內(nèi)置動力吸振器的寬頻減振車刀設(shè)計及試驗

張明華, 楊國慶, 楊毅青,3, 高浩洋, 汪廣平

(1. 北京衛(wèi)星制造廠有限公司,北京 100094; 2. 北京航空航天大學(xué) 機(jī)械工程及自動化學(xué)院,北京 100191;3. 北京航空航天大學(xué)江西研究院,南昌 330096; 4. 航空工業(yè)昌河飛機(jī)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司,江西 景德鎮(zhèn) 333001)

航空結(jié)構(gòu)件中存在深孔結(jié)構(gòu),對其進(jìn)行深孔加工時通常需要使用大長徑比車刀。由于懸長增加,刀具剛性變差,導(dǎo)致切削顫振頻發(fā),造成機(jī)床或者刀具結(jié)構(gòu)損壞和零件表面質(zhì)量不達(dá)標(biāo)等,嚴(yán)重制約了加工效率和加工精度的提高[1]。

針對切削過程中產(chǎn)生的振動,控制方法主要有主動控制技術(shù)和被動控制技術(shù)[2]。其中被動控制技術(shù)具有成本低、結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高等優(yōu)點,在工程實際中被廣泛使用。被動控制技術(shù)主要包括耗能減振和動力吸振[3]。

耗能減振通過附加阻尼單元,利用相對運動對振動能量進(jìn)行耗散,從而降低振動。Suyama等[4]設(shè)計了一種帶有顆粒沖擊阻尼的車刀刀桿,進(jìn)行車削試驗證明附加顆粒沖擊阻尼器的鋼質(zhì)刀桿能夠代替硬質(zhì)合金刀桿,減振性能良好。Paul等[5]設(shè)計了顆粒阻尼車刀和質(zhì)量沖擊阻尼車刀,兩種減振車刀均能提高刀桿剛度,抑制切削顫振,相比下質(zhì)量沖擊阻尼器具有更優(yōu)的減振性能。Li等[6]提出了一種沖擊阻尼器的優(yōu)化設(shè)計方法,將其應(yīng)用于車削過程中車刀的振動控制,可將非線性系統(tǒng)簡化為線性系統(tǒng),并具有較寬的頻率帶寬。Liu等[7]對約束層阻尼車刀進(jìn)行動力學(xué)建模和分析,實現(xiàn)了約束層阻尼車刀的參數(shù)優(yōu)化,對設(shè)計出的車刀進(jìn)行了模態(tài)分析和試驗驗證,表明該車刀能顯著提高阻尼比和加工穩(wěn)定性。耗能減振技術(shù)實現(xiàn)簡單,但減振效果有限,且受外界環(huán)境影響較大,具有明顯非線性特征。動力吸振通過附加動力吸振器轉(zhuǎn)移振動能量,實現(xiàn)振動抑制。Tarng等[8]在減振車刀設(shè)計中使用壓電慣性驅(qū)動器作為吸振器,試驗證明所設(shè)計的車刀具有良好的減振性能。Lee等[9]在刀具上設(shè)計了一種動態(tài)減振器,用于控制車削顫振。Yang等[10]設(shè)計出一種基于三要素式動力吸振器的大長徑比減振車刀,實現(xiàn)了減振器精確調(diào)諧,降低了目標(biāo)模態(tài)87.1%的幅值。結(jié)合動力吸振器,楊毅青等[11]設(shè)計出一種以壓電陶瓷為基礎(chǔ)的車刀。切削試驗結(jié)果表明刀具的振動幅值和零件加工表面粗糙度分別下降了72%和67.2%,同時,壓電陶瓷可輸出電壓應(yīng)用于振動監(jiān)測。

