深孔鉆削刀具系統(tǒng)磁流變制振器設(shè)計(jì)及其動(dòng)態(tài)性能研究

孔令飛, 孟維昌, 侯曉麗, 王　杰, 李　超

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

深孔鉆削刀具系統(tǒng)磁流變制振器設(shè)計(jì)及其動(dòng)態(tài)性能研究

孔令飛, 孟維昌, 侯曉麗, 王杰, 李超

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

依據(jù)實(shí)際深孔鉆削刀具系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)布局及其振動(dòng)特征，設(shè)計(jì)了一種新型刀具系統(tǒng)制振器的結(jié)構(gòu)布局形式。以制振器理想輸出阻尼力和內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到飽和為設(shè)計(jì)目標(biāo)，給出了磁流變制振器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法及其具體結(jié)構(gòu)參數(shù);運(yùn)用有限元法，分析了新型制振器的磁場分布特征及其輸出阻尼特征。以此為基礎(chǔ)，通過深孔鉆削實(shí)驗(yàn)研究，獲得了不同勵(lì)磁電流和切削參數(shù)條件下刀具振動(dòng)的抑制效果，驗(yàn)證了所提出的新型磁流變制振構(gòu)型的可行性和有效性。

深孔鉆削；刀具振動(dòng)；制振器設(shè)計(jì)；動(dòng)態(tài)特性

近年來，隨著冶金、核電及兵器工業(yè)的發(fā)展和市場需求的多樣性，新型難加工材料的深孔加工、異型零件的深孔加工等越來越多，加工難度也越來越大[1]。實(shí)際鉆削中，由于深孔鉆削刀具處于封閉狀態(tài)、加工孔長徑比大(L/d>5)、刀具系統(tǒng)動(dòng)態(tài)剛性差等特點(diǎn)，致使刀具系統(tǒng)的振動(dòng)行為極其復(fù)雜，易在工件表面形成“波浪”、“多角”、“過切”或“欠切”孔型。那么，能否有效、精準(zhǔn)地控制深孔加工刀具系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)行為已成為人們?nèi)找骊P(guān)注的熱點(diǎn)問題[2-3]。

為提高切削效率和加工品質(zhì)，人們在鉆削加工刀具系統(tǒng)的振動(dòng)控制方面開展了大量研究工作。Mehrabadi等[4]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(dòng)力學(xué)模型，討論了刀具動(dòng)態(tài)運(yùn)行軌跡的特征及其穩(wěn)定性，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了該模型的準(zhǔn)確性。Roukema等[5-6]首次給出了包含有非線性特征、刀具幾何尺寸及全部振動(dòng)模式的鉆削過程耦合動(dòng)力學(xué)模型，通過對其進(jìn)行全面的時(shí)域仿真分析，獲得了鉆削過程刀具動(dòng)態(tài)特性的穩(wěn)定域。在此基礎(chǔ)之上，Ahmadi等[7]又提出了動(dòng)態(tài)鉆削過程的廣義穩(wěn)定性模型，模型中考慮了刀具渦動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)對切厚再生效應(yīng)的影響，實(shí)現(xiàn)了在半離散時(shí)域內(nèi)鉆削刀具的穩(wěn)定性預(yù)測?？傮w來說，上述這些方法可理解為從全耦合動(dòng)力學(xué)機(jī)理建模的角度來預(yù)測與控制刀具的動(dòng)態(tài)行為，它們均是通過調(diào)整切削轉(zhuǎn)速或進(jìn)給量來避開不穩(wěn)定切削區(qū)域，進(jìn)而避免再生振動(dòng)或自激振動(dòng)的出現(xiàn)?？墒牵?dāng)由刀具-工件所組成的切削系統(tǒng)中有一者改變時(shí)，其穩(wěn)定域也會(huì)隨之發(fā)生變化，為實(shí)際應(yīng)用帶來了困難。

