錯齒BTA深孔振動鉆削刀具系統(tǒng)徑向減振特性研究

鄭亮奎， 鄭建明， 李旭波， 肖世英， 劉 馳

(西安理工大學(xué) 機(jī)械與精密儀器工程學(xué)院，西安 710048)

精密高效的BTA(Boring and Trepanning Association)內(nèi)排屑深孔鉆削技術(shù)是軍工制造業(yè)、新能源裝備制造和航空航天領(lǐng)域等高新技術(shù)產(chǎn)業(yè)對深孔零件的精密加工提出的迫切需求[1-3]。然而，由于BTA深孔鉆削機(jī)理的復(fù)雜性，實際加工中刀具系統(tǒng)受到動態(tài)切削力的影響，而切削力隨著切削參數(shù)的變化而變化，導(dǎo)致刀具中心的運動軌跡極其復(fù)雜，進(jìn)而對孔的加工質(zhì)量造成極大的影響[4]。因此，如何減少或控制對加工質(zhì)量有影響的復(fù)雜振動與提高孔的加工質(zhì)量，就成為深孔鉆削研究的熱點和關(guān)鍵問題。

近年來國內(nèi)外學(xué)者關(guān)于顫振及深孔加工刀具系統(tǒng)的動態(tài)穩(wěn)定性問題進(jìn)行了大量研究[5-7]。Mehrabadi等[8]構(gòu)建了考慮鉆削過程阻尼和質(zhì)量偏心影響的刀具系統(tǒng)動力學(xué)模型，討論了刀具動態(tài)運行軌跡及其相應(yīng)的孔圓度形貌特征，并結(jié)合實驗證實了該模型的準(zhǔn)確性。Roukema等[9]針對剛體運動，扭轉(zhuǎn)、軸向、徑向振動的影響，建立了深孔加工刀具系統(tǒng)動力學(xué)方程模型，研究分析了扭轉(zhuǎn)振動對孔加工質(zhì)量的影響。Deng等[10]運用Euler-Bernoulli梁單元模型，并結(jié)合深孔切削力的傅里葉函數(shù)形式表達(dá)式，給出了深孔加工圓度誤差計算模型，進(jìn)而對波紋型與葉瓣型深孔的形成機(jī)理進(jìn)行了研究。鄭建明等[11]通過建立振動攻絲工藝系統(tǒng)的動力學(xué)模型，認(rèn)為振動攻絲產(chǎn)生的脈沖切削力是造成系統(tǒng)剛度增強的主要原因。Jin等[12]研究了扭轉(zhuǎn)-軸向復(fù)合振動在金屬切削加工的作用，建立了一種扭轉(zhuǎn)-軸向復(fù)合振動響應(yīng)耦合模型，為鉆削提供了最優(yōu)刀具參數(shù)配置?？追鄙萚13]通過研究切削系統(tǒng)的動力學(xué)行為，給出了與穩(wěn)定切削狀態(tài)和顫振切削狀態(tài)相對應(yīng)的振動加速度時間序列的概論密度分布和三維重構(gòu)吸引子。佟富強等[14]通過對振動切削的研究指出動態(tài)應(yīng)力波對切削裂紋形成的影響及作用是改善切削效果的主要原因。在振動鉆削加工過程始終伴隨著分離切削、變角切削、變速切削和變厚切削，致使刀具切削過程的動態(tài)特性比較復(fù)雜，現(xiàn)有文獻(xiàn)對振動鉆削抑制顫振的研究較少，并且這些研究基本都是建立在實驗觀察的基礎(chǔ)之上，缺少鉆削機(jī)理及理論的支持，因此還需進(jìn)一步研究。本文研究了BTA深孔鉆削加工過程中刀具的徑向動力學(xué)特性，建立了刀具系統(tǒng)徑向振動動力學(xué)模型，并通過數(shù)值解析的方法給出了普通鉆削和振動鉆削過程刀具徑向振動位移的數(shù)值解。本文為BTA深孔鉆削加工孔加工質(zhì)量的控制及鉆削參數(shù)的選取提供參考。

