì)量;c1r、c2r、c3r、c4r分別為刀盒1、2、3、4在徑向上的等效阻尼;c1a、c2a、c3a、c4a分別為刀盒1、2、3、4在軸向上的等效阻尼;k1r、k2r、k3r、k4r分別為刀盒1、2、3、4在徑向上的等效剛度;k1a、k2a、k3a、k4a分別為刀盒1、2、3、4在軸向上的等效剛度;L1r、L2r、L3r、L4r分別為刀盒1、2、3、4在徑向上的振動(dòng)位移;L1a、L2a、L3a、L4a分別為刀盒1、2、3、4在軸向上的振動(dòng)位移;Fr、Fa分別為刀盤切削系統(tǒng)在刀盒徑向和軸向上的切削力。

考慮過(guò)程阻尼效應(yīng)(即刀具后刀面與工件之間的干涉作用),它所產(chǎn)生的犁耕力大小取決于刀具與工件之間形成的壓痕體積[17-18]。而車削加工的過(guò)程中,由于車削加工前的鈦合金絲材盤圓原始表面粗糙度呈上下起伏無(wú)規(guī)律變化,當(dāng)?shù)毒呶恢霉潭ê?車削過(guò)程中刀具刀尖嵌入絲材的體積大小隨著車削位置的變化發(fā)生非線性變化。為便于研究,將非線性過(guò)程阻尼系數(shù)等效為一個(gè)線性的過(guò)程阻尼系數(shù)。在一個(gè)切削周期內(nèi)由等效過(guò)程阻尼消耗的總能量等于由刀具壓入工件作用產(chǎn)生犁耕力所消耗的能量,由此構(gòu)建非線性過(guò)程阻尼系數(shù)與等效過(guò)程阻尼系數(shù)之間的數(shù)學(xué)關(guān)系[19],其表達(dá)式如下:

(2)

式中,ceq為過(guò)程阻尼系數(shù);ksp為壓痕系數(shù);ap為切削深度;W為刀尖磨損寬度;v為切削速度;kγ為刀具主偏角。

式(2)中,壓痕系數(shù)ksp[20]和刀尖磨損寬度W[21]可分別表示為

(3)

W=rεsinβ+rεsinγ+rε(cosγ-cosβ)cotγ

(4)

式中,E為材料彈性模量;ρ為刀具的變形程度;μ1為泊松比;rε為刀尖圓弧半徑;β為刀具前角;γ為刀具后角。

將式(3)和式(4)代入式(2)可以得到過(guò)程阻尼系數(shù)的等效關(guān)系式:

(5)

由于犁耕力的產(chǎn)生,無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的切削力F可以被表示為動(dòng)態(tài)切削力Fs與犁耕力Fp之和,即

(6)

式中,b為切削寬度;kf為切削剛度系數(shù);h為切削厚度;μ為庫(kù)侖摩擦力因數(shù);h0為理論切削厚度;T為機(jī)床主軸旋轉(zhuǎn)一周所用時(shí)間;L(t)為t時(shí)刻下刀具的振動(dòng)位移;L(t-T)為t-T時(shí)刻下刀具的振動(dòng)位移。

1.3 理論計(jì)算分析

整理無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程,以刀盒1為主、刀盒3為輔的小系統(tǒng)為例,如圖4所示,得到刀盒切削系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程:

(7)

圖4 刀盒動(dòng)力學(xué)模型

對(duì)式(7)做拉普拉斯變換,得到如下變換式:

(8)

式中,s為拉普拉斯算子;ξ為阻尼率;ωn為固有頻率。

將式(8)整理成如下矩陣形式:

(9)

令式(9)矩陣的行列式等于零,求解方程組的非零解,得到

(10)