然而，上述研究給了我們一個(gè)重要的啟示：在實(shí)際鉆削過程中，若能夠抑制某些振動(dòng)模態(tài)使其不被激發(fā)出來，或降低其振動(dòng)的能量，則該振動(dòng)模態(tài)就不會(huì)對鉆削過程加工孔品質(zhì)產(chǎn)生太大影響，進(jìn)而有效提高加工孔品質(zhì)?；诖耍罁?jù)深孔鉆削刀具系統(tǒng)的實(shí)際工作特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了一種新型刀具系統(tǒng)制振器的結(jié)構(gòu)布局形式。以制振器理想輸出阻尼力和內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到飽和為設(shè)計(jì)目標(biāo)，給出了磁流變制振器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法及其具體結(jié)構(gòu)參數(shù)，并結(jié)合有限元法，分析了新型制振器的磁場分布特征及其輸出阻尼特征。以此為基礎(chǔ)，通過鉆削實(shí)驗(yàn)研究，獲得了勵(lì)磁電流、制振位置及進(jìn)給量對制振器抑振效果的影響，同時(shí)也驗(yàn)證了本文所提出的新型磁流變制振構(gòu)型的可行性和有效性。

1深孔加工刀具振動(dòng)抑制構(gòu)型的結(jié)構(gòu)及其工作原理

本文所提出的制振器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案見圖1，該結(jié)構(gòu)主要由磁流變液體、殼體、活塞、活塞盤、磁極和線圈等部分組成。實(shí)際鉆削中，將鉆桿穿過導(dǎo)套，通過調(diào)整施加于制振器環(huán)形線圈的勵(lì)磁電流大小，即可改變活塞盤和磁流變液體接觸面的阻尼值和剛度特征。該結(jié)構(gòu)的最大特點(diǎn)是通過調(diào)整線圈電流數(shù)值，以期對某些有害于加工精度和表面質(zhì)量的振動(dòng)模態(tài)實(shí)現(xiàn)摧毀，或抑制其不被激發(fā)出來，最終鉆削形成預(yù)定的零件孔品質(zhì)，具體深孔鉆削系統(tǒng)布局形式見圖2。

圖1　磁流變制振器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The structure schematic diagram of magnetorheological vibration suppression device

圖2　深孔鉆削加工原理示意圖Fig.2 The schematic diagram of deep-hole drilling process

2制振器的設(shè)計(jì)方法

2.1制振器設(shè)計(jì)的基本原則

在磁流變液制振器的設(shè)計(jì)中，制振器輸出的振動(dòng)控制力及其響應(yīng)速度不僅與磁流變效應(yīng)的強(qiáng)弱及速度有關(guān)，并與制振器各部件尺寸和阻尼間隙也密切相關(guān)，而這些因素歸根結(jié)底又與如何構(gòu)建磁流變液黏性模型存在著緊密聯(lián)系。本文基于Bingham黏性模型[8-9]，若制振器線圈未通電時(shí)，制振器腔體內(nèi)的磁流變液表現(xiàn)為牛頓流體特性，其剪應(yīng)力與剪應(yīng)變成正比，而當(dāng)施加勵(lì)磁電流后，環(huán)形線圈產(chǎn)生外加磁場，相應(yīng)的阻尼通道內(nèi)磁流變液體的剪切力函數(shù)可描述為如下形式：

(1)

式中:τ為總剪切應(yīng)力；τy(field)與磁場大小相關(guān)的剪切應(yīng)力；η為磁流變液黏性系數(shù)(即零磁場黏度)，由磁流變液性質(zhì)及剪切應(yīng)變率大小決定；γ為剪切應(yīng)變率。

據(jù)此，制振器輸出的振動(dòng)控制力由可調(diào)庫倫阻尼力Fτ和黏性阻尼力Fη組成，其力學(xué)關(guān)系表達(dá)式為：

F=Fτ+Fη

(2)

其中

(3)

式中:S為磁極截面積；v為活塞盤移動(dòng)速；g為阻尼通道間隙，其計(jì)算方法為：

(4)