1 BTA深孔鉆削刀具系統(tǒng)動力學(xué)模型

BTA深孔鉆削是目前中等直徑深孔加工的一種主要方法，不論是實體鉆、擴(kuò)孔鉆和套料鉆都采用相同的供油和排屑方式，其工作原理如圖1所示[15]。BTA深孔加工系統(tǒng)采用內(nèi)排屑加工方式，鉆頭安裝在中空的鉆桿上，鉆頭相對工件作高速旋轉(zhuǎn)與進(jìn)給的運動，高壓切削油通過授油器以及工件孔壁與鉆桿外表面之間的空隙進(jìn)入切削區(qū)，完成鉆頭的冷卻、潤滑，并將鉆削過程產(chǎn)生的切屑經(jīng)鉆頭的排屑通道與鉆桿內(nèi)孔向后排出，直至集屑盤，而切削液經(jīng)過濾網(wǎng)回落到油箱中，經(jīng)過若干層過濾網(wǎng)后，重新被供油泵抽出反復(fù)使用，從而實現(xiàn)深孔的高效連續(xù)加工。

圖1 BTA深孔鉆削系統(tǒng)工作原理Fig.1 The working principle of BTA deep hole processing system

在BTA深孔鉆削加工過程中，刀具受到鉆桿剛度、輔助支撐、鉆桿導(dǎo)向套、切削液流體力等多種因素的作用。在對鉆頭徑向進(jìn)行動力學(xué)建模的過程中，如果將其全部約束都列入方程時，必然產(chǎn)生大量自由度，使得動力學(xué)方程的計算和分析變得很困難。因此，為了簡化動力學(xué)模型，本文將鉆桿剛度、輔助支撐、鉆桿導(dǎo)向套等其他因素考慮為刀具徑向剛度和阻尼的一部分。當(dāng)錯齒BTA深孔鉆削加工過程中發(fā)生橫向振動時，鉆頭會相對于孔中心產(chǎn)生振動，而橫向振動可以分解為u和v兩個方向的振動。v方向刀具導(dǎo)向條與孔壁是面接觸，u方向外齒副切削刃與孔壁是線接觸，而相對于v方向?qū)驐l對孔壁的擠壓變形，徑向(u方向)外齒副切削刃徑向振動切削對孔的圓度造成的影響更為突出。因此建立如圖2所示的BTA刀具系統(tǒng)徑向振動動力學(xué)模型，則其動力學(xué)方程可表示為

(1)

圖2 BTA刀具系統(tǒng)徑向振動動力學(xué)模型Fig.2 The dynamic model of radial vibration for BTA

2 深孔鉆削加工切削力及動力學(xué)模型分析

2.1 普通鉆削切削力

求解徑向合力時，迭代過程需要主切削刃上的切削力、導(dǎo)向條上的正壓力及摩擦力矢量的多次求和。其錯齒BTA深孔鉆削受力分析如圖3所示，圖3中：Fc1，F(xiàn)c2和Fc3分別為作用在外齒，內(nèi)齒，中間齒上的主切削力；Fp1，F(xiàn)p2和Fp3分別為作用在外齒，內(nèi)齒，中間齒上的背向力；Pc，Qc分別為作用在外齒副切削刃上的切削力和徑向力；Fc，Nc分別為作用在外齒副切削刃上的摩擦力和擠壓力；F1，F(xiàn)2分別為作用在第一和第二導(dǎo)向條上的周向摩擦力；N1，N2分別為作用在第一和第二導(dǎo)向條上的正壓力；Ω為刀具轉(zhuǎn)速；α1和α2分別為切削刃與導(dǎo)向條1和2的夾角。根據(jù)受力分析可知，在鉆削過程中，由各切削刃切削產(chǎn)生的刀具徑向合力為

(2)

圖3 錯齒BTA深孔鉆削受力分析Fig.3 Force analysis of cutting edge on staggered tooth BTA drill

設(shè)動態(tài)切削力與切削面積成正比，即

Fci=kc·bi·h(t)

(3)

式中：Fci為主切削力；bi為各切削刃切削層寬度；h(t)為切削厚度(對于普通鉆削而言，切削厚度就是進(jìn)給量)；kc為主切削刃單位面積切削力系數(shù)。