使用特征方程的根來(lái)判定系統(tǒng)的穩(wěn)定性:當(dāng)特征方程根的實(shí)部大于0時(shí),切削系統(tǒng)處于不穩(wěn)定狀態(tài);當(dāng)特征方程根的實(shí)部小于0時(shí),切削系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài);當(dāng)特征方程根的實(shí)部等于0時(shí),切削系統(tǒng)處于穩(wěn)定和不穩(wěn)定之間的臨界狀態(tài)。將臨界狀態(tài)下的s=jω代入式(10)并且進(jìn)行整理,令特征方程的實(shí)部和虛部分別等于0,可得

(11)

其中,ω為車削振動(dòng)系統(tǒng)的顫振頻率。聯(lián)立式(11)和主軸轉(zhuǎn)速的定義式n=60/T,得到關(guān)于無(wú)心車床刀盒切削系統(tǒng)主軸轉(zhuǎn)速的表達(dá)式為

(12)

同時(shí),由式(11)中實(shí)部為0的公式推導(dǎo)得到無(wú)心車床刀盒切削系統(tǒng)極限切削深度的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

ap=A0k1asinkγ

(13)

A0=

2 無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)穩(wěn)定性影響規(guī)律分析

2.1 穩(wěn)定性分析

采用有限元計(jì)算的方法來(lái)獲取模態(tài)參數(shù)[22],建立刀盤三維模型并對(duì)其進(jìn)行有限元分析,其結(jié)果如表1所示,材料參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表1 刀盤系統(tǒng)模態(tài)分析結(jié)果

表2 刀盤材料參數(shù)設(shè)置

根據(jù)刀盤材料設(shè)置參數(shù)以及式(3),可以得到無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的壓痕系數(shù)ksp為4.36×105N/mm3。同時(shí),使用抗振性較好的YG8硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行鈦合金絲材盤圓的表面車削精整加工,刀具的相關(guān)參數(shù)如下:前角β=2°,后角γ=7°,刃傾角0°,主偏角30°,刀尖圓弧半徑rε=0.3 mm[23]。根據(jù)選用刀具的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及式(4),可以得到無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)的刀尖磨損寬度W為0.03 mm。

采用穩(wěn)定性葉瓣圖來(lái)完成無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)切削加工的穩(wěn)定性分析,穩(wěn)定性葉瓣圖呈現(xiàn)形式是一個(gè)以主軸轉(zhuǎn)速為橫坐標(biāo)、以極限切削深度為縱坐標(biāo)的曲線圖,曲線之上為不穩(wěn)定區(qū)域,曲線之下為穩(wěn)定區(qū)域[24]。

考慮到工程實(shí)際中無(wú)心車床加工鈦合金絲材盤圓對(duì)進(jìn)給速度的要求較高,故選定進(jìn)給速度為1000 mm/min進(jìn)行穩(wěn)定性分析。根據(jù)理論推導(dǎo)得到的無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型的理論結(jié)果(式(12)和式(13))以及有限元計(jì)算得到的模態(tài)參數(shù),繪制無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)穩(wěn)定性葉瓣圖,見圖5。

圖5 無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)穩(wěn)定性葉瓣圖(β=2°,γ=7°,rε=0.3 mm)Fig.5 Stability lobe diagram of the cutter head cutting system of the centerless lathe(β=2°,γ=7°,rε=0.3 mm)

觀察穩(wěn)定性葉瓣圖可以發(fā)現(xiàn)高主軸轉(zhuǎn)速下的葉瓣褶皺十分疏散,而低主軸轉(zhuǎn)速下的葉瓣褶皺十分密集,說(shuō)明相較于高主軸轉(zhuǎn)速,低主軸轉(zhuǎn)速下可選擇的穩(wěn)定可加工參數(shù)組的數(shù)量減少。同時(shí)低主軸轉(zhuǎn)速下由于葉瓣褶皺密集,褶皺間可選擇的穩(wěn)定可加工參數(shù)區(qū)域收窄,在實(shí)際加工中極易超出臨界曲線,進(jìn)入不穩(wěn)定區(qū)域,進(jìn)而發(fā)生顫振,這說(shuō)明低主軸轉(zhuǎn)速切削狀態(tài)下的切削穩(wěn)定性較差。