式中：K為控制器可調(diào)系數(shù)，即最大可調(diào)庫倫阻尼力Fτ與最大黏性阻尼力Fη的比值。

對比式(1)、式(2)和式(4)可知，制振器產(chǎn)生的剪切應(yīng)力τy隨著間隙距離g的增加明顯下降，這主要是由于線圈在阻尼通道內(nèi)產(chǎn)生的磁感應(yīng)強(qiáng)度隨著間隙g的增加明顯下降，因而為了增大磁場強(qiáng)度則需要減小間隙g。但是，g的減小會(huì)使黏性阻尼力Fη增大，致使可調(diào)系數(shù)K變小，進(jìn)而制振力的實(shí)際輸出調(diào)節(jié)范圍變小。因此，實(shí)際設(shè)計(jì)中，制振器的基本設(shè)計(jì)原則就是需要合理設(shè)計(jì)間隙g，使得制振器輸出的振動(dòng)控制力及其調(diào)節(jié)范圍均可滿足實(shí)際使用的需求。一般說來，間隙g取值范圍為0.8～2 mm較為合理[10]。

2.2制振器的材料選擇

依據(jù)深孔加工制振器的實(shí)際工作特點(diǎn)，并綜合考慮材料的磁學(xué)性能、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及性價(jià)比等因素，新型制振器的殼體和活塞盤均選擇20#低碳鋼，而制振器的繞線盤和活塞則選擇鋁材料，這主要是基于鋁質(zhì)材料的不導(dǎo)磁性(相對磁導(dǎo)率為1)，可使磁場集中在制振器的工作回路中，從而減少漏磁，提高磁場利用效率。對于磁流變液的選擇，本文選用MRF-132DG磁流變液，該材料為碳?xì)浠帕饕后w，它的剪切應(yīng)力與剪切應(yīng)變率關(guān)系、黏性系數(shù)與剪切應(yīng)變率的關(guān)系見圖3[11]，屈服應(yīng)力τ和磁場強(qiáng)度H關(guān)系曲線見圖4[12]。

圖3　MRF- 132DG剪切應(yīng)變率性質(zhì)Fig.3 Shear strain rate properties of MRF- 132DG

圖4　MRF- 132DG屈服應(yīng)力與磁場強(qiáng)度關(guān)系Fig.4 The relationship between yield stress and magnetic field intensity of MRF- 132DG

2.3磁路系統(tǒng)的設(shè)計(jì)

在磁路系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，間隙通道內(nèi)磁流變液的磁感應(yīng)強(qiáng)度B是關(guān)鍵參數(shù)。首先，根據(jù)磁流變液B-H曲線和磁特性曲線τ-H曲線得到磁流變液材料的工作點(diǎn)。本文選擇磁流變液達(dá)到磁飽和時(shí)(屈服應(yīng)力τy最大)，對應(yīng)工作點(diǎn)的磁場強(qiáng)度Hf=250 kA/m，磁感應(yīng)強(qiáng)度Bf=0.9 T，磁流變液B-H曲線見圖5[12]。

圖5　MRF-132DG B-H曲線Fig.5 B-H curve of MRF-132DG

為了便于勵(lì)磁線圈匝數(shù)的計(jì)算，可將磁流變制振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)作如下定義(見圖6)：g為阻尼間隙；h為活塞盤厚度；e磁極厚度；L1側(cè)邊壁厚度；L2側(cè)邊壁長度；R1和R2分別為磁極內(nèi)半徑和外半徑；R3和R4分別為殼體內(nèi)半徑和外半徑。

圖6　磁流變制振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.6 The design of magnetorheological vibration suppression device structure

由安培環(huán)路定理，可得整個(gè)回路的磁動(dòng)勢，

ε=NI

(5)

式中：N為線圈匝數(shù)；I為線圈內(nèi)流通的電流。

同時(shí)，相應(yīng)的磁路中所需總磁通量：

Φ=BfSf

(6)

式中：Bf為磁流變液飽和磁感應(yīng)強(qiáng)度；Sf為阻尼間隙有效截面積。

在不考慮漏磁的情況下，根據(jù)基爾霍夫第一定律(磁通守恒定律)，磁路中各組成分磁通量關(guān)系為：

Φ=BfSf=BASA=BESE=…

(7)

