內排屑深孔振動鉆削系統的設計含7張CAD圖

內排屑深孔振動鉆削系統的設計含7張CAD圖,內排屑深孔,振動,系統,設計,cad XXXX設計 內排屑深孔振動鉆削系統的設計 設計說明書 學生姓名 ： 學 號 ： 所屬學院 ： 專 業(yè) ： 班 級 ： 指導教師 ： 日 期 ： XXXXXX 內排屑深孔振動鉆削系統的設計 摘要 機械制造業(yè)是國民經濟的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加工又占孔加工的百分之四十。由于深孔是在封閉或半封閉的狀況下進行，因此不能直接觀察刀具的切削情況、切削熱不易傳散，而且捧屑困難、工藝系統剛性差，切削效果不理想。本課題對深孔振動鉆削的斷屑機理進行分析，并分析了實現可靠幾何斷屑的條件和影響力學斷屑的因素；對振動參數的選取進行了分析，在理論分析的基礎上，結合實際，提出振動鉆削參數選取原則；以現有理論為基礎，利用了現有的頻率、振幅可調的機械式雙偏心輪振動發(fā)生器和DF負壓抽屑系統進行了組合；并對DF內排屑負壓抽屑裝置的油路系統進行了改進；利用現有的深孔振動鉆削系統的新型小直徑內排屑深孔鉆頭，組合設計出了具有振動斷屑負壓內排屑功能的新型深孔加工系統。 關鍵詞 振動切削；偏心凸輪結構；振動模型；穩(wěn)定性；參數選擇 中圖分類號：TH162 文獻標識碼：A Scraps discharge in deep hole vibration drilling system design Abstract the mechanical manufacturing is the pillar of the national economy, in cutting processing, hole machining processing accounts for about one third of the total, and the deep hole processing and accounts for forty percent of the hole processing. Because of the deep hole is closed or close partly in the condition, and therefore can not be directly observed the cutting tool, heat cutting yi not scattered, and holds the crumbs difficulties, process system rigidity is poor, cutting the effect is not ideal. Deep hole for vibration drilling broken flocks mechanism analysis, and analyzes the geometric broken scurf realize reliable conditions and the influencing factors of mechanical broken flocks; The parameter selection of vibration analysis, on the basis of theoretical analysis, combined with the actual situation, the author puts forward vibration drilling parameters selection principle; For existing theory as a foundation, use the existing frequency, amplitude adjustable eccentric mechanical vibration generator and DF double negative pressure smoke flocks system combination; And the DF scraps discharge smoke crumbs in negative pressure device improved oil system; Use of the existing deep hole drilling system vibration new small diameter scraps discharge in deep hole drill bits, a combination of design went out to have broken flocks negative pressure vibration scraps discharge of the new function in the deep hole processing system. Key words the vibration cutting; Eccentric CAM structure; Vibration model; Stability; Parameter selection 引言 機械制造業(yè)是國民經濟的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加工又占孔加工的百分之四十。本課題在研究軸向振動鉆削機理的基礎上，分析了軸向振動鉆削斷屑完全幾何斷屑機理，提出了軸向振動鉆削參數選擇原則。用雙偏心凸輪機構作為振動鉆削系統發(fā)生器使產生的軸向振動和鉆頭的進給運動復合在一起，使得振動頻率調節(jié)實現無級調節(jié)。 1 振動切削斷屑的必要條件 （a） （b） （c） 圖1 切屑形狀圖 韌性材料不斷屑之原因在于切削是有一個勻速的進給運動，致使斷屑厚薄均勻一致如圖1（a），如果給一變化的運動，到切屑兩側出現波浪形，如圖1（b）中因波形在兩側面之頻率·振幅·相位點會一致，切屑厚度沒有變化，因而也不會實現完全斷屑，在圖1（c）中雖然切屑兩側腰形在頻率和振幅是相同的，切屑厚度且形成周期性變化。當選擇好合理的振幅可以使，這是完全斷屑的必要條件。 2 雙偏心凸輪式振動發(fā)生器振動方程 圖2 偏心結構（） 圖3 偏心結構（） 圖2是偏心凸輪結構，該位置凸輪轉角，從動位移。圖3凸輪轉過，從動件位移，令v是凸輪每秒鐘轉速，則，則偏心凸輪式振動發(fā)生器的振動方程是： （1） 這樣A是振動方程之振幅，v是振動頻率。