在求解導(dǎo)向條上的正壓力及摩擦力時，文獻(xiàn)[17]則給出了更加有效且非常簡便的求解方法。作用在各刀齒上的背向力Fpi可根據(jù)主切削力求得，即

Fpi=kpcFci

(4)

式中：Fpi為背向力；kpc為背向力和主切削力的比值。

在鉆削加工過程中，刀具的徑向振動將會導(dǎo)致副切削刃徑向位移的變化。假設(shè)刀具徑向位移為r(t)，則在振動鉆削過程中，其副切削刃切削面積的變化量可以表示為

A2=fr·r(t)

(5)

則作用在外齒副切削刃上的動態(tài)切削力和徑向力可以表示為

(6)

式中：kc為副切削刃單位面積切削力系數(shù)；b為徑向力Qc與切削力Pc的比值；fr為進(jìn)給量。

假設(shè)副切削刃與工件在軸向的接觸長度為ncfr，則作用在外齒副切削刃上的擠壓力和摩擦力為

(7)

式中：ks，cc分別為單位長度的等效剛度和阻尼；μc為切削刃與工件材料的動摩擦因數(shù)；T=60/Ω，Ω為主軸轉(zhuǎn)速。

在普通鉆削過程中，由于進(jìn)給量恒定，主切削刃切削厚度變化引起的動態(tài)切削力為零。則普通鉆削刀具系統(tǒng)徑向動態(tài)力可以表示為

(8)

2.2 軸向振動鉆削切削力

在普通鉆削深孔加工中，由于進(jìn)給量恒定，理論上由于切削厚度變化引起的刀具系統(tǒng)徑向交變切削合力為零，而在振動切削深孔加工中，由于振動參數(shù)的影響，各齒切削厚度都隨時間發(fā)生變化，因而實際上是一個動態(tài)切削過程。圖4所示為振動鉆削的切削軌跡及切削力波形圖，圖中在一個振動周期Tw內(nèi)，切削力只有在切削區(qū)a點～b點的時間tc內(nèi)存在，切削力為F0； 在未切削區(qū)b點～c點的時間內(nèi)，刀具與工件分離，切削力大小為零。假設(shè)所施加的軸向振動為

z1(t)=Asin(2πfwt)

(9)

式中：A為振幅；fw為主軸振動頻率。

則刀具各切削刃上任意一點的軸向運動方程為

(10)

圖4 振動鉆削時的切削力波形圖Fig.4 The mechanism of the pulsating cutting force in vibration drilling

因為鉆頭旋轉(zhuǎn)進(jìn)給，其旋轉(zhuǎn)角度θ=2πΩt/60，則刀具各切削刃上任意一點的軸向運動方程可以表示為

(11)

其動態(tài)切削厚度是形成切屑的最后一刀所對應(yīng)運動軌跡與其相鄰運動軌跡之間的軸向距離，其表達(dá)式為

h(t)=zk(θ)-max[z0(θ),z1(θ),…,zm(θ)]

(12)

式中：k=0，1，2，…,m-1，m是形成一個完整切屑的波數(shù)。

由式(2)～式(4)和式(12)可得各刀齒主切削刃切削力和導(dǎo)向條上的正壓力沿刀具系統(tǒng)徑向的矢量和

Fd(t)=F1sinα1+N1cosα1+
F2sinα2+N2cosα2+Bkpckch(t)

(13)

式中：B為等效切削寬度。

則振動鉆削刀具系統(tǒng)徑向合力可以表示為

(14)

式中：Tw為振動鉆削周期；tc為切削時間。

2.3 普通深孔鉆削加工系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

將式(8)代入式(1)可得普通鉆削刀具系統(tǒng)動力學(xué)方程為

(15)

對其兩邊同時進(jìn)行Laplace變換

(16)

若設(shè)：φ(s)=1/(ms2+cs+k)，則該系統(tǒng)傳遞函數(shù)的特征方程為

(17)