考慮工程實(shí)際中無(wú)心車床進(jìn)行鈦合金絲材盤圓表面車削精整加工時(shí)的加工參數(shù)選擇范圍,將橫坐標(biāo)主軸轉(zhuǎn)速范圍限定在300～900 r/min,繪制圖5中所示的細(xì)節(jié)圖。將穩(wěn)定性葉瓣圖分為兩個(gè)部分討論:①圖中曲線以上(即A點(diǎn)所在區(qū)域)為不穩(wěn)定區(qū)域,此區(qū)域沒有可選擇的穩(wěn)定可加工參數(shù)組;②圖中曲線以下(即B點(diǎn)所在區(qū)域)為穩(wěn)定區(qū)域,工程實(shí)際中在此區(qū)域內(nèi)進(jìn)行穩(wěn)定可加工參數(shù)組的選取。同時(shí),經(jīng)觀察發(fā)現(xiàn),圖中曲線所對(duì)應(yīng)極限切削深度的最小值為0.4435 mm,且每個(gè)葉瓣的最小值保持一致,故穩(wěn)定區(qū)域包含一個(gè)絕對(duì)穩(wěn)定區(qū)域,在此區(qū)域內(nèi)隨機(jī)選擇加工參數(shù),無(wú)心車床都不會(huì)發(fā)生顫振。

2.2 刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)切削系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律分析

刀具是無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)里面的核心部件,觀察式(5)可以發(fā)現(xiàn),過(guò)程阻尼系數(shù)與刀具的刀尖圓弧半徑以及前角、后角之間都存在關(guān)系。選定進(jìn)給速度為1000 mm/min,繪制刀尖圓弧半徑、刀具前角和后角變化下的穩(wěn)定性葉瓣圖,分別見圖6～圖8,研究刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

(b)rε=0.3 mm

(c)rε=0.5 mm

(d)rε=0.8 mm圖6 刀尖圓弧半徑影響下的穩(wěn)定性葉瓣圖(β=2°,γ=7°)Fig.6 Stability lobe diagram under the influence of tool tip arc radius(β=2°,γ=7°)

(a)β=1°

(b)β=2°

(c)β=5°

(d)β=7°圖7 刀具前角影響下的穩(wěn)定性葉瓣圖(rε=0.3 mm,γ=7°)Fig.7 Stability lobe diagram under the influence of tool rake angle(rε=0.3 mm,γ=7°)

(a)γ=2°

(b)γ=5°

(c)γ=7°

(d)γ=10°圖8 刀具后角影響下的穩(wěn)定性葉瓣圖(rε=0.3 mm,β=2°)Fig.8 Stability lobe diagram under the influence of tool clearance angle(rε=0.3 mm,β=2°)

觀察圖6所示刀尖圓弧半徑變化下的穩(wěn)定性葉瓣圖發(fā)現(xiàn),當(dāng)?shù)都鈭A弧半徑過(guò)小時(shí)(圖6a),穩(wěn)定性葉瓣圖呈現(xiàn)不規(guī)律變化,工程實(shí)際中可選擇的穩(wěn)定可加工參數(shù)組較少,工作效率低且極易發(fā)生不穩(wěn)定顫振現(xiàn)象,設(shè)計(jì)安全性較低。而隨著刀尖圓弧半徑的增大,如圖6c和圖6d所示,觀察發(fā)現(xiàn)在同一個(gè)主軸轉(zhuǎn)速變化區(qū)間內(nèi),穩(wěn)定性葉瓣圖的葉瓣數(shù)量逐漸增多且臨界穩(wěn)定切削深度的最小值發(fā)生上移,工程實(shí)際中可以選擇的穩(wěn)定可加工參數(shù)增多,但由于葉瓣間的褶皺非常密集,在切削加工過(guò)程中極易進(jìn)入不穩(wěn)定區(qū)域而發(fā)生顫振,加工穩(wěn)定性極差,設(shè)計(jì)安全性較低。綜上,在進(jìn)行無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)選擇刀尖圓弧半徑rε在0.1～0.3 mm之間,此時(shí)具有較高的設(shè)計(jì)安全性以及加工穩(wěn)定性。