這種振動發(fā)生器的優(yōu)點是振動方程能精確地反映機構的振動情況，而有些振動發(fā)生器由于機構上的原因近似地符合正弦波曲線從而按正弦波推出來的一些振動方面的結論，也只能近似地符合發(fā)生器振動情況。 3 振幅可調振動鉆削裝置的理論分析 (a) (b) (c) 圖4振動裝置工作情形圖 如圖4中，中心軸圓心為,偏心套1外圓圓心為，偏心套2外圓圓心為，由于偏心套1和中心軸為緊配合，偏心套1和回轉中心就是，偏心套2繞偏心輪1轉動時，實際是繞轉動，那么整體形成的偏心距就是到的距離。設偏心套1與偏心套 2的偏心距都為e，與的夾角為。 如圖4（a）所示： 振幅= 兩個極限位置： 當時，和重合。如圖4（b）所示： 振幅= 當時，，和成直線。如4（c）所示： 振幅= 這樣只要調節(jié)的值就能調節(jié)振幅，而偏心套1和偏心套2為松配合，可以方便調節(jié)的值，而可調最大振幅為2e，可調最小振幅為0e取0.25mm，可調振幅范圍0∽0.5mm。 由上所知，振幅隨兩偏心套間的轉過的角度而變化，如圖5所示 圖5 振幅隨轉角變化曲線 當e=0.25mm由表1可得到所需振幅： 表1 e=0.25時部分振幅表 （mm） 角度 振幅 角度 振幅 角度 振幅 0° 0.000 21° 0.091 42° 0.179 3° 0.013 24° 0.104 45° 0.191 6° 0.026 27° 0.117 48° 0.203 9° 0.039 30° 0.129 51° 0.212 12° 0.052 33° 0.142 54° 0.227 15° 0.065 36° 0.155 57° 0.239 18° 0.078 39° 0.167 60° 0.250 4 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的軸向振動和扭轉振動 假設軸向力，扭矩和主切削力隨軸向切削厚度而線性變化，實際上對于不完全幾何斷屑，瞬時進給量安按正弦規(guī)律變化時，鉆削扭矩和主切削力也是按正弦規(guī)律變化的，軸向力的變化近似于正弦規(guī)律。所以，假設所有的激振力都是時間t的正弦函數，各激振力，扭矩的變化和切削厚度的變化之間沒有相位差。 為研究軸向振動，建立圖6所示的模型，刀柄處的振動為，圖6中為鉆頭的瞬時位移，為鉆頭的質量。 圖6 軸向振動模型 當m=2時得瞬時軸向進給量為 （2） 由于進給量的變化而產生的瞬時軸向力為 （3） 式中 ---激振力的力幅 --- 相鄰兩轉刀刃軌跡波形間的相位差。 故，可得出動力學方程 （4） 式中 ---鉆頭的瞬時位移； ---鉆頭的瞬時加速度； ---系統的彈性系數； ---系統的固有頻率， --激振力頻率； ---模型的質量。 解方程可得： （5） 其中，是由軸向切削力周期性變化而引起的；是由刀柄的振動引起的。 令 ，， 一般 即 （6） 其中 （7） 其中 ---振動鉆削時鉆頭的振幅。 可以看出：當，時， （8） 總體分析：當時，鉆頭的軸向激振力的幅值最大，所受沖擊最大；當時，鉆頭軸向激振力的幅值最小，所受振動沖擊最??；當時，鉆頭振幅將無限大，即系統達到共振，要設法避開；刀柄的振幅越大，鉆頭的振幅越大。 5 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的橫向振動和彎曲振動 （一）橫向振動 由于徑向力以及主切削力的周期性變化，使得壓向塊的合力及導向套上的支反力也周期性變化。導向塊在軸向位置上滯后于切削刃，這樣主切削力與導向塊所受的支反力形成一力偶（見圖7），也隨瞬時軸向切削厚度周期性的變化。又由于導向塊的倒錐量，導向塊后部與孔壁間存在間隙，使得周期變化的力偶引起鉆桿產生橫向振動。導向塊與主切削刃軸向距離很小，產生的力偶也很小，所以橫向振動一般不是很嚴重，但是如果振動頻率接近橫向振動的固有頻率就會發(fā)生共振，這是應該避免的。 圖7 鉆頭受到周期性的力偶 圖8 軸向力不過鉆頭軸心 （二）鉆桿的彎曲振動 一方面，由于周期性力偶的存在，必然會使鉆桿發(fā)生彎曲振動；另一方面，當采用了單刃刀具時，切削時軸向力的合力不是作用在鉆頭中心（如圖8），偏置的軸向力必然引起鉆桿的彎曲，由于軸向力的周期性變化，同時也會引起鉆桿的彎曲振動。鉆桿的彎曲振動是這兩種振動的合成。當振動頻率接近系統的固有頻率時，同樣產生共振，也應該避免。 6 振幅損失 振幅對斷屑和控制斷屑尺寸有很重要的作用，從振動裝置傳遞出的振幅值A到達切削刃時，由于工藝系統本身固有的缺陷，必然產生損失，這種損失給人為控制振動鉆削加工過程帶來了極大的困難。 在低頻軸向振動鉆削加工的凸輪-鉆桿（刀具）-工件系統中，影響振幅損失因數主要有三種： （1）凸輪高速旋轉時，從動件的慣性力較大，整個機構會發(fā)生彈性變形，使得鉆桿工作端的實際位移小于凸輪機構預設的振幅值； （2）由于鉆桿剛性較差，鉆桿受壓后發(fā)生彎曲變形； （3）工件收到周期性的沖擊后，會產生振動響應，出現一定振幅的振動，該振動與激振存在相位差，產生振幅損失。 在小直徑深孔振動鉆削中，當工藝系統各部分都可靠連接的情況下，振幅損失主要是由鉆桿的剛性不足引起的。在如圖4-7所示的模型中，振幅的損失率 （9） 當，時，達到最小，振幅損失最??； 當，時，達到最大，振幅損失最大。 通過以上分析可以得出減小振幅損失的途徑有： （1）在保證斷屑的前提下，減小相位差。 （2）適當加大振幅A，但不能太大，否則增大會使鉆頭承受的周期切削力幅值太大，沖擊增大，影響鉆頭壽命。 （3）增大彈性系數K，即增大鉆桿的剛度。 7 深孔振動鉆削的工藝參數選取原則 振動鉆削工藝參數包括振動參數（振幅A，振動頻率V）和切削參數（機床轉速n，進給量f）兩部分，該參數對小直徑深孔鉆削至關重要。 因此，選取振動參數時必須根據加工情況，仔細分析，綜合考慮各項因數選擇。 （1） 進給量f的選取原則 根據被加工材料的材質，孔的直徑和加工精度要求，考慮與振幅A的匹配以及機床的實際情況，選取適當的值。 （2） 轉速n的選取原則 轉速直接影響切削速度，小直徑孔鉆削時，由于孔徑小，切削速度不會很高，所以根據材質，考慮加工效率，初步確定轉速范圍，一般轉速可以取較大的值，同時要考慮頻轉比。 （3） 振動頻率V的選取原則 選取振動頻率V時，應首先使加工過程穩(wěn)定良好，使用中，在保證斷屑和考慮排屑空間對切屑尺寸的制約作用的基礎上，選取較低的V值，這樣加工過程中穩(wěn)定性更好一些，同時適合長度的切屑對加工質量的提高也有利。 （4） 振幅A的選取原則 一般來說，加工中的振幅越大，鉆頭所受的沖擊也就越大，使鉆頭的磨損加快。