動力吸振器通過轉(zhuǎn)移主結(jié)構(gòu)的振動能量實現(xiàn)減振,效果明顯,但其質(zhì)量單元僅在振動頻率靠近主結(jié)構(gòu)時才能激發(fā)明顯振動,因此相對主動控制技術(shù)頻帶較短,且吸振器最優(yōu)設(shè)計參數(shù)與主結(jié)構(gòu)動力學(xué)特性密切相關(guān)[12]。針對此問題,本文提出一種內(nèi)置動力吸振器的寬頻減振車刀設(shè)計,從結(jié)構(gòu)設(shè)計上對動力吸振方法的不足加以改進(jìn);同時,針對主結(jié)構(gòu)存在多個振動模態(tài),研究實現(xiàn)考慮主結(jié)構(gòu)背景模態(tài)的動力吸振器參數(shù)精確優(yōu)化。最后,對設(shè)計出的車刀進(jìn)行了靜剛度測試、模態(tài)試驗和切削試驗,對動力學(xué)模型和結(jié)構(gòu)設(shè)計進(jìn)行了驗證。

1 理論建模

1.1 刀桿動力學(xué)特性建模

車削過程中工件以恒定速度旋轉(zhuǎn)而刀具靜止,可將車削加工中的刀具簡化為懸臂梁。

梁在其自由端受到一個諧波激勵F。為了得到包含背景模態(tài)影響的精確動力學(xué)模型,采用伯努利-歐拉理論對長度為L的懸臂梁進(jìn)行了N個相同單元離散,如圖1所示。

圖1 連續(xù)系統(tǒng)車刀及其離散單元模型Fig.1 Continuous system turning tool and its discrete element model

對于梁的每個單元,其撓度wn和軸向變形εn可表示為

(1)

式中:Ni(x)(i=1,2,…,6)為形狀函數(shù);un,i為節(jié)點坐標(biāo)。梁的坐標(biāo)矢量定義為

(2)

每個單元的動能Tn和勢能Vn可以表示為

(3)

式中:Mn和Kn分別為每個單元的質(zhì)量和剛度矩陣;ρ和E分別為密度和楊氏模量;而Iz和A為梁的截面慣性矩和截面面積。

因此,整個懸臂梁的動能T和勢能V為

(4)

其中

M=diag(M1,M2, …,MN)

K=diag(K1,K2, …,KN)

(5)

因此,結(jié)構(gòu)阻尼梁的運動方程描述為

(6)

求解式(6),即可獲得刀尖處的頻響函數(shù)H(ω)。

1.2 刀桿與吸振器耦合系統(tǒng)動力學(xué)特性建模

將吸振器內(nèi)置于刀桿末端,其運動方程為

(7)

式中:m1,k*為單自由度動力吸振器的質(zhì)量和復(fù)剛度;x0,x1分別為車刀末端和吸振器的位移。

通過求解式(7),可以得到x1為

(8)

由于吸振器在結(jié)構(gòu)連接點處施加的力為k*(x1-x0),進(jìn)一步得到作用于車刀的反向力FD為

(9)

將吸振器看作是連接點處施加的外力,則車刀的頻率響應(yīng)函數(shù)可以表示為

(10)

將式(9)代入式(10),推導(dǎo)得到車刀/吸振器耦合系統(tǒng)的頻響函數(shù)

(11)

式中,HD(ω)考慮了車刀背景模態(tài)的影響,可作為后續(xù)動力吸振器優(yōu)化設(shè)計中的頻響函數(shù)。如前所述,H(ω)可由式(6)獲得;工程上為簡化起見,也可通過對主結(jié)構(gòu)采用模態(tài)試驗而獲得。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計

2.1 車刀結(jié)構(gòu)