觀察圖7和圖8所示刀具前角和后角影響下的穩(wěn)定性葉瓣圖發(fā)現(xiàn),隨著刀具前角和后角的增大,穩(wěn)定性葉瓣圖臨界穩(wěn)定切削深度的最小值逐漸增大,穩(wěn)定性葉瓣圖呈現(xiàn)逐步上移的變化趨勢(shì),絕對(duì)穩(wěn)定區(qū)域面積增大。同時(shí),觀察發(fā)現(xiàn)在同一個(gè)主軸轉(zhuǎn)速變化區(qū)間內(nèi),隨著刀具前角和后角的增大,穩(wěn)定性葉瓣圖的葉瓣數(shù)量逐漸增多,穩(wěn)定可選擇加工參數(shù)組增多。但隨著葉瓣圖中的葉瓣數(shù)量的增多,葉瓣間的褶皺逐漸密集,在加工過(guò)程中極易越過(guò)臨界穩(wěn)定曲線進(jìn)入不穩(wěn)定區(qū)域而發(fā)生顫振,加工穩(wěn)定性極差,設(shè)計(jì)安全性較低。綜上,在進(jìn)行無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)選擇刀具前角β在1°～2°之間,刀具后角γ在2°～5°之間,此時(shí)具有較高的設(shè)計(jì)安全性以及加工穩(wěn)定性。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

基于上述理論分析,為驗(yàn)證無(wú)心車床過(guò)程阻尼效應(yīng)下多自由度耦合顫振動(dòng)力學(xué)模型的正確性,進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì),對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。

3.1 試驗(yàn)條件

根據(jù)工程實(shí)際需求,選取試驗(yàn)材料為TB9絲材盤圓,材料的直徑為8 mm,來(lái)料為熱拉拔后未經(jīng)熱處理。根據(jù)刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)切削系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律分析結(jié)果,選用的切削刀具為 YG8 硬質(zhì)合金刀具,該刀具的前角為2°、后角為3°、刀尖圓弧半徑為0.3 mm。

根據(jù)圖9所示的穩(wěn)定性葉瓣圖,在圖上以臨界曲線所在位置為參考,設(shè)置共9組試驗(yàn)參數(shù)點(diǎn),進(jìn)給速度設(shè)置為1000 mm/min。為減小試驗(yàn)誤差,加工長(zhǎng)度均取1300 mm,在試切300 mm后進(jìn)行試驗(yàn)方案加工,設(shè)定試切的300 mm為非觀察區(qū)間,并觀察試驗(yàn)后的工件表面狀態(tài)。

采用時(shí)代TR2000表面粗糙度儀在表面車削精整加工結(jié)束后對(duì)觀察區(qū)間進(jìn)行表面粗糙度的測(cè)量,對(duì)觀察區(qū)間表面等距選取3個(gè)測(cè)量點(diǎn),每個(gè)測(cè)量點(diǎn)順時(shí)針旋轉(zhuǎn)120°,對(duì)3個(gè)測(cè)量點(diǎn)的表面粗糙度取均值,即認(rèn)定為該組工藝參數(shù)下的表面粗糙度。

振動(dòng)信號(hào)采用北京東方振動(dòng)和噪聲技術(shù)研究所研發(fā)的 DASP 智能數(shù)據(jù)采集和信號(hào)分析系統(tǒng)。采樣頻率設(shè)置為1024 Hz,搭建振動(dòng)試驗(yàn)平臺(tái)如圖10所示。

圖9 穩(wěn)定性葉瓣圖驗(yàn)證試驗(yàn)

3.2 穩(wěn)定性分析

圖9中各試驗(yàn)參數(shù)點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)參數(shù)組與試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

