雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓力測(cè)量平臺(tái)設(shè)計(jì)*

吳　磊　劉　彬

(①中山火炬職業(yè)技術(shù)學(xué)院裝備制造系，廣東 中山 528437；②華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣東 廣州 510641)

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雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓力測(cè)量平臺(tái)設(shè)計(jì)*

吳磊①劉彬②

(①中山火炬職業(yè)技術(shù)學(xué)院裝備制造系，廣東 中山 528437；②華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣東 廣州 510641)

為了提高加工效率，提出了雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓工藝。采用八角環(huán)測(cè)力計(jì)測(cè)量了旋壓三向力，設(shè)計(jì)并通過(guò)理論計(jì)算驗(yàn)證了八角環(huán)測(cè)力計(jì)的準(zhǔn)確性；通過(guò)應(yīng)變分析，設(shè)計(jì)了應(yīng)變片的貼片位置。在不同加工參數(shù)下，利用動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀及八角環(huán)測(cè)力計(jì)對(duì)三向旋壓力進(jìn)行測(cè)定，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波處理，并最終得到三向旋壓力的數(shù)據(jù)。

錯(cuò)距縮徑旋壓；旋壓力；八角環(huán)

目前，縮徑旋壓是單一旋輪進(jìn)行加工[1-2]，當(dāng)加工直徑變化較大的毛坯時(shí)，由于直徑單次變化過(guò)大會(huì)引起毛坯加工缺陷[3-4]，因而往往需要規(guī)劃旋輪的加工路徑，分多道次加工完成，其加工效率會(huì)相對(duì)較低。為了提高加工效率，借鑒用于強(qiáng)力旋壓的錯(cuò)距旋壓[5-6]，本文提出雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓工藝。雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓工藝加工示意如圖1所示，毛坯在主軸夾頭的夾持下高速旋轉(zhuǎn)，旋輪在軸向錯(cuò)位，分為前旋輪和后旋輪，相對(duì)于后旋輪，前旋輪的徑向進(jìn)給量較小，兩個(gè)旋輪沿軸向同時(shí)同速度進(jìn)給，因而可以在一道次完成兩個(gè)下壓量，是單輪旋壓工作效率的兩倍，該旋壓工藝可以有效地提高旋壓效率。

旋壓力是工程設(shè)計(jì)人員旋壓機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及電動(dòng)機(jī)選型的重要參數(shù)[7-8]。旋壓力屬于三向力，需要使用三向測(cè)力計(jì)。目前市面上的三向測(cè)力計(jì)為壓電式三向測(cè)力計(jì)，其主要應(yīng)用于車削力的測(cè)量[9-10]，成本高昂且若應(yīng)用于旋壓力的測(cè)量還需設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)將旋輪安裝于測(cè)力計(jì)上。

文獻(xiàn)[11]給出了利用八角環(huán)測(cè)量三向力的方法，該方法結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，成本低。本文在前人的基礎(chǔ)上結(jié)合雙輪錯(cuò)距旋壓工藝特點(diǎn)設(shè)計(jì)試驗(yàn)平臺(tái)。

1　平臺(tái)設(shè)計(jì)

平臺(tái)設(shè)計(jì)如圖2所示，平臺(tái)在車床的拖板平面上增加一組十字平臺(tái)組件，及八角環(huán)傳感器，十字平臺(tái)可以微調(diào)軸向和徑向的旋壓錯(cuò)距。假設(shè)旋輪受到的徑向力、摩擦力、軸向力分別F、f、P。為了方便計(jì)算八角環(huán)的受力，將徑向力設(shè)計(jì)在八角環(huán)的對(duì)稱面上，假設(shè)旋壓接觸面到八角環(huán)上半部分中性面的距離為l1，旋壓接觸面到八角環(huán)中間對(duì)稱面的距離為l2，如圖2所示。