所以選擇A值時，在滿足斷屑的情況下，選較小值，以減小切削力的波動，避免出現強烈振動而影響加工質量。同時配合i的取值，確保最小瞬時實際進給量不要過小，一般實際中。對于小直徑深孔鉆削，要考慮振幅損失，給定的值可以取得較大。 8 總結 本課題針對小直徑深孔鉆削難題，采用低頻軸向振動鉆削和DF原理結合的方法，從理論上進行了研究，得出以下結論： 1.振動鉆削通過切削參數和振動參數的匹配改變了切削層參數，從而實現幾何斷屑。這樣一來，從本質上改變了斷屑機理，鉆頭上就可以不再采用斷屑槽，刀具結構極其制造工藝都可以簡化，并給實際操作帶來很大的方便。 2.對振動鉆削斷屑條件，鉆削過程運動，穩(wěn)定性和振幅損失進行了綜合分析，得出切削參數和振動參數粗略選取原則。 3.選擇了雙偏心凸輪作為振動裝置，使得振動頻率和振幅調節(jié)非常方便，準確。振動裝置合理，操作簡便。 4.將振動鉆削加工技術與DF深孔鉆削技術結合。整個系統經濟實用，工藝成本低，有效解決了生產中小直徑深孔鉆削難題，具有較高的實用價值，應用前景良好。 參考文獻 [1] 薛萬夫.振動鉆深孔.機械工藝師，1983（10）:22-24. [2] Shaw M C,Metel Cutting Principles,Clarendon Press (Oxford),1984. [3] [日] 隈部淳一郎，精密加工振動切削基礎與應用.機械工業(yè)出版社，1985. [4] 王立平.振動鉆削動態(tài)特性及變參數振動鉆削微機控制的研究.吉林工業(yè)大學博士學位論文.1997. [5] 王立平，楊叔子. 振動鉆削工藝的發(fā)展概況及應用前景[J].工具技術，1999，第33卷，No.6 ：3-6. [6] 劉戰(zhàn)鋒，黃 華，徐旭松. 超細長小直徑深孔振動鉆削工藝,機械工程師,2004.1. 前 言 機械制造業(yè)是國民經濟的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加 工又占孔加工的百分之四十。由于深孔是在封閉或半封閉的狀況下進行，因此不能直接觀察刀具 的切削情況、切削熱不易傳散，而且捧屑困難、工藝系統剛性差，切削效果不理想。 本課題對深孔振動鉆削的斷屑機理進行了分析，并分析了實現可靠幾何斷屑的條件和影響力 學斷屑的因素；對振動參數的選取進行了分析，在理論分析的基礎上，結合實際，提出振動鉆削 參數選取原則；以現有理論為基礎，利用了現有的頻率、振幅可調的機械式雙偏心輪振動發(fā)生器 和DF負壓抽屑系統進行了組合；并對DF內排屑負壓抽屑裝置的油路系統進行了改進；利用現有的 深孔振動鉆削系統的新型小直徑內排屑深孔鉆頭，組合設計出了具有振動斷屑負壓內排屑功能的 新型深孔加工系統。 本課題利用設計制造好的小直徑DF深孔振動鉆削系統，對往年深孔振動鉆削的試驗研究進行 了分析，分析結果證明本課題所設計的內排屑深孔振動鉆削系統的鉆削效果良好、工藝可靠，并 且還對產生良好工藝效果的原因進行了分析。 目 錄 1.緒論 .1 1.1 課題研究背景及意義 .1 1.2 國內外研究狀況 .1 1.3 低頻深孔振動鉆削存在的問題 .2 1.4 本課題主要研究的內容 .2 2.深孔振動鉆削的斷屑機理 .3 2.1 振動切削斷屑的必要條件 .3 2.2 雙偏心凸輪式振動發(fā)生器振動方程 .3 2.3 深孔鉆頭的瞬間進給運動方程 .4 2.4 切屑的形成機理 .4 2.5 斷屑的數學分析 .5 3.內排屑深孔振動鉆削裝置的分析 .6 3.1 雙偏心輪式振動鉆削裝置 .6 3.1.1 振動鉆削裝置結構圖 .6 3.1.2 振幅可調振動鉆削裝置的理論分析 .7 3.1.3 振動裝置的特點 .7 3.2 內排屑深孔鉆頭的設計 .8 3.3 DF 系統關鍵部件的設計 .8 3.4 油路的改進設計原理 .9 3.5 總體布局 .9 4.深孔振動鉆削過程分析 .9 4.1 深孔振動鉆削時刀具角度變化和 I 的取值范圍 .9 4.1.1 深孔振動鉆削刀具角度變化 .9 4.1.2 完全幾何斷屑條件下的 i 的取值范圍 .10 4.2 深孔振動鉆削系統的穩(wěn)定性 .11 4.2.1 深孔振動鉆削切削力分析 .11 4.2.2 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的軸向振動和扭轉振動 .11 4.2.3 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的橫向振動和彎曲振動 .12 4.2.4 振幅損失 .13 4.3 深孔振動鉆削的工藝參數選取原則 .13 5.總結 .14 致 謝 .15 參考文獻 .16 1 1.緒論 1.1 課題研究背景及意義 深孔加工在切削領域占有很重要的地位。由于深孔鉆削是在封閉或半封閉的狀況下進行，因 此不能直接觀察刀具的切削情況，切削熱不易傳散，而且排屑困難、工藝系統剛性差，切削效果 不理想。深孔加工過程切屑順利排出十分重要，由于深孔加工捧屑空問有限，因此對切屑形狀、 大小都有嚴格的要求。小口徑深孔鉆削加工時所形成的切屑，在切削液的帶動和沖擊下必須能夠 順利地通過排屑通道排出。切屑能否斷成一定的形狀并能順利攤出關系到能否加工的問題；而切 屑的排出量和切屑切除率是否適應，決定了刀具能否連續(xù)、高效地加工。通過分析以往實驗得知， 只要有一片切屑不能進入排屑入口，就會造成切屑在入口處的聚集和堵塞，從而引起打刀，此時 若不立即停車，退出鉆頭，就會造成鉆桿扭曲、變形、甚至折斷或鉆頭扭斷、冷卻液噴出而中斷 加工。因此，斷屑和排屑問題在鉆削加工中，尤其是小口徑的深孔鉆削中十分重要，它是關系到 鉆頭及加工系統存在和發(fā)展的一個關鍵。 內排屑深孔鉆削與外排屑深孔鉆削的工作原理不同的是：高壓油經輸油裝置由鉆桿與孔壁間 隙處輸入到切削區(qū)，再從鉆桿的內孔中同切削液一起排出。內排屑深孔鉆切削時不會劃傷已加工 孔表面，已加工表面質量較好，排屑順暢；其鉆桿為圓形截面，扭轉剛度和彎曲強度比槍鉆高， 因而可以采用較大的進給量鉆削；排屑空間大，冷卻潤滑液壓力比較低一般為0.5-3MPa。 振動鉆削是振動切削的一個分支，它與普通鉆削的區(qū)別在于鉆孔過程中通過振動裝置使鉆頭 與工件之間產生可控的相對運動。振動方式主要有三種，即軸向振動(振動方向與鉆頭軸線方向相 同)、扭轉振動(振動方向與鉆頭旋轉方向相同)和復合振動(軸向振動與扭轉振動加)。其中，軸向 振動易于實現，工藝效果良好，在振動鉆削中占主導地位。