車刀結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示,由三部分組成,包括刀頭,刀座和刀桿。所用刀頭的連接直徑為40 mm,與刀座直徑相匹配,同時刀頭上的刀片可以進(jìn)行更換以適應(yīng)不同的加工要求;刀座頂端的外圓中心設(shè)有盲孔,用來與刀頭底端的凸臺配合起到徑向定位的作用,同時頂端面上有3個在以外圓中心為圓心的圓周上均勻分布的螺紋孔,其通過緊固螺釘與刀頭相連;刀座末端圓柱面上有螺紋孔,通過緊固螺釘與刀桿固連。刀桿內(nèi)設(shè)有空腔用于放置吸振器,空腔底面上設(shè)有方形盲孔與吸振器的彈簧桿配合,同時刀桿外圓柱面?zhèn)榷撕拖露诉€分別有螺紋孔。齒輪軸結(jié)構(gòu)如圖2(b)所示,齒輪的模數(shù)為0.5 mm,齒數(shù)為17,軸對應(yīng)齒輪的另一端有插片沿軸線方向插入其中方便旋轉(zhuǎn)。齒輪軸作為調(diào)節(jié)工具通過刀桿側(cè)端的孔伸入刀桿內(nèi)部與彈簧桿上的齒條配合,通過轉(zhuǎn)動可改變吸振器的有效懸長進(jìn)而調(diào)節(jié)吸振器的剛度,而刀桿下端的螺紋孔內(nèi)旋入頂絲對吸振器彈簧桿進(jìn)行固定。刀座和刀桿材料為工具鋼H15,齒輪軸材料為55Si2Mn彈簧鋼。使用刀頭為山特維克公司生產(chǎn)的570-SD UCR-40-11型車刀,使用刀片為瓦爾特公司生產(chǎn)的DCMT11T308-PF4 WSM10型車削刀片。

1.刀頭; 2.刀座; 3.刀桿; 4.調(diào)節(jié)齒輪; 5.質(zhì)量塊;6.頂絲; 7.彈簧桿; 8.O型圈。圖2 車刀和吸振器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Design of turning tool and vibration absorber

以直徑為40 mm、長徑比為7的減振車刀為例,通過采用H∞優(yōu)化準(zhǔn)則,開展數(shù)值優(yōu)化,獲得考慮主結(jié)構(gòu)背景模態(tài)的吸振器最優(yōu)動力學(xué)參數(shù)[13]。

2.2 吸振器結(jié)構(gòu)

吸振器的結(jié)構(gòu)如圖2(c)所示,其由質(zhì)量塊,彈簧桿,O型圈和頂絲組成。質(zhì)量塊由高密度鎢制成,其圓柱面上有4個凹槽,用于放置和固定O型圈,質(zhì)量塊位于彈簧桿的末端,可在有限的空間內(nèi)實現(xiàn)最佳的振動抑制;彈簧桿的材料為彈簧鋼,其一端與質(zhì)量塊相連,另一端加工有齒條,用頂絲固定在刀桿內(nèi)部的方形盲孔內(nèi)。通過轉(zhuǎn)動齒輪軸調(diào)節(jié)彈簧桿的有效懸長,可以實現(xiàn)吸振器較大范圍內(nèi)的頻率調(diào)諧。O型圈是吸振器的阻尼元件,它與刀桿空腔過盈配合以保證在加工振動中產(chǎn)生變形,從而將振動能量轉(zhuǎn)化為內(nèi)能并耗散。O型圈的材料為丁腈橡膠,阻尼效果相近且穩(wěn)定,通過改變它們的數(shù)量可以實現(xiàn)阻尼調(diào)節(jié)。

3 刀具特性測試

3.1 靜剛度測試

車刀靜力學(xué)測試用于測量附加吸振器前后車刀的靜剛度。靜力學(xué)測試使用虎鉗固定刀具(如圖3所示),測試所用推拉力計型號為HP-100。將千分表緊貼車刀末端一側(cè),使用推拉力計沿車刀徑向方向壓另外一側(cè)。每次試驗固定車刀末端的位移為8 μm,觀察并記錄推拉力計在該位移下的讀數(shù),由k=ΔF/Δx計算車刀的剛度。分別對附加吸振器前后的車刀重復(fù)測量3次,并取平均值。