2　八角環(huán)傳感器受力應(yīng)變分析

八角環(huán)是根據(jù)圓環(huán)在受力時(shí)存在應(yīng)變節(jié)點(diǎn)的原理設(shè)計(jì)的，尺寸參數(shù)如圖3所示，其中，r為八角環(huán)的等效半徑。

2.1八角環(huán)傳感器受徑向力及軸向力的應(yīng)變分析

對(duì)該八角環(huán)的受力分析可以等效成圓環(huán)的受力分析，由于八角環(huán)受到徑向力、軸向力、摩擦力作用在各截面時(shí)，其所產(chǎn)生的截面應(yīng)力是相同的，即應(yīng)變相同，因此只考慮各力在截面處產(chǎn)生的彎矩。又由于徑向力產(chǎn)生的彎矩與軸向力產(chǎn)生的彎矩在同一平面內(nèi)，而摩擦力產(chǎn)生的彎矩與前兩者垂直，因此分析前兩者產(chǎn)生的應(yīng)變時(shí)，可以忽略摩擦力的影響。先分析各截面受徑向力與軸向力產(chǎn)生的彎矩作用下的應(yīng)變。先忽略軸向力等效時(shí)產(chǎn)生的彎矩，當(dāng)八角環(huán)受到徑向力和軸向力作用時(shí)，該結(jié)構(gòu)的受力分析如圖4所示。

假設(shè)圓環(huán)某一截面與豎直方向的夾角為θ，根據(jù)該結(jié)構(gòu)的受力為超靜定結(jié)構(gòu)，各文獻(xiàn)均已給出在單獨(dú)的徑向力F或軸向力P作用時(shí)，圓環(huán)的截面所受到的彎矩為：

(1)

Mθ P= 0.5Prcosθ

(2)

因此當(dāng)θ為39.5°時(shí)，F(xiàn)產(chǎn)生的彎矩為零，當(dāng)為90°時(shí)，P產(chǎn)生的彎矩為零。但由于此圓環(huán)是由八角環(huán)等效而成，文獻(xiàn)[11]指出八角環(huán)結(jié)構(gòu)滿足r/L=0.4時(shí)，θ為45°時(shí)，F(xiàn)產(chǎn)生的彎矩才為零。目前的八角環(huán)測(cè)力原理大都是根據(jù)上述公式進(jìn)行貼片，但是該結(jié)構(gòu)的尺寸要求比較嚴(yán)格。現(xiàn)根據(jù)本實(shí)驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，推導(dǎo)分析公式，從而提出另一種測(cè)力方案。

當(dāng)圖2的受力情況向圖4的受力情況簡(jiǎn)化時(shí)，軸向力P的等效忽略了產(chǎn)生的彎矩，因此需要額外再增加彎矩這一選項(xiàng)。現(xiàn)對(duì)該彎矩單獨(dú)作用在此結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析，如圖5a所示。由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱，且加載的外載荷反對(duì)稱，因此，該結(jié)構(gòu)受力可以簡(jiǎn)化為圖5b。其中I1為八角環(huán)弧線部分的慣性矩，I2為八角環(huán)直線部分的慣性矩，根據(jù)本次尺寸設(shè)計(jì)得到I2=16I1。

彎矩MP的大小為：

MP=Pl1

(3)

根據(jù)力平衡方程可以得到：

FA=X1

(4)

MA=MP/2+X1L

(5)

因此AB段截面受到的彎矩如下：

BC段截面受到的彎矩：

卡式定理得：

(6)

由式(6)得到：

其中，K=L/r，本次結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，取K=2。因此，AB段截面受到的彎矩為：

(7)

故由式(1)、(7)得：

在AB段，θ為90°的截面外沿線：

F產(chǎn)生的應(yīng)變：

(8)

P產(chǎn)生的應(yīng)變：

(9)

在AB段，θ為90°的截面內(nèi)沿線應(yīng)變與內(nèi)沿線相應(yīng)力產(chǎn)生的應(yīng)變符號(hào)相反。

在AB段，θ為45°的截面外沿線：

F產(chǎn)生的應(yīng)變：

(10)