振動的激勵方式選擇雙偏心凸輪式振 動裝置，此振動裝置的振動頻率為一百多赫茲，故稱為低頻振動鉆削。振動鉆削改變了傳統鉆削 的切削機理。在振動鉆削過程中，當主切削刃與工件不分離(不分離型振動鉆削)時，切削速度、 切削方向等參數產生周期性變化：當主切削刃與工件時切時離(分離型振動鉆削)時，切削過程變 成脈沖式的斷續(xù)切削。當振動參數(振動頻率和振幅)、進給量、主軸轉速等選擇合理時，可明顯 提高鉆入定位精度及孔的尺寸精度、圓度和表面質量，減小出口毛刺，降低切削力和切削溫度， 延長鉆頭壽命。 1.2 國內外研究狀況 1984 年開始，吉林工業(yè)大學的王立江教授等對軸向振動鉆孔的理論和工藝效果進行了較為深 入和全面的研究，先后研制了超聲波和機械液壓電磁等振動鉆孔實驗設備。在理論上，首先 突破了零向位差不能斷屑的傳統觀念，豐富了鉆削的切屑形成理論。他們還提出了振動鉆孔的入 占定位理論，并且研究了振動與毛刺的關聯性，在微小孔振動鉆削領域提出了超聲亞諧區(qū)鉆頭獨 立振動模式理論，解決了鉆頭安裝長度影響振子頻率性的技術難題。在理論研究的同時，他們對 振動鉆孔的工藝效果做了大量的實驗研究，分析了振動鉆孔提高加工精度、表面質量和延長鉆頭 壽命的機理、并且研究了上述幾種理論。 1986 年，哈爾濱工業(yè)大學的劉明華教授在車床尾架上安裝鎳片式磁致伸縮換能器，用 7.5mm 的麻花鉆對 40Cr 等材料做了超聲波軸向振動鉆孔實驗，結果使切削力下降，表面質量和 孔徑精度明顯提高。劉明華教授還研制了安裝在臺鉆上的電磁振動工作臺，在鈦合金 Tc4 和鎳基 高溫合金 GH43 上軸向振動鉆 1mm 的小孔，探討了鉆頭耐用度與振幅之間的關系，指出振幅過大 過小都不好，應有一最佳值，并且給出了耐用度與振幅的關系曲線。 1991 年，華中理工大學李偉用偏心機械扭轉振動鉆槍鉆削鋁合金，也取得了鉆削力下降，表 面質量提高的工藝效果。 1998 年，楊兆軍教授根據自己的實驗經驗，提出通過改變進給量來減少入鉆位置誤差的理論。 微孔鉆削入鉆時，鉆頭橫刃連續(xù)刮削工件，由于工件表面的不平整、鉆頭兩切削刃的不對稱等各 種因素，鉆尖受到橫向力的作用而產生偏移，使鉆頭偏移鉆入工件，而產生入鉆定位誤差。振動 鉆削則改變了微孔鉆削的入鉆現象。入鉆時，鉆頭相對于工件做軸向振動，橫刃作脈沖式旋轉楔 入工件，與工件表面時切時離。楔入時，鉆尖因橫向力作用而產生偏移，設偏移量 6，但進入工 件表面分離后，鉆頭將做以 6 為初始位移激勵的偏移衰減振動，其動力學模型可簡化為單自由度 振動系統。通過計算和分析得出主切削刃全部鉆人工件之前，楔入次數越多，修正次數就越多， 入鉆位置誤差就越小的結論。顯然，減小鉆頭的進給量，就增加修正次數，但將降低加工效率。 若控制機床進給系統，在入鉆階段施以較小的進給量，而在鉆削階段再轉變成正常的進給量，則 2 在保證加工效率的前提下可減少微孔鉆削的入鉆定位誤差。 1999 年池龍珠等人提出改變進給量能降低出口毛刺的高度的理論，指出進給量越小，出口毛 刺也越小，與恒進給量相比可降低出口毛刺的 435598。 2000 年 1 月趙宏偉、李白軍等人又利用電控式微孔振動鉆床對多層復合材料的微孔振動鉆削 進行了試驗研究，對不同材料層的加工參數進行優(yōu)化，進而提出多層復合材料階躍式三參數振動 鉆削新工藝。試驗表明，階躍式三參數振動鉆削的入鉆定位誤差 r、孔擴量D、出口毛刺高度日 值比普通鉆削的相應值顯著降低。 2000 年 10 月楊兆軍教授、王立平教授提出了三區(qū)段變參數振動鉆削微孔的新工藝，探討并 研究了用非線性回歸求取各區(qū)段最佳振動參數的方法，驗證了以三區(qū)段最佳振動參數作變參數時， 可以全面降低微孔加工誤差的工藝效果。 1978 年前蘇聯鮑曼工學院的鮑德拉耶夫通過實驗研究提出了振動鉆孔的沖擊理論。認為振動 時鉆頭橫刃的沖裁作用能明顯改善橫刃的切削條件，并運用彈塑性理論進行了分析論證。 1980 年以后，振動鉆孔開始由理論實驗研究走向實際應用。美國工程技術人員研制出微小孔 振動鉆床，代替?zhèn)鹘y的高速鉆床來加工汽車發(fā)動機的噴油咀，提高了噴空的表面質量和尺寸精度。 1987 年以來，日本的足立勝重和新井典久等人用安裝在 NC 銑床上的電液伺服低頻軸向振動鉆削 裝置加工黃銅和不銹鋼、鈦合金等難加工材料，使切削熱下降 30%，改善了切削性能，提高了鉆 頭壽命。 1989 年前蘇聯鮑曼工學院成功開發(fā)了液壓低頻振動鉆孔鉆床，用于加工 3mm 以上的難加工 材料，表面粗糙度達到 R。0.8m，加工效率提高兩倍。 縱觀振動鉆削的國內外研究狀況，目前還存在以下幾個問題：對振動鉆削的理論研究尚不 充分，還沒有形成完整的理論體系，已經提出的理論具有較大的局限性，需要修正和完善，以充 分揭示振動鉆削的動力學本質；對振動鉆削的工藝效果大多局限于直徑大于 1mm 的孔徑區(qū)域， 而直徑小于 0.5mm 的微小孔加工條件最為惡劣，而且加工數量與日俱增，所以，振動鉆削微小孔 更具有實際意義，需要進一步進行研究；迄今為止，對振動鉆削的研究都屬于定參數振動鉆削， 無法同時滿足鉆削三區(qū)段不同鉆削機理的要求以達到進一步提高鉆孔的整體加工水平。因此，三 區(qū)段變參數振動鉆削，特別是對微小孔的三區(qū)段變參數振動鉆削是定參數振動鉆削基礎上的一次 飛躍，是一個具有重要科學價值和意義的研究課題。 1.3 低頻深孔振動鉆削存在的問題 盡管深孔振動鉆削在各國科技人員的努力下，已經取得了很大的進展，但要真正實現加工過 程的高可靠性和自動化，則還有很長的路要走。 目前深孔振動鉆削還存在以下問題： 振動鉆削的參數匹配現在仍然停留在加工經驗基礎上，對這樣重要的問題進行理論分析和 試驗研究，以便建立可供加工過程中選用的參數匹配工程表格，對推廣振動鉆削有重要意義。 我國所使用的槍鉆基本上都是由國外購買，鉆削成本高，麻花鉆由于其先天性的缺陷，難 以在超深孔加工中發(fā)揮作用。內排屑深孔鉆不但設計制造成本低，而且可以實現對超深孔的加工， 所以設計制造內排屑深孔鉆進行振動鉆削加工能帶來顯著的經濟效益。 振動鉆削的優(yōu)良工藝效果已得到國內外許多專家的肯定，但其推廣使用速度卻很慢。這主 要是由于目前振動鉆削的激振裝置還很不穩(wěn)定，如超聲振動系統往往存在結合面松動，發(fā)熱疲勞 以及振幅波動等缺點而限制了在生產中的廣泛應用；而機械激振系統的頻率受負載影響較大，一 般在加工過程中難以控制，振幅因系統彈性也會與預先的設定值相差甚遠：電磁激振系統也存在 著類似的問題。