式中：BA、BE等為分布在磁路中各部分的磁感應(yīng)強(qiáng)度，SA、SB等為各部分的有效截面積。由于磁回路各部分材料均為20#低碳鋼，且磁感應(yīng)強(qiáng)度B呈現(xiàn)非線性變化，故相應(yīng)磁感應(yīng)強(qiáng)度Bi(Bi=BA、BE,…)可描述為：

(8)

由基爾霍夫第二定律和安培環(huán)路定理，可得：

(9)

式中:Hi為各磁路部分磁場強(qiáng)度，結(jié)合式(5)～式(7)可得：

(10)

式中：μf為磁流變液磁導(dǎo)率，μi為磁路各部分材料磁導(dǎo)率。當(dāng)額定工作電流Im確定后，結(jié)合圖6制振器各部分尺寸，可由下式計(jì)算所需線圈匝數(shù)：

NI=Hf2g+H1h+H22(e+L1/2)+

H32[L2-(R2-R1)/2]+H4(L3-L1)

(11)

式中:H1、H2、H3和H4可由式(10)計(jì)算得到。

3制振器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了實(shí)際鉆削時(shí)新型制振器安裝便利，以及獲得足夠大的制振力輸出范圍和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，可先利用式(1)～式(4)進(jìn)行初步計(jì)算，得到制振器的初步設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)參數(shù)，見表1。然后，依據(jù)制振器設(shè)計(jì)原則，將制振器具有較大的可調(diào)系數(shù)K及阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到0.9 T作為優(yōu)化設(shè)計(jì)目標(biāo)，對初步結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，以期實(shí)現(xiàn)磁流變液使用效率最高，且降低制振器整體體積和質(zhì)量。制振器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化可分為兩個(gè)部分，即徑向結(jié)構(gòu)優(yōu)化和軸向結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

表1　磁流變制振器初步設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)參數(shù)

3.1制振器徑向結(jié)構(gòu)優(yōu)化

制振器徑向結(jié)構(gòu)的優(yōu)化應(yīng)根據(jù)制振器理想輸出控制力F，并結(jié)合制振控制力計(jì)算式(2)，即可求解得到徑向結(jié)構(gòu)尺寸，其中活塞盤和磁極截面積是影響制振控制力大小和間隙通道內(nèi)磁流變液能否達(dá)到磁飽和的關(guān)鍵。另外，由于黏性阻尼力Fη比可調(diào)庫倫阻尼力Fτ小很多，且在低速區(qū)時(shí)Fη與鉆桿擾動(dòng)速度有關(guān)，因而制振控制力F幾乎完全由Fτ提供。若可調(diào)庫倫阻尼力Fτ為最大值時(shí)，則制振器的輸出控制力F即為制振器的理想目標(biāo)值。基于此，當(dāng)制振器輸出控制力F、磁流變液飽和剪切應(yīng)力τy確定之后，依據(jù)式(2)和式(3)，就可獲得磁極截面積SE，具體計(jì)算公式為：

(12a)

結(jié)合磁流變制振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)圖6，磁極截面積SE又可以寫為：

(12b)

式中：R1和R2分別為磁極內(nèi)半徑和外半徑。

在制振器的徑向尺寸設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)遵循在滿足強(qiáng)度要求的條件下盡量減小制振器體積和質(zhì)量。本文所采用鉆桿直徑為17 mm，鉆桿套厚度2～4 mm，軸承選取深溝球軸承。因而，考慮到磁極內(nèi)半徑R1受深孔鉆桿直徑影響，依據(jù)式(12)，可計(jì)算獲得內(nèi)半徑R1=36.5 mm，外半徑R2=49 mm，理想輸出阻尼力Fn=300 N，τymax=44.7 kPa。

3.2制振器軸向結(jié)構(gòu)優(yōu)化

在制振器軸向結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，相關(guān)設(shè)計(jì)變量和約束條件如下：