P產(chǎn)生的應(yīng)變：

(11)

在AB段，θ為135°的截面外沿線：

F產(chǎn)生的應(yīng)變：

(12)

P產(chǎn)生的應(yīng)變：

(13)

由此，根據(jù)式(8)～(13)，通過(guò)在相應(yīng)的位置合理地布置應(yīng)變片即可求出相應(yīng)的力。

2.2八角環(huán)傳感器受摩擦力的應(yīng)變分析

摩擦力與軸向力和徑向力垂直，選取的應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)與前兩者應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)的選取原則相同，應(yīng)選取為八角環(huán)中間部分的上下端點(diǎn)。這樣可以盡可能地減小軸向力和徑向力的影響。八角環(huán)傳感器受摩擦力的應(yīng)變可以等效成一個(gè)梁受到摩擦力的應(yīng)變。其中八角環(huán)中間部分的慣性矩為：

(14)

摩擦力彎矩在八角環(huán)中間部分上下兩端產(chǎn)生的應(yīng)變?yōu)椋?/p>

(15)

3　八角環(huán)傳感器貼片位置及電路設(shè)計(jì)

八角環(huán)傳感器貼片位置如圖6所示。

由于各應(yīng)變點(diǎn)所在截面的軸向應(yīng)力產(chǎn)生的應(yīng)變相同且很小可以忽略不計(jì)，因此，在設(shè)計(jì)電橋時(shí)忽略軸向應(yīng)力產(chǎn)生的應(yīng)變，各點(diǎn)由于彎矩產(chǎn)生的應(yīng)變?nèi)绫?所示。

表1各點(diǎn)受彎矩產(chǎn)生的應(yīng)變

測(cè)試點(diǎn)F產(chǎn)生的應(yīng)變P產(chǎn)生的應(yīng)變f產(chǎn)生的應(yīng)變總應(yīng)變1εF90εP900εF90+εP902-εF90-εP900-εF90-εP903εF90εP900εF90-εP904-εF90-εP900-εF90+εP905εF90εP900εF90+εP906-εF90-εP900-εF90-εP907εF90εP900εF90-εP908-εF90-εP900-εF90+εP90900εfεf1000εfεf1100-εf-εf1200-εf-εf13εF45εP450εF45+εP4514εF45-εP450εF45-εP4515εF135εP1350εF135+εP13516εF135-εP1350εF135-εP13517εF45εP450εF45+εP4518εF45-εP450εF45-εP4519εF135εP1350εF135+εP13520εF135-εP1350εF135-εP135

根據(jù)表1可以設(shè)計(jì)出圖7所示電路，采用全橋電路。

其中圖7a測(cè)出F產(chǎn)生的應(yīng)變?chǔ)臚與相應(yīng)力的關(guān)系，從而測(cè)出力F；圖7b測(cè)出P產(chǎn)生的應(yīng)變?chǔ)臡P與相應(yīng)力的關(guān)系，從而測(cè)出力P；圖7c測(cè)出f產(chǎn)生的應(yīng)變?chǔ)舊與相應(yīng)力的關(guān)系，從而測(cè)出力f。

4　八角環(huán)傳感器的標(biāo)定

為了更加準(zhǔn)確地知道八角環(huán)所測(cè)的力學(xué)數(shù)據(jù)，需要對(duì)其進(jìn)行標(biāo)定。針對(duì)3個(gè)方向的受力載荷大小，分別采用不同的方式進(jìn)行標(biāo)定。

根據(jù)旋輪所受徑向力的方向以及位置，八角環(huán)徑向力標(biāo)定實(shí)物圖如圖8a所示，拉伸機(jī)所施加的壓縮力通過(guò)銅柱傳遞至八角環(huán)。通過(guò)施加不同載荷采集，進(jìn)行擬合的數(shù)據(jù)結(jié)果如圖8b所示。