激振裝置的穩(wěn)定性已成為振動鉆削技術應用和推廣最主要的制約因素，研究和制 造穩(wěn)定的激振裝置成了從事振動鉆削加工科技人員的一個重要課題。 1.4 本課題主要研究的內容 理論分析研究 在研究軸向振動鉆削機理的基礎上，分析了軸向振動鉆削斷屑幾何斷屑機理，提出了軸向振 動鉆削參數選擇原則。 振動裝置的選擇和分析 用偏心凸輪機構作為振動鉆削系統發(fā)生器使產生的軸向振動和鉆頭的進給運動復合在一起， 使得振動頻率調節(jié)實現無級調節(jié)。 結構設計 設計適應加工材料的新型小直徑深孔內排屑鉆頭；選擇合理激振裝置，用直流電機變頻器控 3 制，使得振動頻率調節(jié)實現無級調節(jié)，操作簡單、易控；振幅調節(jié)采用雙偏心輪機構，使得振幅 可以適合不同加工狀況連續(xù)調節(jié)：將負壓抽屑機理應用于深孔鉆削中，分析小直徑深孔鉆削系統， 該系統可用于小直徑內排屑 DF 振動鉆削；對 DF 系統油路進行了改進設計；在各個分系統設計制 造完成后，對振動鉆削系統整體進行布局。 工藝參數的選擇 振動鉆削工藝參數包括振動參數（振幅A，頻率V）和切削參數（機床轉速n，進給量f）兩部 分，該參數對小直徑深孔振動鉆削至關重要。 2.深孔振動鉆削的斷屑機理 在切削加工中，如果工件韌性良好，且刀具不設斷屑槽，通常進給運動與旋轉運動共同作用 下，會產生厚薄均勻連續(xù)之帶狀切屑，這種長長的帶狀切屑在孔加工中，會聚集在狹窄的已加工 好的孔里面，它們極易卷成團，這一方面會劃傷已加工好的孔之表面：另一方面也極易發(fā)生卡鉆 甚至斷鉆事故。深孔排屑常常應用先進的負壓原理，而只有斷屑才能使負壓將切屑順利吸出。 2.1 振動切削斷屑的必要條件 （a） （b） （c） 圖 2-1 切屑形狀圖 韌性材料不斷屑之原因在于切削是有一個勻速的進給運動，致使斷屑厚薄均勻一致如圖 2- 1（a），如果給一變化的運動，到切屑兩側出現波浪形，如圖 2-1（b）中因波形在兩側面之頻 率振幅相位點會一致，切屑厚度 沒有變化，因而也不會實現完全斷屑，在圖 2-12S 1（c）中雖然切屑兩側腰形在頻率和振幅是相同的，切屑厚度 且形成周期性變化。當選擇12S 好合理的振幅可以使 ，這是完全斷屑的必要條件。20S 2.2 雙偏心凸輪式振動發(fā)生器振動方程 圖 2-2 偏心結構（ ） 圖 2-3 偏心結構（ ）0 0 圖 2-2 是偏心凸輪結構，該位置凸輪轉角 ，從動位移 。圖 2-3 凸輪轉過 ，從00S0 動件位移 ，令 v 是凸輪每秒鐘轉速，則 ，則偏心凸輪式振動發(fā)生器的振動方sinSA2vt 程是： sin2SAvt （2.1） 這樣 A 是振動方程之振幅，v 是振動頻率。這種振動發(fā)生器的優(yōu)點是振動方程能精確地反映 機構的振動情況，而有些振動發(fā)生器由于機構上的原因近似地符合正弦波曲線從而按正弦波推出 來的一些振動方面的結論，也只能近似地符合發(fā)生器振動情況。 4 2.3 深孔鉆頭的瞬間進給運動方程 圖 2-4 切削加工示意圖 在圖 2-6 中，工件旋轉運動，設進給量為 ，將工件右端面作為進給的起碼位置，則鉆頭只f 在進給運動情況下某個瞬間離開右端點的距離為 60rnlft （2.2） 其中 n 是工件每分鐘轉數， 是鉆頭在工件一轉時軸向移動量，t 是秒。在通常的情況下 n 和f 是常數，所以 是 t 的時間函數。在圖 2-6 工況條件下，鉆頭單刃切削，切屑厚度之兩側是刀frl 刃在工件旋轉 時形成的，所以切屑厚度是鉆頭每轉進給量，即 。036 f 當使用偏心凸輪機構作為振動切屑發(fā)生器所產生的軸向振動和鉆頭的進給運動復合在一起之 后，由于它們的運動方向是一致的，因此鉆頭的合運動只是簡單的數量疊加，而將式（2.1） （2.2）加起來，且令該合運動瞬間鉆頭離右端面的距離為 ，BlBrlS 即 sin260ftAvt （2.3） （2.3）中的 ，雖然已不再是 t 的線性函數，即不再是勻速直線運動，而是非勻速的直線運動。Bl 瞬時工件前半的時間是： ，pn 單位是秒。設在 時間段內刀具走過的距離為 ，則ptt ql 6060si2sin260qppnlftvtftvtAA （2.4） 在 至 t 時間段內刀具進給量設為p sw incossf vtn （2.5） 顯然 有兩部分組成，一部分是勻速進給量 ，另一不煩有振動引起進給量xwf sw 即 xs 所以： 60602sinco2xvvwAtn （2.6） 5 進給量是時間的函數，說明加上振動切削后，形成了一個隨時間而變的進給量它可以沿切sw 屑面形成波浪形，這就給斷屑創(chuàng)造了條件。 2.4 切屑的形成機理 切屑形成是在兩個運動下形成的，一個是軸向進給運動；另一個是工件做轉動。將軸向運動 作為 y 軸，工件在切削點的速度的反方向為 x 軸，由于軸向進給量相對工件切削速度來說比較小， 可以認為是 yx 具體來說切屑厚度方向是 y 軸而切屑長度方向是 x 軸。而切屑厚度是擴孔時的工 件內外半徑之差。即 z 軸，圖中沒有畫出。 所以圖 2-1（a） （b） （c）就是將 y 軸作為橫坐標，x 軸作為縱坐標的切屑圖。 在 與 時間內，工件轉 ，刀具完成切屑側面一轉。形成了切屑側面波浪形，當我們希pt 036 望獲得圖 2-3 的切屑側面圖形為此作以下分析。 2.5 斷屑的數學分析 由（2.6）式可見，當 ，則 為整數。此時（2.6）式 。它可分為兩種情況：sinvn0zw 1 .因為工件的轉速 n 不會是 0，但 ，則必須 ，即振動頻率為 0，即沒有振動。當6v 然為 0，由 （2.5）式可知 是勻速進給量即切屑側面沒有波形，即圖 2-1(a)切屑圖。swf 2.當 ，則 則 ，表示工件轉一轉時，偏心凸輪轉一轉，即工件6vn6iivz 轉 時，偏心凸輪正好轉一轉，完勝一個完整的正弦曲線振動波形。工件一轉完成一個完整的正03 弦波形，接著下一轉又完成一個完整的正弦波形，所以切屑的側面的波形，振幅，頻率，相位完 全相同。這就是圖 2-1(b)，雖然切屑在軸向上的厚度均是 ，有波形也不能斷屑。而且當f 也和 時相同均出現圖 2-1(b)情況。62,4.vn61vn 綜合以上兩種情況：當 取整數時是不會出現完全斷屑的。0 從（2.6）式可見，只有 不是整數，使切屑的側面波形從工件一轉到下一轉中不是完整波 形，這樣切屑兩側面波形的相位差形，這樣就可能完成斷屑。由（2.5）式可知 時剛好實現完全斷屑。662sincos20svvwfAtn 對時間的倒數為： 604sin2sdwvAtt （2.7） 如果令 ，即求變化中的 極值。