其特征根為s=σ+jω可以通過數(shù)值計算得到，實部σ是正值還是負(fù)值反映了刀具系統(tǒng)切削狀態(tài)。當(dāng)σ<0時，即特征方程的根的實部是負(fù)數(shù)，則時域存在負(fù)指數(shù)的指數(shù)項，沒有切削顫振發(fā)生，意味著當(dāng)前系統(tǒng)穩(wěn)定；當(dāng)σ>0時，即特征方程的根的實部是正數(shù)，則時域存在正指數(shù)的指數(shù)項，切削顫振將逐漸增大，意味著當(dāng)前系統(tǒng)不穩(wěn)定；當(dāng)σ=0時，即根的實部等于0，則當(dāng)前系統(tǒng)處在切削臨界穩(wěn)定狀態(tài)，刀具將以固定的振幅和頻率振蕩。而虛部ω的大小反映了刀具系統(tǒng)振動的頻率大小，ω與主軸轉(zhuǎn)速Ω共同決定了孔的多邊形個數(shù)。

顫振是否產(chǎn)生及振幅的大小取決于振動系統(tǒng)在每一周期內(nèi)獲得和消耗能量，當(dāng)獲得的能量大于消耗的能量時，自激振動就會發(fā)生。當(dāng)顫振發(fā)生時，系統(tǒng)振幅不會因為阻尼的存在而逐漸衰減，反而會逐漸增大。根據(jù)減振器的工作原理，在正常鉆削加工狀態(tài)下，制振器對鉆桿只起到導(dǎo)向作用，而當(dāng)鉆削過程產(chǎn)生振動時，制振器將會調(diào)節(jié)自身阻尼大小來抑制振幅的增大[18]。同理考慮到孔壁對鉆頭徑向約束作用，當(dāng)?shù)毒呦到y(tǒng)發(fā)生顫振時，可假設(shè)孔壁對刀具系統(tǒng)的附加阻尼是關(guān)于振幅的二次函數(shù)，即

c=A·r(t)2+B·r(t)+C

(18)

在鉆削加工過程中，當(dāng)顫振發(fā)生時，隨著振幅的增大系統(tǒng)附加阻尼也會增大且系統(tǒng)阻尼消耗的能量也逐漸增大。當(dāng)每一個振動周期中系統(tǒng)所獲得的能量與消耗的能量相等時，系統(tǒng)將呈現(xiàn)出等幅振動的穩(wěn)定狀態(tài)。

3 深孔鉆削加工動力學(xué)模型的數(shù)值求解

在振動鉆削條件下，切削厚度周期性的變?yōu)榱?，因此鉆削力為周期性的脈沖力類型，造成計算和分析刀具系統(tǒng)動力學(xué)方程的解析解十分困難。然而對于很多工程而言，數(shù)值解更能明顯的反應(yīng)其實際問題。因此可根據(jù)差分方程數(shù)值解析法求解切削過程的數(shù)值解，設(shè)每一步的合力為

(19)

則根據(jù)牛頓第二定律可得，其加速度為

(20)

在模擬切削加工過程,將該切削過程離散為多個微小的切削單元，而相鄰切削單元之間滿足狀態(tài)方程的連續(xù)條件。由式(20)可知每一步的加速度可根據(jù)上一步的位移和速度求得，而每一步的位移和速度可根據(jù)差分方程計算，即

(21)

式中： Δt為時間步長;n為步數(shù)。

設(shè)狀態(tài)變量為

(22)

則式(1)可寫成

(23)

將式(22)及式(23)整理后得

(24)

由式(24)可得刀具系統(tǒng)的狀態(tài)方程為

(25)

4 BTA鉆削仿真與實驗結(jié)果分析

4.1 刀具系統(tǒng)穩(wěn)定性仿真分析

為了很好的說明振動鉆削具有抑制顫振的作用，對鉆削過程刀具系統(tǒng)徑向動力學(xué)特性進(jìn)行研究。運用前文所述方法編制程序，選取不同切削參數(shù)進(jìn)行數(shù)值仿真，分別探究不同切削參數(shù)條件下普通鉆削過程中刀具系統(tǒng)的穩(wěn)定性。通過改變主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量得到了如圖5所示的刀具系統(tǒng)穩(wěn)定性圖。根據(jù)圖5可知，刀具系統(tǒng)顫振的產(chǎn)生受主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量的影響；隨著主軸轉(zhuǎn)速和進(jìn)給的改變，刀具切削狀態(tài)在顫振區(qū)和穩(wěn)定區(qū)之間發(fā)生轉(zhuǎn)換。圖6為給定進(jìn)給量條件下圓度誤差隨轉(zhuǎn)速的變化曲線，根據(jù)圖可知，圓度誤差隨著轉(zhuǎn)速的增大呈現(xiàn)出增大、減小、再增大、再減小的周期性變化的規(guī)律，且相對于穩(wěn)定區(qū)轉(zhuǎn)速的間距越大，其圓度誤差值也越大。