3.2.1設(shè)計(jì)變量

軸向結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)中，有5個(gè)設(shè)計(jì)變量，分別為阻尼間隙g、活塞盤厚度h、磁極厚度e、側(cè)邊壁厚度L1和側(cè)邊壁長度L2。

3.2.2約束條件

① 非線性不等式約束

根據(jù)設(shè)計(jì)要求， 可調(diào)庫倫阻尼力Fτ的最大值需達(dá)到制振控制力F，即

Fτ=2Sτy≥Fn

(13)

② 非線性等式約束

磁感應(yīng)強(qiáng)度的計(jì)算必須滿足基爾霍夫第一定律，即

Φ=BfSf=BESE

(14)

式中：Bf為間隙處磁感應(yīng)強(qiáng)度；Sf為阻尼間隙截面積；BE為磁極處磁感應(yīng)強(qiáng)度；SE為磁極截面積；

③ 線性不等式約束

實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，磁極內(nèi)半徑R1應(yīng)小于磁極外半徑R2，且阻尼間隙g則應(yīng)小于活塞盤厚度h，即：

(15)

g-h<0

(16)

④ 線性等式約束

制振器的總厚度L3應(yīng)該等于阻尼間隙、活塞盤厚度、磁極厚度和側(cè)邊壁厚度之和：

L3=h+2g+2e+2L1

(17)

3.2.3優(yōu)化目標(biāo)

由于可調(diào)系數(shù)K反映了制振器輸出控制力的可調(diào)節(jié)能力，為增大阻尼器可調(diào)范圍，在優(yōu)化設(shè)計(jì)中，以獲得最大可調(diào)系數(shù)為優(yōu)化目標(biāo)，即：

(18)

3.2.4優(yōu)化求解

約束條件確定后，借助Matlab中fmincon函數(shù)來實(shí)現(xiàn)優(yōu)化計(jì)算，分別取理想控制力Fn=300 N及最大擾動(dòng)速度Vmax=3.5 m/s進(jìn)行計(jì)算，并將優(yōu)化計(jì)算結(jié)果取整，相應(yīng)優(yōu)化后制振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。此外，考慮到勵(lì)磁線圈所占面積將會(huì)影響側(cè)邊壁厚度L1和側(cè)邊壁長度L2的大小，因而實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)L1和L2兩個(gè)參數(shù)還要根據(jù)線圈線徑和匝數(shù)做出具體調(diào)整。

表2　磁流變制振器優(yōu)化后結(jié)構(gòu)參數(shù)

由表2可知，相對于表1的初步結(jié)構(gòu)參數(shù)而言，優(yōu)化后的活塞盤厚度、磁極厚度和阻尼間隙并未改變，僅是側(cè)邊壁厚度有所增加，而側(cè)邊壁長度、磁極內(nèi)半徑和外半徑尺寸則明顯降低，因而減少了制振器的整體體積和質(zhì)量。

4制振器磁路系統(tǒng)的數(shù)值分析

為了驗(yàn)證新型制振器的結(jié)構(gòu)參數(shù)是否滿足實(shí)際需求，運(yùn)用ANSYS 有限元軟件中的PLANE53單元對制振器阻尼間隙、磁極和殼體回路部分的磁場分布情況進(jìn)行分析與討論。同時(shí)考慮到新型磁流變制振器是一個(gè)軸對稱結(jié)構(gòu)(見圖7所示)，因而取對稱平面模型的一半分析即可，其網(wǎng)格模型見圖8。

圖7 磁流變制振器幾何模型Fig.7Geometricmodelofmagnetorheologicalvibrationsuppressiondevice圖8 磁流變制振器網(wǎng)格劃分的模型Fig.8Themeshingmodelofmagnetorheologicalvibrationsuppressiondevice