由于 只有使 ，由此解出 來，0sdtsi2sin0tt 即： 602vtn 則 12 30tnv 將 ， 代入（2.5）得：1t2 126si0swfAn （2.8） 6 如果使 , 和 必有一個等于零。0sw1s2 則 或62infAv60infv 從（2.8）可以看出 不可能是 0，1，2，3，6，.，否則 ，因為振幅 A 是不可能A 無窮大。使 A 取正值，所以將 加上絕對值符號，因此 simaxsinsvWfA in602 （2.9） 1sifv 可知當 601357,.2vn 得 60sin1 mi2fA 把它代入（2.9）式可得 axmin0sfW （2.10） 即切屑形狀呈圖 2-7 所示： 圖 2-5 切屑形狀圖 由圖可知實現了幾何斷屑，切屑形成切削層由薄到厚的切削形態(tài)。 7 3.內排屑深孔振動鉆削裝置的分析 3.1 雙偏心輪式振動鉆削裝置 3.1.1 振動鉆削裝置結構圖 圖 3-1 振動裝置實體圖 圖 3-2 振動裝置結構圖 如圖 3-2 所示，通過皮帶輪直流電動機帶動中心軸，而中心軸與偏心套 1 為緊配合，偏心套 2 和偏心套 1 為松配合，可以方便調整兩個偏心套的相對位置，然后通過兩端螺母壓緊，隨著中 心軸一起作旋轉運動。保持架可以把由滾動軸承傳來的偏心套 2 的旋轉運動換成往復直線運動， 實現軸向振動。鉆桿通過夾緊螺母固定在保持架上，鉆桿帶動鉆頭，隨著保持架作軸向振動。振 動箱安裝在車床大托板上，隨大托板做軸向進給運動。工件轉動，鉆頭邊軸向進給邊振動，這樣 就實現了振動鉆削。 3.1.2 振幅可調振動鉆削裝置的理論分析 (a) (b) (c) 圖 3-3 振動裝置工作情形圖 如圖 3-3 中，中心軸圓心為 ,偏心套 1 外圓圓心為 ，偏心套 2 外圓圓心為 ，由于偏心1A2A3A 套 1 和中心軸為緊配合，偏心套 1 和回轉中心就是，偏心套 2 繞偏心輪 1 轉動時，實際是 繞 轉動，那么整體形成的偏心距就是 到 的距離。設偏心套 1 與偏心套 2 的偏心距都為 e，2A3 與 的夾角為 。1302a 如圖 3-3（a）所示： 振幅= 。1sine 兩個極限位置： 當 時， 和 重合。如圖 3-3（b）所示：01A3 振幅= 3 當時， ， 和 成直線。如圖 3-3（c）所示：123 振幅= 3e 8 這樣只要調節(jié) 的值就能調節(jié)振幅，而偏心套 1 和偏心套 2 為松配合，可以方便調節(jié) 的值，a a 而可調最大振幅為 2e，可調最小振幅為 0e 取 0.25mm，可調振幅范圍 00.5mm。 由上所知，振幅隨兩偏心套間的轉過的角度而變化，如圖 3-4 所示 圖 3-4 振幅隨轉角變化曲線 當 e=0.25mm 由表 3-1 可得到所需振幅： 表 3-1 e=0.25 時部分振幅表 7 （mm） 角度 振幅 角度 振幅 角度 振幅 0 0.000 21 0.091 42 0.179 3 0.013 24 0.104 45 0.191 6 0.026 27 0.117 48 0.203 9 0.039 30 0.129 51 0.212 12 0.052 33 0.142 54 0.227 15 0.065 36 0.155 57 0.239 18 0.078 39 0.167 60 0.250 3.1.3 振動裝置的特點 1）用直流電機驅動振動裝置，振動頻率在 0-100Hz 內連續(xù)調節(jié)； 2）偏心量可以調節(jié)，不僅降低了偏心輪的制造精度和制造難度，且使調整振幅方便可靠，振 幅在 00.5mm 的較大范圍內連續(xù)可調，適應性強； 3）用高精度軸承取代了傳統機械偏心式振動裝置中的滾輪，摩擦力??；滾動軸承依靠偏心輪 甩起的潤滑油自然潤滑，效果良好，減小了磨損； 4）結構更加緊湊，易于在機床上安裝，操作；整個裝置使用壽命長，性能穩(wěn)定，可靠。 3.2 內排屑深孔鉆頭的設計 小直徑 DF 內排屑深孔鉆的結構如圖 3-5 所示，鉆頭刃形采用單刃內排屑深孔鉆結構、由內刃、 外刃、鉆尖、分屑臺、導向塊和排屑孔組成。鉆頭頭部采用“T”型整體硬質合金直接與鉆桿焊接 而成，制造工藝簡單，成本低廉。 圖 3-5 小直徑內排屑深孔鉆結構圖 其特點是： （1）分屑槽為魚肚形，既方便刃磨，又保證了左右兩刃的側后角 ，有利于提高鉆刃的耐用1a 度，有利于可靠完全分屑。 （2）尖高 和 比較低，可以大大縮短入鉆，出鉆的時間，提高鉆頭的耐用度。1h2 9 （3）內刃偏角 比較大，有利于加高孔底反錐尖的高度，有利于加強定心精度，有利于提rg 高鉆削精度。 （4）分屑槽將外刃分割成兩段，且兩段的余偏角 及 各不想等，有助于完全分屑和加強1r2 孔底的定心作用，有利于可靠斷屑和平穩(wěn)鉆削。 3.3 DF 系統關鍵部件的設計 影響 DF 系統加工效果的兩個關鍵部件負壓抽屑裝置和授油器。故本課題根據 DF 系統內排屑 原理組合了可調間隙負壓抽屑裝置如圖 3-6 所示，圖 3-7 是結構簡圖，把他結合振動裝置應用于 振動深孔加工試驗中。 錐 體 殼 體 圓 柱 銷 套 體 調 整 體 緊 固 螺 母 負 壓 軸 圖 3-6 負壓裝置實物圖 圖 3-7 負壓抽屑裝置結構簡圖 應用流體力學負壓效應原理，使 BTA 產生一個從排屑通道后方抽吸切屑的作用，但是爭議有 二，DF 系統將“魚鱗槽”改為內外形噴嘴，將雙管還原為單管，使鉆桿與抽屑器分離，無疑為一 大改進，但是還有缺點：（1）魚鱗槽在結構和工藝上無法充分發(fā)揮負壓效應的目的，因而抽屑效 果不明顯；（2）為使前后液流分開而加設一根外管，既占用了供油，排屑通道的寶貴空間，又增 加了刀具的制造成本。 3.4 油路的改進設計原理 前油路（通向輸油器和鉆頭切削刃）的作用是將切屑平穩(wěn)地送入出屑口，其壓力和流量并非 越大越好，油壓過大反而形成切屑瞬間堵塞出屑口，造成切屑“塞實” ，抽屑無效果。后油路的作 用（通向抽屑器）是在刀桿末端形成巨大的負壓，從而形成出屑口的切屑加速通過鉆頭喉部這一 堵屑危險區(qū)，一旦切屑進入鉆桿圓形空腔，其高速流動成為現實，不回再發(fā)生堵塞，因此必須對 后油路的壓力，流量單獨控制。規(guī)定后油路流量為總流量 1/3 在理論和實踐上是毫無根據的。 觀國內外深孔加工現象后發(fā)現，現有深孔加工系統中采用的冷卻潤滑液系統幾乎全部是定量 油泵供油，流量及壓力分別由流量控制閥和溢流閥控制。當通道需要流量小于油泵輸出流量時， 多余的油經溢流閥流回油箱。溢流閥使傳統進口壓力基本穩(wěn)定在調定值。流量控制閥出口壓力取 決于通道載荷，即出口壓力隨載荷的變化而變化。 