圖5 刀具系統(tǒng)仿真穩(wěn)定性圖Fig.5 Simulated stability diagram for the tool system

圖6 主軸轉(zhuǎn)速對圓度誤差的影響規(guī)律Fig.6 Simulated development of the roundness error depending on rotation speed

4.2 實驗方法及設(shè)備

本文實驗所用機(jī)床為刀具回轉(zhuǎn)式數(shù)控內(nèi)排屑深孔鉆削機(jī)床，機(jī)床振動主軸箱由振動發(fā)生裝置和主傳動系統(tǒng)兩個部分組成。振動發(fā)生裝置包括主軸組件以及偏心軸組件，為加工過程提供連續(xù)的軸向低頻振動和切削扭矩，而主傳動系統(tǒng)則實現(xiàn)對主軸組件和偏心軸組件的動力傳遞。主軸轉(zhuǎn)速在0～2 000 r/min無級可調(diào)，振動頻率在0～40 Hz無級可調(diào)，振幅在0.07～0.35 mm可調(diào)。該深孔鉆削機(jī)床由振動深孔鉆削機(jī)床本體、工件移動工作臺、高壓切削液系統(tǒng)及電氣控制等幾大部分組成，如圖7所示；鉆削所用刀具為成都工具研究所研發(fā)的焊接式硬質(zhì)合金B(yǎng)TA刀具，實驗工件材料為合金結(jié)構(gòu)鋼20CrMnMo。其鉆孔深度為100 mm，并采用德國ZEISS蔡司三坐標(biāo)測量儀和粗糙度儀測量深度70～90 mm的圓度誤差、表面粗糙度值，其圓度測量精度為0.1 μm。鉆削過程中授油器和中心支架之間鉆桿徑向振動位移采用多普勒激光測振儀測試，如圖7所示；孔加工表面的微觀形貌采用奧林巴斯電子顯微鏡觀測，如圖8所示。

圖7 刀具回轉(zhuǎn)式BTA深孔鉆削系統(tǒng)Fig.7 BTA deep hole drilling system of tool rotary

圖8 奧林巴斯電子顯微鏡Fig.8 The OLYMPUS electron microscope

4.3 實驗結(jié)果與討論

根據(jù)Bayly等[19-20]的研究可知，孔圓度形貌的偏差與刀具系統(tǒng)固有特性有著直接聯(lián)系。根據(jù)刀具系統(tǒng)穩(wěn)定形圖，在顫振區(qū)任意選取兩組切削參數(shù)進(jìn)行數(shù)值仿真，其參數(shù)選取如表1所示。表2為仿真中所用的BTA刀具系統(tǒng)參數(shù)及刀具副切削刃與工件材料的接觸參數(shù)。利用本文刀具系統(tǒng)動力學(xué)模型，分別在普通鉆削和振動鉆削兩種狀態(tài)下進(jìn)行模擬加工，獲得了不同切削參數(shù)條件下一階固有頻率為80 Hz時的刀具徑向振動位移和孔表面微觀形貌如圖9和圖10所示，可以看出不同鉆削方式下刀具系統(tǒng)的振動特性呈現(xiàn)出明顯的差異。

表1 鉆削仿真參數(shù)