取表1所示的制振器初步設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行計(jì)算分析，求解獲得的磁感應(yīng)強(qiáng)度、磁場強(qiáng)度分布見圖9。由圖9(a)或圖9(b)可知，磁場分布集中于制振器回路結(jié)構(gòu)中，殼體處磁感應(yīng)強(qiáng)度最大，約為1.6 T，殼體材料已經(jīng)達(dá)到飽和值；阻尼間隙內(nèi)約為0.2 ～0.6 T，故磁流變液未達(dá)到飽和值，且分布不均勻。此外，從圖9(c)和圖9(d)中還可知，殼體處磁場強(qiáng)度約為3 100 A/m，間隙內(nèi)磁場強(qiáng)度約為79 000 A/m，阻尼通道內(nèi)磁場強(qiáng)度方向都垂直于活塞盤的運(yùn)動(dòng)方向，但是隨著與勵(lì)磁線圈之間距離的增加，通道內(nèi)磁場強(qiáng)度明顯減小。

圖10為間隙通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度分布曲線，其中L為以制振器活塞盤頂端為起點(diǎn)，豎直方向的阻尼通道長度。從圖10可知，磁力線回路主要集中于磁極處，磁力線走向符合設(shè)計(jì)預(yù)想，驗(yàn)證了制振器設(shè)計(jì)原理的正確性。但是，間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度最大值約為0.62 T，未達(dá)到磁流變液飽和值。隨著阻尼通道長度L的增加，磁感應(yīng)強(qiáng)度不斷減小，且分布不均勻。這說明初步設(shè)計(jì)的制振器結(jié)構(gòu)尺寸存在冗余，制振器性能并未得到充分發(fā)揮。

圖9　初步設(shè)計(jì)條件下磁流變制振器有限元分析結(jié)果Fig.9 The finite element analysis results of preliminary design magnetorheological vibration suppression device

依據(jù)表2所示優(yōu)化后的制振器設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行有限元分析，求解獲得的磁感應(yīng)強(qiáng)度、磁場強(qiáng)度分布見圖11。由圖11(a)或圖11(b)可知，殼體處磁感應(yīng)強(qiáng)度約1.65 T，達(dá)到殼體材料的飽和值，殼體頂壁處磁感應(yīng)強(qiáng)度略大，約為1.7 T，說明頂壁尺寸略小，后續(xù)設(shè)計(jì)中，頂壁尺寸需要調(diào)整。阻尼通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度約為0.82 T，接近預(yù)想值0.9 T，且磁場強(qiáng)度分布均勻。此外，從圖11(c)和圖11(d)可知，殼體磁場強(qiáng)度約為3 200 A/m，間隙內(nèi)磁場強(qiáng)度最大，約為210 000 A/m，這說明阻尼通道內(nèi)磁場強(qiáng)度方向都垂直于活塞盤的運(yùn)動(dòng)方向，使得磁場、磁極和活塞盤面積得到有效利用。

圖10　初始設(shè)計(jì)條件下磁流變制振器磁感應(yīng)強(qiáng)度分析Fig.10 The analysis of the magnetic intensity of preliminary design magnetorheological vibration suppression device

圖11　制振器優(yōu)化設(shè)計(jì)磁流變有限元分析結(jié)果Fig.11 The finite element analysis results of optimization designmagnetorheological vibration suppression device

圖12給出了間隙通道內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度的分布曲線，從圖中可見間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度約為0.82 T。隨著阻尼通道長度L的增加，間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度變化不大，分布均勻。當(dāng)距離L大于間隙通道長度后，磁感應(yīng)強(qiáng)度降至最低。這說明優(yōu)化后的制振器結(jié)構(gòu)尺寸達(dá)到了設(shè)計(jì)要求，磁場分布主要集中于磁極處，磁極作用明顯，整個(gè)制振器磁場回路都經(jīng)由磁極處通過，磁極外漏磁較少，磁場利用率明顯提高。

圖12　優(yōu)化設(shè)計(jì)阻尼間隙長度方向磁感應(yīng)強(qiáng)度B分布曲線Fig.12 The analysis of magnetic intensity of optimization design magnetorheological vibration suppression device

5新型制振器的抑振效果實(shí)驗(yàn)

本節(jié)將通過實(shí)驗(yàn)研究，獲得優(yōu)化設(shè)計(jì)后的制振器構(gòu)型對刀具振動(dòng)的抑制效果，以期驗(yàn)證本文所提出的新型磁流變液制振器設(shè)計(jì)方案的可行性和有效性。