改進后的油路為下圖： 10 圖 3-8 改進后的油路圖 3.5 總體布局 完成分系統和組件的設計后，在機床的大托盤上安裝振動裝置，調整震動軸與機床主軸同心： 鉆桿前加授油器，振動裝置后加設負壓抽屑裝置，改進后的油路分兩路油管，一路接授油器，一 路接負壓裝置，這樣就組成了如圖 3-9 所示的振動鉆削系統:工 件機 床 中 心 架 授 油 器 鉆 桿 支 撐 架 負 壓 抽 屑 裝 置 振 動 裝 置電 機 圖 3-9 內排屑深孔振動鉆削系統總體布局 4.深孔振動鉆削過程分析 4.1 深孔振動鉆削時刀具角度變化和 i 的取值范圍 4.1.1 深孔振動鉆削刀具角度變化 振動鉆削由于其所施加軸向振動的影響，實際切削速度的大小和方向都在不停的發(fā)生變化， 從而造成切削角度的的變化。振動鉆削引起的刀具角度的周期性變化可以比較容易推導出來。若 以 表示瞬時進給速度，則由式（2.3）得：sv (4.1)2cos60bsdlfnvvAtt 所以鉆頭前，后角的動態(tài)變化量為： (4.2)arcfkr 其中 項是由進給速度引起的，而 項是由振動引起的。若鉆頭的刃磨后角為 ，2frsvtn 0a 刃磨前角為 ，實際工作軸后角為 ，實際工作軸向前角為 ，則 的變化范圍為0oc occa ， 的變化范圍為 。圖 4-1 是振動鉆削時刀具軸向前角，后角的變0aoc0r 化情況。 11 圖 4-1 振動鉆削刀具軸向前后角變化 由此可見，在振動鉆削過程中，鉆頭實際工作前角與進給量 f，振動頻率 v，振幅 A，主偏 角 ，主軸轉速以及刀刃的切削半徑 r 有關。k 另外，實際工作后角 不能小于零，否則會導致鉆頭嚴重磨順和鉆桿沖擊振動，甚至崩刃。oca 因此，為防止出現負后角，刃磨后角 必須大于 ， 即 ，0max0maxtn 其中 。max6rtncos2fvAkr 于是有 0t6csfvAk （4.3） 在其他條件都已確定的情況下，可以參考上式選取振動頻率和振幅 A。 4.1.2 完全幾何斷屑條件下的 i 的取值范圍 設工件轉一周刀具的振動次數稱為重疊系數，用 J 表示，則 ，其中 K 表示整體60vin 部分，i 表示小數部分，規(guī)定 ，那么相鄰兩轉之間的刀具的相位差是 即0.5.i02i02 實現完全斷屑必須瞞足的條件 可知 i 必須滿足： arcsinarcsin122 ffA （4.4） 由于規(guī)定了 ，所以可知 i 的選取，0.5.i arcs0.5rin2.ffA （4.5） 得出當振幅 A 和進給 f 確定后，實現完全幾何斷屑時 i 的取值范圍。 4.2 深孔振動鉆削系統的穩(wěn)定性 影響鉆削穩(wěn)定性的因素很多，但歸根結底是由切削力引起的。與非振動鉆削相比，振動鉆削 12 由于有強迫振動的介入，其穩(wěn)定性問題就更為復雜。 低頻軸向振動鉆孔時，鉆削系統實際為彈性體，由于切削力的周期性變化，勢必引起系統的 振動，表現為鉆頭的軸向振動；鉆桿的扭轉振動；鉆稈的橫向擺振；鈷桿的彎曲振動。這些振動 分別由變化的軸向力、扭矩、主切削力所引起。 4.2.1 深孔振動鉆削切削力分析 在普通鉆削時，軸向力和扭矩可按經驗公式計算，而振動鉆削由于瞬時進給量的周期性變化， 鉆削軸向力和扭矩也發(fā)生周期性的變化受力圖見圖4-2，同時徑向力和導向塊上的反力，也發(fā)生周 期性的變化。在完全幾何斷屑時，由于切屑在切削在切削面積為零處自動分離，其理論切削力是 以 為周期的函數，但由于切削面積并非按正弦規(guī)律變化，所以實際瞬時切削力也并非按正弦規(guī)2 律變化。 圖4-2 鉆頭受力簡圖 圖4-3理論切削力波形 4.2.2 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的軸向振動和扭轉振動 假設軸向力，扭矩和主切削力隨軸向切削厚度而線性變化，實際上對于不完全幾何斷屑，瞬 時進給量安按正弦規(guī)律變化時，鉆削扭矩和主切削力也是按正弦規(guī)律變化的，軸向力的變化近似 于正弦規(guī)律。所以，假設所有的激振力都是時間t的正弦函數，各激振力，扭矩的變化和切削厚度 的變化之間沒有相位差。 為研究軸向振動，建立圖4-4所示的模型，刀柄處的振動為 ，圖4-7中 為鉆頭3sinxAtx 的瞬時位移，為 鉆頭的質量。M 圖4-4 軸向振動模型 當m=2時得瞬時軸向進給量為 2sinco2xtffAt （4.6） 由于進給量的變化而產生的瞬時軸向力為 0sixtFt （4.7） 式中 -激振力的力幅0 - 相鄰兩轉刀刃軌跡波形間的相位差。 故，可得出動力學方程 13 01sinsin2MxkFtAkt （4.8） 式中 -鉆頭的瞬時位移； -鉆頭的瞬時加速度； -系統的彈性系數；k -系統的固有頻率，nnkm -激振力頻率； -模型的質量。M 解方程可得： 02 2sin1sinnFAkxt tM （4.9） 其中 ，是由軸向切削力周期性變化而引起的； 是由刀02sin1Ft 2sinnAktM 柄的振動引起的。 令 ， ， 一般012sinAM22nAk21A 即 sinxAt （4.10） 其中 12sintaA 21i （4.11） 其中 -振動鉆削時鉆頭的振幅。A 可以看出：當 ， 時，0.5i 1212sinsinsinxAtAtt （4.12） 總體分析：當 時，鉆頭的軸向激振力的幅值最大，所受沖擊最大；當 時，鉆頭軸.i 0i 向激振力的幅值最小，所受振動沖擊最小；當 時，鉆頭振幅將無限大，即系統達到共振，n 要設法避開；刀柄的振幅越大，鉆頭的振幅越大。 4.2.3 影響深孔振動鉆削穩(wěn)定性的橫向振動和彎曲振動 （一）橫向振動 由于徑向力以及主切削力的周期性變化，使得壓向塊的合力及導向套上的支反力也周期性變 化。導向塊在軸向位置上滯后于切削刃，這樣主切削力與導向塊所受的支反力 形成一力偶NF （見圖4-5） ， 也隨瞬時軸向切削厚度 周期性的變化。又由于導向塊的倒錐量，導向塊后NMNxtf 部與孔壁間存在間隙，使得周期變化的力偶 引起鉆桿產生橫向振動。導向塊與主切削刃軸向距NM 離很小，產生的力偶也很小，所以橫向振動一般不是很嚴重，但是如果振動頻率接近橫向振動的 固有頻率就會發(fā)生共振，這是應該避免的。 14 圖4-5 鉆頭受到周期性的力偶 圖4-6 軸向力不過鉆頭軸心 （二）鉆桿的彎曲振動 一方面，由于周期性力偶的存在，必然會使鉆桿發(fā)生彎曲振動；另一方面，當采用了單刃刀 具時，切削時軸向力的合力不是作用在鉆頭中心（如圖4-6） ，偏置的軸向力必然引起鉆桿的彎曲， 由于軸向力的周期性變化，同時也會引起鉆桿的彎曲振動。