圖9(a)和圖10(a)為普通鉆削徑向振動特性的數(shù)值仿真結(jié)果，圖9(b)和圖10(b)為相同參數(shù)振動鉆削徑向振動特性的數(shù)值仿真結(jié)果。根據(jù)數(shù)值仿真結(jié)果可知，在普通鉆削條件下，當(dāng)有顫振發(fā)生時，后一回轉(zhuǎn)與前一回轉(zhuǎn)的振幅相比，均有一定程度的增加，表明了振幅不會因為有阻尼的存在而衰減為零，反而越來越劇烈。當(dāng)振幅逐漸增大時，附加阻尼消耗的能量也逐漸增大，最終導(dǎo)致刀具系統(tǒng)獲得的能量和阻尼消耗的能量相等，系統(tǒng)將維持等幅振動。而在振動鉆削條件下，刀具維持著幅值較小的等幅振動，與相同條件下的普通鉆削相比，振幅相對較小。

為了驗證數(shù)值仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，通過實驗得到了對應(yīng)參數(shù)下，普通鉆削和振動鉆削刀具系統(tǒng)的徑向振動位移如圖9(c)和圖10(c)和9(d)和圖10(d)所示，圓度輪廓如表3所示。根據(jù)實驗結(jié)果可知，兩種鉆削條件下徑向振動位移和圓度輪廓存在明顯的差異，振動鉆削加工時徑向振動位移的幅值和圓度誤差值明顯較小。

表2 BTA刀具參數(shù)及副切削刃與工件材料的接觸參數(shù)

圖9 刀具系統(tǒng)在進(jìn)給量fr=0.06 mm/r，轉(zhuǎn)速Ω=650 r/min時的徑向動力學(xué)特性Fig.9 The radial dynamic characteristics of drilling tools at: fr=0.06 mm/r，Ω=650 r/min

圖10 刀具系統(tǒng)在進(jìn)給量fr=0.06 mm/r，轉(zhuǎn)速Ω=1 200 r/min時的徑向動力學(xué)特性Fig.10 The radial dynamic characteristics of drilling tools at: fr=0.06 mm/r，Ω=1 200 r/min

鉆削參數(shù)fr=0.06 mm/r;Ω=650 r/minfr=0.06 mm/r;Ω=1 200 r/minfr=0.06 mm/r;Ω=1 400 r/min孔圓度形貌普通鉆削振動鉆削

當(dāng)進(jìn)給量fr=0.04 mm一定時，選取主軸轉(zhuǎn)速為600 r/min，800 r/min，900 r/min，1 000 r/min，1 200 r/min和1 400 r/min時，采用普通鉆削和振幅2a=0.07 mm、頻轉(zhuǎn)比ωf=1.25的振動鉆削方式進(jìn)行實驗研究，并在顯微鏡下放大100倍后觀測到的孔表面微觀形貌如表4所示。根據(jù)表4中的圖可知，當(dāng)進(jìn)給量fr=0.04 mm一定時，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為600 r/min，1 000 r/min，1 200 r/min，1 400 r/min時，其切削參數(shù)位于顫振區(qū)，而當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為800 r/min，900 r/min時，其切削參數(shù)位于穩(wěn)定區(qū)。分析表4中不同切削參數(shù)條件下所加工孔的表面微觀形貌可知，當(dāng)切削參數(shù)在顫振區(qū)時，普通鉆削所加工孔的表面質(zhì)量較差，表面形貌凹凸不平且波峰波谷變化較大；而相同參數(shù)條件下振動鉆削所得孔表面加工質(zhì)量有較大改善，表面形貌整體較均勻，波峰波谷變化平緩。而當(dāng)切削參數(shù)在穩(wěn)定區(qū)時，兩種鉆削方式所加工的孔表面質(zhì)量沒有明顯差異，表面較平滑，其對應(yīng)的普通鉆削和振動鉆削加工的孔表面粗糙度值，如圖11所示。根據(jù)圖11可知，當(dāng)采用普通鉆削加工方式時，在進(jìn)給量一定的條件下，隨著轉(zhuǎn)速的增大，孔的表面粗糙度值先減小后又增大，而振動鉆削所加工孔的表面粗糙度變化不太明顯，且粗糙度值較小。由此可得出結(jié)論：在其它加工條件相同的情況下，振動鉆削可以不同程度地提高孔的表面加工質(zhì)量，而且選擇適當(dāng)?shù)恼駝訁?shù)可以明顯地降低表面粗糙度值；且當(dāng)切削參數(shù)位于顫振區(qū)時，振動鉆削所加工孔的表面粗糙度明顯低于普通鉆削，其粗糙度值是普通鉆削得1/2～1/3。