圖3 減振車刀靜力學(xué)測試Fig.3 Static stiffness test of damping turning tool

表1所示為車刀附加吸振器前后的靜力學(xué)測試結(jié)果。實心刀桿剛度通過有限元仿真分析獲取。使用ANSYS Workbench中的靜力學(xué)仿真模塊,在實心車刀末端施加1 N的徑向力,產(chǎn)生的位移為0.13 μm,其對應(yīng)的靜剛度為7.69×106N/m。對無吸振器車刀進(jìn)行靜力學(xué)測試,得到其靜剛度為7.16×106N/m,與實心車刀的仿真結(jié)果相比,降低了6.9%。結(jié)果表明,當(dāng)?shù)稐U芯部材料去除一部分成為空腔刀桿時,刀桿的靜剛度出現(xiàn)一定程度的減小。而在刀桿中附加吸振器后,由于吸振器對結(jié)構(gòu)有一定的強化作用,減振刀桿的靜剛度提升為7.45×106N/m,只比實心刀桿的靜剛度降低3.1%。因此,刀桿芯部材料的去除對刀桿靜剛度的影響不大,且在附加吸振器之后,減振刀桿的靜剛度已經(jīng)十分接近于實心刀桿,因而吸振器的安裝不會對車刀的整體靜剛度產(chǎn)生明顯影響。

表1 車刀靜力學(xué)測試結(jié)果Tab.1 Static test results of turning tool

3.2 模態(tài)測試

為確定吸振器的可調(diào)頻率范圍并進(jìn)行最優(yōu)調(diào)諧,對吸振器進(jìn)行模態(tài)試驗。試驗在隔振臺上進(jìn)行,減振車刀實物如圖4所示。其中,試驗的激勵力通過靈敏度為2.25 mV/N的力錘PCB 086C03輸入,加速度通過靈敏度為9.74 mV/g的加速度計Kistler 8778A500采集,試驗信號被傳送到數(shù)據(jù)采集卡NI 9236上,并由軟件CutPro V9.3處理分析。

圖4 減振車刀Fig.4 Damping turning tool

3.2.1 吸振器可調(diào)頻率范圍

吸振器整體結(jié)構(gòu)為懸臂梁式,其懸空安裝在刀桿空腔中,通過調(diào)節(jié)彈簧桿的有效懸長,可以實現(xiàn)對吸振器較大范圍的頻率調(diào)節(jié)。使用虎鉗夾持動力吸振器將之固定于隔振臺上,通過模態(tài)測試,確定吸振器的可調(diào)頻率范圍,得到具有不同懸長的吸振器頻響函數(shù)曲線,如圖5所示。由于刀桿內(nèi)部空間的限制,吸振器可調(diào)節(jié)的有效懸長范圍為5～25 mm,3組試驗分別選擇5 mm,15 mm,25 mm的不同懸長作對比。當(dāng)有效懸長l=5 mm時,懸長最小,吸振器的剛度最大,此時固有頻率為442 Hz,振幅為1.27×10-5m/N;當(dāng)有效懸長l=15 mm時,質(zhì)量塊位于彈簧桿的中間位置,此時吸振器的頻率為406 Hz,振幅為1.98×10-5m/N;當(dāng)有效懸長l=25 mm時,懸長最大,吸振器的剛度最小,其頻率為365 Hz,此時吸振器的振幅最大,為2.91×10-5m/N。因此,通過試驗測試可知吸振器可調(diào)節(jié)的頻率范圍是365～442 Hz,較大的可調(diào)頻率范圍使得吸振器的適用性也更廣。

圖5 不同懸長吸振器的頻響函數(shù)Fig.5 Frequency response of vibration absorbers with different overhang

3.2.2 吸振器最優(yōu)調(diào)諧

通過調(diào)節(jié)彈簧桿有效懸長,在吸振器與車刀固有頻率匹配的基礎(chǔ)上,進(jìn)行模態(tài)測試,研究安裝不同數(shù)量O型圈的吸振器對車刀振動幅值的影響,使吸振器達(dá)到最佳的減振效果。模態(tài)測試的激勵點為車刀刀尖處。共設(shè)置5組試驗對比,分別為無吸振器車刀和附加吸振器且O型圈數(shù)量分別為1個、2個、3個、4個的減振車刀。附加具有不同數(shù)量O型圈吸振器的減振車刀頻響函數(shù)曲線,如圖6所示。