鉆桿的彎曲振動是這兩種振動的合成。 當振動頻率接近系統的固有頻率時，同樣產生共振，也應該避免。 4.2.4 振幅損失 振幅對斷屑和控制斷屑尺寸有很重要的作用，從振動裝置傳遞出的振幅值A到達切削刃時，由 于工藝系統本身固有的缺陷，必然產生損失，這種損失給人為控制振動鉆削加工過程帶來了極大 的困難。 在低頻軸向振動鉆削加工的凸輪-鉆桿（刀具）-工件系統中，影響振幅損失因數主要有三種： （1）凸輪高速旋轉時，從動件的慣性力較大，整個機構會發(fā)生彈性變形，使得鉆桿工作端的 實際位移小于凸輪機構預設的振幅值； （2）由于鉆桿剛性較差，鉆桿受壓后發(fā)生彎曲變形； （3）工件收到周期性的沖擊后，會產生振動響應，出現一定振幅的振動，該振動與激振存在 相位差，產生振幅損失。 在小直徑深孔振動鉆削中，當工藝系統各部分都可靠連接的情況下，振幅損失主要是由鉆桿 的剛性不足引起的。在如圖4-7所示的模型中，振幅的損失率 2210%10sinAA （4.13） 當 ， 時， 達到最小，振幅損失最?。?i10A 當 ， 時， 達到最大，振幅損失最大。.521% 通過以上分析可以得出減小振幅損失的途徑有： （1）在保證斷屑的前提下，減小相位差。 （2）適當加大振幅A，但不能太大，否則增大會使鉆頭承受的周期切削力幅值太大，沖擊增 大，影響鉆頭壽命。 （3）增大彈性系數K，即增大鉆桿的剛度。 4.3 深孔振動鉆削的工藝參數選取原則 振動鉆削工藝參數包括振動參數（振幅A，振動頻率V）和切削參數（機床轉速n，進給量f） 兩部分，該參數對小直徑深孔鉆削至關重要。 因此，選取振動參數時必須根據加工情況，仔細分析，綜合考慮各項因數選擇。 （1） 進給量f的選取原則 根據被加工材料的材質，孔的直徑和加工精度要求，考慮與振幅A的匹配以及機床的實際情況， 選取適當的值。 （2） 轉速n的選取原則 15 轉速直接影響切削速度，小直徑孔鉆削時，由于孔徑小，切削速度不會很高，所以根據材質， 考慮加工效率，初步確定轉速范圍，一般轉速可以取較大的值，同時要考慮頻轉比 。60vn （3） 振動頻率V的選取原則 選取振動頻率V時，應首先使加工過程穩(wěn)定良好，使用中，在保證斷屑和考慮排屑空間對切屑 尺寸的制約作用的基礎上，選取較低的V值，這樣加工過程中穩(wěn)定性更好一些，同時適合長度的切 屑對加工質量的提高也有利。 （4） 振幅A的選取原則 一般來說，加工中的振幅越大，鉆頭所受的沖擊也就越大，使鉆頭的磨損加快。所以選擇A值 時，在滿足斷屑的情況下，選較小值，以減小切削力的波動，避免出現強烈振動而影響加工質量。 同時配合i的取值，確保最小瞬時實際進給量 不要過小，一般實際中 。對于小直徑深minxf 214Af 孔鉆削，要考慮振幅損失，給定的 值可以取得較大。2Af 在具體制定振動鉆削參數時，可以按以下步驟進行： （1） 根據工件材料和刀具材料以及被加工孔徑確定進給量f； （2） 根據排屑通道的大小確定切屑的尺寸，進而確定重疊系數J和 的取值；2Af （3） 從斷屑的要求，加工質量的要求出發(fā)，對i作相應的調整； （4） 綜合考慮振動裝置的頻率范圍，機床轉速范圍和斷屑要求來確定轉速n和振動頻率v； （5） 綜合考慮斷屑要求和振幅損失以及系統穩(wěn)定性，選取合適振幅A值。 5.總結 本課題針對小直徑深孔鉆削難題，采用低頻軸向振動鉆削和DF原理結合的方法，從理論上進 行了研究，得出以下結論： 1.振動鉆削通過切削參數和振動參數的匹配改變了切削層參數，從而實現幾何斷屑。這樣一 來，從本質上改變了斷屑機理，鉆頭上就可以不再采用斷屑槽，刀具結構極其制造工藝都可以簡 化，并給實際操作帶來很大的方便。 2.分析了振動鉆削中完全幾何斷屑的情況下i的取值范圍。 3.由振動鉆削過程的運動分析知，在完全幾何斷屑情況下，可以根據振動參數和切削參數對 瞬時切削厚度和理論切削長度進行理論計算。 4.對振動鉆削斷屑條件，鉆削過程運動，穩(wěn)定性和振幅損失進行了綜合分析，得出切削參數 和振動參數粗略選取原則。 5.選擇了雙偏心凸輪作為振動裝置，使得振動頻率和振幅調節(jié)非常方便，準確。振動裝置合 理，操作簡便。 6.將負壓抽屑機理應用于深孔振動鉆削中，選擇出可調負壓抽屑裝置配合振動鉆削應用于系 統中。 7.將振動鉆削加工技術與DF深孔鉆削技術結合。整個系統經濟實用，工藝成本低，有效解決 了生產中小直徑深孔鉆削難題，具有較高的實用價值，應用前景良好。 16 致 謝 這次的畢業(yè)設計是在我的指導老師廖結安老師親切關懷和悉心指導下完成的。從畢業(yè)設計選題 到設計完成，廖結安老師給予了我耐心指導與細心關懷，有了廖老師耐心指導與細心關懷我才不 會在設計的過程中迷失方向，失去前進動力。廖老師老師有嚴肅的科學態(tài)度，嚴謹的治學精神和 精益求精的工作作風，這些都是我所需要學習的，感謝廖老師給予了我這樣一個學習機會，謝謝！ 感謝與我并肩作戰(zhàn)的舍友與同學們，感謝關心我支持我的朋友們，感謝學校領導、老師們，感 謝你們給予我的幫助與關懷；感謝塔里木大學，特別感謝機械電氣化工程學院四年來為我提供的 良好學習環(huán)境，謝謝！ 17 參考文獻 1 薛萬夫.振動鉆深孔.機械工藝師，1983（10）:22-24. 2 Shaw M C,Metel Cutting Principles,Clarendon Press (Oxford),1984. 3 日 隈部淳一郎，精密加工振動切削基礎與應用.機械工業(yè)出版社，1985. 4 李祥林，薛萬夫，張日升.振動切削及其機械加工中的應用.北京：北京科技出版社，1985. 5 劉明華.低頻振動鉆小孔的試驗研究.機械工藝師，1988（3）:9-10. 6 王世清. 孔加工技術M.北京：石油工業(yè)出版社，1993.209-220. 7 楊兆軍，王立江. 振動鉆孔的國內外研究狀況J. 吉林工業(yè)大學學報，1994（2）:119-123. 8 樊鐵鐵，深孔加工技術綜述，工具技術，1994，No.5：12-15. 9 王立平.振動鉆削動態(tài)特性及變參數振動鉆削微機控制的研究.吉林工業(yè)大學博士學位論文. 1997. 10 馮 凱，超細長深孔的振動鉆削研究（碩士學位論文） ，西安石油學院，1997.5，6-68. 11 李 言，薛萬夫.鈦合金小直徑深孔的振動鉆削研究J.陜西機械學院學報，1998， V01.5，No.3：209-213. 12 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