取穩(wěn)定性葉瓣圖曲線上方、臨界位置以及下方(依次對(duì)應(yīng)B1、B2、B3)進(jìn)行振動(dòng)信號(hào)時(shí)頻分析,如圖11所示。觀察圖11,從時(shí)域圖中可以看出,對(duì)于處于不穩(wěn)定區(qū)域的B1點(diǎn)和處于臨界位置的B2點(diǎn),其振動(dòng)信號(hào)波形相比于穩(wěn)定區(qū)域B3點(diǎn)的波形更加波動(dòng)且振動(dòng)幅值明顯增大;對(duì)頻譜圖繼續(xù)進(jìn)行分析可知,分別使用B1點(diǎn)、B2點(diǎn)和B3點(diǎn)試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行切削時(shí),不穩(wěn)定區(qū)域的振動(dòng)信號(hào)對(duì)應(yīng)的頻譜圖的幅值發(fā)生了明顯增大,且在頻率方向(即橫向)發(fā)生了偏移,除了無(wú)心車床主軸的正常切削頻率外,還出現(xiàn)了多種頻率,忽略環(huán)境因素的影響,判斷多種頻率是由切削中的顫振所產(chǎn)生的,因此證實(shí)了B1、B2點(diǎn)的加工狀態(tài)為不穩(wěn)定切削,B3點(diǎn)的加工狀態(tài)為穩(wěn)定切削。

表3 試驗(yàn)點(diǎn)參數(shù)設(shè)置與試驗(yàn)結(jié)果

(a)B1點(diǎn)時(shí)域圖 (b)B2點(diǎn)時(shí)域圖 (c)B3點(diǎn)時(shí)域圖

(d)B1點(diǎn)頻譜圖 (e)B2點(diǎn)頻譜圖 (f)B3點(diǎn)頻譜圖圖11 振動(dòng)信號(hào)時(shí)頻分析圖

圖12給出了非穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組(B1點(diǎn))和穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組(B3點(diǎn))加工參數(shù)下的工件表面狀態(tài),并結(jié)合表3中表面粗糙度值Ra的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。圖12a所示為穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組加工后的工件表面狀態(tài),可以看出,工件表面光亮,無(wú)異常波紋,表面粗糙度值Ra為0.6776 μm;圖12b所示為非穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組加工后的工件表面狀態(tài),可以明顯看出,工件表面存在規(guī)律性水波紋,且觸感明顯,表面粗糙度值Ra為0.9233 μm。同時(shí)由表3中的測(cè)量數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn),表面粗糙度值隨著切削深度的增大而迅速增大,而主軸轉(zhuǎn)速對(duì)加工后表面粗糙度的影響較小。

(a)穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組 (b)非穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組圖12 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證,可以發(fā)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)工藝參數(shù)組加工后的工件表面粗糙度值較小,工件表面狀態(tài)較好,驗(yàn)證了無(wú)心車床考慮過(guò)程阻尼效應(yīng)下的多自由度耦合顫振動(dòng)力學(xué)模型的可靠性。

4 結(jié)論

(1)建立了考慮過(guò)程阻尼的表面車削精整加工顫振動(dòng)力學(xué)模型,理論和實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果驗(yàn)證了所建立的模型較為可靠,為表面車削精整加工穩(wěn)定性建模研究提供了理論指導(dǎo)。

(2)較好地預(yù)測(cè)了鈦合金絲材盤圓表面車削精整加工的穩(wěn)定性極限,其極限切削深度最小值為0.4435 mm,為表面車削精整加工方案的選取提供參考。

(3)得到了無(wú)心車床刀盤切削系統(tǒng)刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)選擇域,當(dāng)?shù)都鈭A弧半徑在0.1～0.3 mm、刀具前角在1°～2°和刀具后角在2°～5°時(shí),可得到設(shè)計(jì)安全性最高的穩(wěn)定可加工參數(shù)組。