圖6 附加不同數(shù)量O型圈吸振器的車刀頻響函數(shù)Fig.6 Frequency response of turning tool with different number of O-ring vibration absorbers

無吸振器車刀的頻響函數(shù)在400 Hz時振動幅值最大,最大值達(dá)到7.95×10-5m/N。附加具有不同數(shù)量O型圈的吸振器后,車刀目標(biāo)模態(tài)均由原來的單一模態(tài)變?yōu)閮蓚€模態(tài)。當(dāng)O型圈數(shù)量從1個逐步增加至4個時,減振車刀頻響函數(shù)的最大振幅分別為4.83×10-5m/N,3.37×10-5m/N,1.72×10-5m/N,3.05×10-5m/N,而帶寬分別為54 Hz,44 Hz,74 Hz,52 Hz。當(dāng)O型圈數(shù)量為3時,幅值最小且?guī)捵畲?吸振器具有最佳的減振效果。以O(shè)型圈數(shù)量為3的情況為例,其在358 Hz和432 Hz處的幅值分別為1.41×10-5m/N和1.72×10-5m/N,與目標(biāo)模態(tài)相比,幅值分別降低了82.2%和78.4%。對圖6的頻響函數(shù)曲線進(jìn)行參數(shù)識別,無吸振器車刀的動剛度和阻尼比分別為2.78×106N/m和1.75%,附加O型圈數(shù)量為3的吸振器的減振車刀動剛度和阻尼比分別為5.68×106N/m, 6.11×106N/m和4.26%,4.81%,動剛度提高了104.1%和120.3%,阻尼比提高了143.5%和175.6%。

4 切削試驗

4.1 試驗設(shè)備與方案

為驗證減振車刀在實際車削加工中的減振性能,進(jìn)行多組不同切削參數(shù)組合下的合金鋼切削試驗,試驗選取的機(jī)床為程泰機(jī)械生產(chǎn)的GS-4000L2數(shù)控車床。通過對比無吸振器車刀和減振車刀加工過程中的振動噪聲、加速度和工件的表面質(zhì)量等來驗證減振車刀的性能。試驗過程中所用到的儀器設(shè)備如圖7所示。在加工過程中車刀要伸入內(nèi)孔進(jìn)行車削,采用麥克風(fēng)采集加工過程中的噪聲信號,噪聲采集裝置為GRAS 40PH工業(yè)麥克風(fēng),其靈敏度為48.69 mV/Pa;加速度采集裝置為Kistler 8776A50微型加速度計,其靈敏度為101.3 mV/g,通過軟件對加工過程中的信號進(jìn)行實時采集,加工工件表面的粗糙度由表面粗糙度測量儀SRG-04測量,其采樣長度為0.8 mm。

為研究減振車刀的切削性能,與無吸振器車刀形成對比,需要選擇合適的切削參數(shù),進(jìn)行正式切削試驗之前,在不同轉(zhuǎn)速和不同切深條件下用減振車刀對合金鋼工件進(jìn)行試切,找到其能夠穩(wěn)定切削的切削參數(shù)。當(dāng)轉(zhuǎn)速n=100 r/min,切深ap=0.1～0.3 mm,進(jìn)給速度f=0.025～0.075 mm/r時,減振車刀處于穩(wěn)定切削的狀態(tài),因此,試驗方案采用轉(zhuǎn)速n=100 r/min的工況進(jìn)行驗證,切深ap分別取0.1 mm,0.3 mm,進(jìn)給速度f分別為0.025 mm/r,0.075 mm/r,觀察并對比無吸振器車刀和減振車刀的試驗效果,評估吸振器的減振性能。

4.2 切削試驗

無吸振器車刀與減振車刀的切削試驗結(jié)果對比如圖8、圖9所示,包括:加工過程振動噪聲時域信號,加速度時域和頻域信號。在車削試驗中,使用車刀長徑比為7,吸振器彈簧桿懸長為l=15 mm,附加O型圈數(shù)量為3,減振車刀固有頻率為358 Hz和432 Hz,動剛度和阻尼比分別為5.68×106N/m, 6.11×106N/m和4.26%,4.81%。