5.1深孔鉆削抑振實(shí)驗(yàn)平臺

本次刀具振動(dòng)抑制實(shí)驗(yàn)是在本所自制的工件回轉(zhuǎn)型深孔鉆削機(jī)床上進(jìn)行，相關(guān)實(shí)驗(yàn)平臺見圖13。實(shí)驗(yàn)過程中，利用刀具輔助支撐將制振器固定于機(jī)床導(dǎo)軌上，并通過兩個(gè)非接觸式位移傳感器分別采集實(shí)際鉆削時(shí)刀具在垂直和水平方向上的振動(dòng)信號。加工孔的圓度誤差用CONTURA-G2型三坐標(biāo)測量機(jī)來獲得。相關(guān)加工參數(shù)如下：刀桿外徑Φ17 mm，桿長1 100 mm，刀頭為錯(cuò)齒刀具，外徑Φ19 mm。材料為高強(qiáng)度合金鋼，密度為7.87×103kg/m3；供油壓力pin=2×106Pa，切削液動(dòng)力黏度μ=0.026 Pa·s；工件材質(zhì)為45#鋼，長度為300 mm。

5.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

5.2.1勵(lì)磁電流對抑振效果的影響

實(shí)驗(yàn)過程中，將制振器固定于距離授油器550 mm的位置處，設(shè)定工件轉(zhuǎn)速和進(jìn)給量分別為710 r/min和0.084 0 mm/r，取0.0 A、0.2 A、0.5 A三種不同的勵(lì)磁電流進(jìn)行鉆削實(shí)驗(yàn)，獲得的刀具振動(dòng)位移的時(shí)間歷程響應(yīng)見圖14。

圖14　不同勵(lì)磁電流條件下刀具振動(dòng)的時(shí)間歷程響應(yīng)Fig.14 The vibration responses of drill tool system under different currents

由圖14可知，當(dāng)制振器位置和進(jìn)給量不變時(shí)，隨著勵(lì)磁電流強(qiáng)度的增大，刀具振動(dòng)幅值明顯減小。這說明隨著制振器勵(lì)磁線圈電流的改變，引起刀具系統(tǒng)在制振器位置處的剛度和阻尼特性也發(fā)生了變化，從而使刀具的振動(dòng)幅值得到有效控制。相應(yīng)加工條件下測量獲得的加工孔圓度誤差見表3，隨著施加的勵(lì)磁電流增大，加工孔的圓度誤差得到了改善，且均優(yōu)于施加電流為0.0 A時(shí)，僅是改善的程度有所區(qū)別而已。

表3　不同勵(lì)磁電流條件下獲得的加工孔圓度誤差

5.2.2制振位置對抑振效果的影響

實(shí)驗(yàn)中設(shè)定主軸轉(zhuǎn)速為710 r/min，進(jìn)給量為0.084 0 mm/r，勵(lì)磁線圈電流為0.3 A，制振器分別固定于位置1(距授油器400 mm)、位置2(距授油器550 mm)和位置3(距授油器750 mm)處，測得實(shí)際加工時(shí)刀具的振動(dòng)信號見圖15。

從圖15可知，當(dāng)制振器從位置3變換到位置1時(shí)，隨著與刀頭位置間距離的減小，刀具振動(dòng)幅值也呈減小趨勢。此外，當(dāng)制振器放置于位置3時(shí)，刀具振動(dòng)幅值呈現(xiàn)出較大的波動(dòng)，且振動(dòng)不平穩(wěn)，這說明該位置對刀具振動(dòng)的控制能力較差。與此同時(shí)，由表3可知，當(dāng)制振器放置于位置1和位置2時(shí)，相應(yīng)加工孔圓度誤差值也都優(yōu)于放置于位置3處，因而實(shí)際鉆削中應(yīng)避免選用位置3進(jìn)行振動(dòng)抑制。

圖15　不同制振位置條件下刀具振動(dòng)的時(shí)間歷程響應(yīng)Fig.15 The vibration responses of drill tool system under different suppression positions