通過以上數(shù)值仿真和實驗表明，刀具系統(tǒng)徑向動力學(xué)模型的數(shù)值求解結(jié)果和實驗結(jié)果相吻合，振動鉆削對刀具系統(tǒng)徑向振動具有較強的抑制效果，與普通鉆削相比，孔加工圓度和表面粗糙度都有了明顯改善。

表4 不同鉆削參數(shù)條件下的孔表面微觀形貌

圖11 普通鉆削與振動鉆削加工的孔表面粗糙度比較Fig.11 The comparison of surface roughness for traditional drilling and vibration drilling

為了進(jìn)一步研究振動鉆削參數(shù)對孔加工質(zhì)量的影響規(guī)律，選取連續(xù)型振動鉆削參數(shù)為轉(zhuǎn)速Ω=800 r/min、進(jìn)給量fr=0.08 mm/r、振幅2a=0.07 mm和分離型振動鉆削參數(shù)為轉(zhuǎn)速Ω=600 r/min、進(jìn)給量fr=0.04 mm/r和振幅2a=0.07 mm進(jìn)行實驗研究，得到了孔加工質(zhì)量隨頻轉(zhuǎn)比的變化規(guī)律如圖12和圖13所示。根據(jù)圖12(a)和圖12(b)可知，連續(xù)型振動鉆削條件下(滿足2a/fr<1的條件)，在每個整數(shù)周期內(nèi)當(dāng)頻轉(zhuǎn)比小數(shù)部分不大于0.5時，孔加工表面粗糙度的值較小，而當(dāng)頻轉(zhuǎn)比小數(shù)部分大于0.5時，孔加工表面粗糙度的值較大。據(jù)圖13可知，分離型振動鉆削條件下(滿足2a/fr>1的條件)，在每個整數(shù)周期內(nèi)隨著頻轉(zhuǎn)頻轉(zhuǎn)比的增大，表面粗糙度值呈現(xiàn)先減小后增大的變化規(guī)律。

圖12 當(dāng)2a/fr=0.875時頻轉(zhuǎn)比對孔加工質(zhì)量的影響Fig.12 The influence of ωf on the machining quality of holes when 2a/fr=0.875

圖13 當(dāng)2a/fr=1.75時頻轉(zhuǎn)比對孔加工質(zhì)量的影響Fig.13 The influence of ωf on the machining quality of holes when 2a/fr=1.75

5 結(jié) 論

根據(jù)數(shù)值仿真和實驗結(jié)果的對比分析，得到了以下結(jié)論：

(1) 通過數(shù)值仿真和實驗研究表明，在BTA深孔鉆削加工過程中，刀具系統(tǒng)的顫振是造成孔圓度誤差、粗糙度變差的主要原因，而刀具系統(tǒng)顫振的產(chǎn)生受切削參數(shù)的影響，且隨著切削轉(zhuǎn)速的升高，切削狀態(tài)在顫振區(qū)和穩(wěn)定區(qū)之間發(fā)生轉(zhuǎn)換。因此當(dāng)切削參數(shù)處于顫振區(qū)時，適當(dāng)提高轉(zhuǎn)速可以改善孔的加工質(zhì)量。

(2) 通過對BTA刀具徑向動力學(xué)特性的建模分析，獲得了不同鉆削方式下刀具中心的徑向振動位移。根據(jù)數(shù)值仿真和實驗結(jié)果表明，所建立徑向動力學(xué)模型的求解結(jié)果與實驗結(jié)果相吻合，振動鉆削對刀具系統(tǒng)徑向顫振具有較強的抑制作用。

(3) 在本文實驗條件下，振動鉆削可以不同程度地提高孔的表面加工質(zhì)量，而且選擇適當(dāng)?shù)恼駝訁?shù)可以明顯地降低表面粗糙度值；當(dāng)切削參數(shù)位于顫振區(qū)時，振動鉆削所加工孔的表面粗糙度明顯低于普通鉆削，其粗糙度值是普通鉆削得1/2～1/3，孔加工圓度也得到了明顯改善。