圖8 無吸振器車刀的加工過程信號(n=100 r/min)Fig.8 Machining vibration signals of turning tool without vibration absorber (n=100 r/min)

圖9 減振車刀的加工過程信號(n=100 r/min)Fig.9 Machining vibration signals of damping turning tool(n=100 r/min)

當(dāng)切深ap=0.1 mm,進(jìn)給速度f=0.025 mm/r時,此時無吸振器車刀(見圖8(a))加速度幅值有明顯的波動,噪音幅值為1.5 Pa,加速度最大達(dá)20 m/s2。附加吸振器后(見圖9(a)),噪音幅值為0.6 Pa,加速度幅值為4 m/s2,對比無吸振器車刀分別降低了60%和80%。對加速度時域信號進(jìn)行傅里葉變換,無吸振器車刀加工過程的加速度頻域信號主要來自車刀的固有頻率406 Hz,附加吸振器后的加速度頻域信號分布在358 Hz和435 Hz,幅值明顯降低。

保持切深ap不變,增加進(jìn)給速度f至0.075 mm/r,此時無吸振器車刀的噪聲幅值波動與f=0.025 mm/r時相比更為劇烈明顯(見圖8(b)),噪聲信號最大幅值達(dá)到5.0 Pa,刀桿加速度幅值最大為20 m/s2。減振車刀此時的噪音幅值和加速度最大幅值為2.0 Pa,10 m/s2,二者對比,噪聲幅值和加速度幅值分別降低了60%,50%。轉(zhuǎn)換為頻域信號后,無吸振器車刀切削時的主頻率位于406 Hz,而附加吸振器后頻率位于359 Hz和436 Hz,幅值從3.2 dB降為1.3 dB,此時的加工過程更為平穩(wěn)(見圖9(b))。

將切深提升至ap=0.3 mm,無吸振器車刀噪聲的最大幅值為10.0 Pa,加速度的最大幅值為30 m/s2,二者的幅值都遠(yuǎn)大于前兩組試驗的對應(yīng)幅值(見圖8(c))。換為減振車刀后,噪聲最大幅值降低為4.5 Pa,相比于無吸振器車刀降低為原來的45%,而加速度最大幅值降低為15 m/s2,降為了原來的50%,加速度頻率幅值也從3.9 dB降低到1.5 dB(見圖9(c))。

附加吸振器前后車刀加工的工件表面照片,如圖10所示。從照片中可以看出,無吸振器的工件加工表面有明顯的振紋,而附加吸振器之后的加工表面振紋變淺,表面更加光潔。保持轉(zhuǎn)速n不變,依次增大進(jìn)給速度f和切深ap,減振車刀對工件表面粗糙度有較為明顯的改善效果。表2為使用不同切削參數(shù)加工的工件表面粗糙度,當(dāng)f=0.025 mm/r,ap=0.1 mm時,減振車刀可將工件表面粗糙度降低33%,當(dāng)f=0.075 mm/r,ap=0.3 mm時,粗糙度改善效果更為明顯,可降低44%,粗糙度的改善證明了車刀抗振性能的提高,同時幾組不同切削參數(shù)下所加工的工件表面粗糙度均與產(chǎn)品加工所要求的表面粗糙度Ra1.6接近。

圖10 附加吸振器前后車刀的工件表面照片對比(n=100 r/min)Fig.10 Comparison of workpiece surface of turning tool before and after adding vibration absorber (n=100 r/min)

對比切削參數(shù)組合1與切削參數(shù)組合2的試驗結(jié)果可知:進(jìn)給速度f的變化對減振車刀的減振性能影響不大。對比切削參數(shù)組合2與切削參數(shù)組合3的試驗結(jié)果可知:當(dāng)切深ap適當(dāng)增加時,減振車刀對工件表面粗糙度的改善效果從32%提高到44%。