支撐位置/mm400550750圓度誤差/mm0.002420.002350.00562

5.2.3進(jìn)給量對抑振效果的影響

圖16　不同進(jìn)給量下鉆桿振動(dòng)位移曲線Fig.16 The vibration responses of drill tool system under different feed rates

鉆削實(shí)驗(yàn)中，設(shè)定主軸轉(zhuǎn)速為710 r/min，勵(lì)磁線圈電流為0.5 A，分別選取進(jìn)給量為0.076 5 mm/r、0.084 0 mm/r和0.091 5 mm/r，測取信號繪制刀具振動(dòng)的時(shí)間歷程響應(yīng)見圖16。從圖16可知，隨著進(jìn)給量的增加，刀具振動(dòng)的幅值均明顯增大。究其原因主要是由于隨著進(jìn)給量的增加，刀具系統(tǒng)所承受的切削力不斷增大，致使刀具的振動(dòng)幅值也變大。同時(shí)，刀具振動(dòng)幅值的增大，最終導(dǎo)致被加工孔圓度誤差的增加(見表5)。

表5　不同進(jìn)給量條件下獲得的加工孔圓度誤差

6結(jié)論

針對實(shí)際深孔鉆削過程中刀具系統(tǒng)易發(fā)生再生振動(dòng)或自激振動(dòng)的問題，設(shè)計(jì)了一種基于磁流變液材料的新型振動(dòng)抑制構(gòu)型。依據(jù)深孔刀具的實(shí)際工作特點(diǎn)，并結(jié)合有限元法，以制振器理想輸出阻尼力和阻尼間隙內(nèi)磁感應(yīng)強(qiáng)度達(dá)到磁飽和為設(shè)計(jì)目標(biāo)，給出了深孔鉆削刀具制振器的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法及相關(guān)具體結(jié)構(gòu)參數(shù)。通過實(shí)際鉆削試驗(yàn)，討論了勵(lì)磁電流、進(jìn)給量及制振位置對刀具振動(dòng)抑制效果的影響。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，隨著勵(lì)磁線圈電流的增大，刀具振動(dòng)幅值明顯減??；當(dāng)選用不同的進(jìn)給量和制振位置時(shí)，新型制振器也對刀具振動(dòng)起到了有效抑制，僅是抑制程度所不同。由此可以看出，本文所提出的新型磁流變制振構(gòu)型及其優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，將為實(shí)現(xiàn)深孔鉆削過程中刀具系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特征及加工孔品質(zhì)的實(shí)時(shí)控制奠定理論與應(yīng)用基礎(chǔ)。

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Design and dynamic characteristics of magnetorheological vibration suppression device in the deep-hole drilling process

KONG Ling-fei, MENG Wei-chang, HOU Xiao-li, WANG Jie, LI Chao

(School of Mechanical and Precision Instrument Engineering, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048, China)

Considering the structure and vibration characteristics of a drilling-tools system in deep-hole drilling, a novel structural layout of the vibration suppression device is proposed. With the goal of obtaining a desired damping force output and controlling the magnetic saturation strength, the structure optimization of a novel magnetorheological vibration suppression device and its specific structure parameters are given. Combining this with the finite element method, the magnetic field distribution of the proposed vibration suppression device and its damping characteristics output are analyzed. Based on the processes mentioned above, the vibration control experiments of the tool system in deep-hole drilling is carried out so as to investigate the relevant experimental results of tool vibration control under the conditions of different excitation currents and cutting parameters. It can be seen from the experimental results that the new model of magnetorheological damping configuration proposed in this paper satisfies the demands of the practical deep-hole machining process.

deep-hole drilling; drilling tool vibration; vibration suppression device design; dynamic characteristics

10.13465/j.cnki.jvs.2016.12.018

國家自然科學(xué)基金(51475367);國家科技重大專項(xiàng)(2014ZX04001-191)資助項(xiàng)目

2015-05-20修改稿收到日期：2015-11-13

孔令飛 男，副教授，1977年生

TH113.1

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