綜合3組不同切削參數(shù)的試驗結(jié)果,減振車刀的加工噪聲幅值、加速度幅值平均下降為原來的42%,38%,車刀切削性能有較大提高,減振效果明顯且穩(wěn)定可靠。

4.3 結(jié)果與討論

吸振器作用效果的充分發(fā)揮取決于其頻率、阻尼參數(shù)的精確設(shè)計,與刀桿固有頻率、阻尼密切相關(guān)。當(dāng)?shù)毒咴诓煌瑱C(jī)床上裝夾時,由于邊界條件變化,導(dǎo)致刀桿固有頻率、阻尼發(fā)生變化;而本文提出的大范圍頻率調(diào)節(jié)設(shè)計方案旨在提高刀具適應(yīng)上述變化的能力。

當(dāng)待加工的深孔尺寸變化而導(dǎo)致刀具懸長變化時,需對動力吸振器的設(shè)計參數(shù)進(jìn)行調(diào)節(jié)。隨著長徑比增加,刀具剛度下降導(dǎo)致固有頻率降低,吸振器最優(yōu)頻率隨之降低。由吸振器結(jié)構(gòu)(見圖2)可知,此時需增加吸振器懸長。當(dāng)長徑比為9時,刀具頻率為242 Hz,吸振器最優(yōu)頻率應(yīng)為227 Hz,對應(yīng)吸振器的懸長為60 mm。因此,欲滿足刀具適用于長徑比大范圍的變化,需對本文的設(shè)計尺寸作進(jìn)一步改進(jìn)。

此外,較普通刀具,減振刀具的切削穩(wěn)定性雖有大幅提升;但為使其發(fā)揮最大切削性能,仍有必要開展相應(yīng)切削參數(shù)優(yōu)化工作。實際加工過程中減振刀具切削參數(shù)的選擇,應(yīng)在滿足顫振穩(wěn)定域圖約束的條件下,綜合考慮零件材料、刀具磨損等因素。

5 結(jié) 論

采用連續(xù)梁理論對刀桿進(jìn)行動力學(xué)建模,研究了刀桿與吸振器耦合系統(tǒng)頻響函數(shù)預(yù)測方法,進(jìn)而在考慮主結(jié)構(gòu)背景模態(tài)的情況下優(yōu)化動力吸振器參數(shù);結(jié)合工程實際,設(shè)計內(nèi)置動力吸振器的寬頻減振車刀,通過齒輪齒條機(jī)構(gòu)實現(xiàn)車刀頻率大范圍調(diào)節(jié),滿足不同長徑比加工需求。最后,開展試驗對減振車刀特性進(jìn)行測試分析,結(jié)論如下:

(1)針對動力吸振器適用頻帶較窄,進(jìn)行寬頻減振車刀結(jié)構(gòu)設(shè)計與制造。轉(zhuǎn)動內(nèi)置于刀桿的齒輪軸可改變吸振器彈簧桿的有效懸長,實現(xiàn)剛度調(diào)節(jié);改變O型圈的數(shù)量可以實現(xiàn)阻尼調(diào)節(jié)。

(2)刀具特性測試中,靜剛度測試得到減振車刀的靜剛度為7.45×106N/m;對吸振器和減振車刀分別進(jìn)行模態(tài)試驗可知,吸振器的可調(diào)有效懸長范圍為5～25 mm,對應(yīng)的可調(diào)節(jié)頻率范圍為365～442 Hz,當(dāng)吸振器的O型圈數(shù)量為3時,減振車刀頻響函數(shù)幅值最小且?guī)捵畲?此時的吸振器具有最佳的減振效果,其在358 Hz和432 Hz處的幅值分別為1.41×10-5m/N和1.72×10-5m/N,與目標(biāo)模態(tài)相比,幅值分別降低了82.2%和78.4%。

(3)進(jìn)行切削加工試驗驗證吸振器的減振性能,減振車刀在不同的切削參數(shù)組合下均有明顯的減振效果。對比無吸振器車刀,減振車刀的加工噪聲幅值、加速度幅值平均下降為原來的42%,38%。