與徑向力標(biāo)定類似，根據(jù)旋輪所受軸向力的方向以及位置，依次施加載荷對(duì)八角環(huán)標(biāo)定。八角環(huán)所受旋壓軸向力、切向力與橋路輸出應(yīng)變的數(shù)據(jù)采集結(jié)果分別如圖9、圖10所示。

5　試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與結(jié)果

5.1試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

試驗(yàn)過(guò)程中，由于機(jī)床的振動(dòng)會(huì)帶動(dòng)八角環(huán)的振動(dòng)，從而影響數(shù)據(jù)的采集。如圖11所示，為應(yīng)力應(yīng)變儀在50 Hz的采集頻率下采集到的徑向力隨時(shí)間變化點(diǎn)。由于多種振動(dòng)信號(hào)的干擾，無(wú)法在此原始數(shù)據(jù)中讀取準(zhǔn)確的旋壓力，因此需要進(jìn)一步的數(shù)據(jù)處理。此次數(shù)據(jù)采集由于受到機(jī)床高頻率振動(dòng)信號(hào)的影響，因此需要利用Origin進(jìn)行過(guò)濾。

最終經(jīng)過(guò)低頻濾波器處理后數(shù)據(jù)曲線如圖12所示。根據(jù)加工階段，可以將全程分為五個(gè)階段：階段Ⅰ由于旋輪未與管坯接觸，旋壓力為零，階段Ⅱ旋輪與管坯開(kāi)始接觸，并且隨著進(jìn)給量的增大，接觸部分緩慢增多，因此旋壓力也從零開(kāi)始逐漸增大；階段Ⅲ旋輪與管坯的接觸面積增加到大最大值，此時(shí)旋壓力基本保持不變，此時(shí)讀數(shù)即為所測(cè)旋壓力；階段Ⅳ旋輪逐漸遠(yuǎn)離管坯，旋壓力逐漸減小；階段Ⅴ旋輪與管坯完全脫離，因此旋壓力恢復(fù)至零。

其他兩個(gè)方向的旋壓力與徑向力數(shù)據(jù)的處理方法相同，因此不再贅述。

5.2試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果與分析

對(duì)不同工藝參數(shù)下的三向旋壓力進(jìn)行測(cè)量，試驗(yàn)的管坯為紫銅管，外徑28 mm，壁厚1.2 mm，分別對(duì)單旋輪旋壓時(shí)的軸向進(jìn)給量、徑向進(jìn)給量、主軸轉(zhuǎn)速，雙旋輪錯(cuò)距旋壓時(shí)的徑向進(jìn)給量、軸向錯(cuò)距量等對(duì)旋壓力的影響進(jìn)行了測(cè)量，具體如下：

(1)單旋輪旋壓時(shí)，軸向進(jìn)給量設(shè)定為0.394 mm/r，徑向進(jìn)給量設(shè)定為1 mm，在不同轉(zhuǎn)速下，三向旋壓力試驗(yàn)結(jié)果如圖13所示。

從試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)看，在不同轉(zhuǎn)速、同一軸向進(jìn)給量、徑向進(jìn)給量的條件下，其三向力的幅值變化不大，基本保持恒定。這表明在軸向進(jìn)給量恒定的前提下，三向旋壓力的大小與管坯轉(zhuǎn)速無(wú)關(guān)。

(2)單旋輪旋壓時(shí)，軸向進(jìn)給量設(shè)定為0.394 mm/r，轉(zhuǎn)速恒為375 r/min，在不同徑向進(jìn)給量下，三向旋壓力的變化情況，如圖14所示。

圖14表明三向旋壓力均隨徑向進(jìn)給量的增加而增大，三向力的關(guān)系為：徑向力>軸向力>切向力。

(3)單旋輪旋壓時(shí)，徑向進(jìn)給量設(shè)定為1 mm，轉(zhuǎn)速恒為375 r/min，在不同軸向進(jìn)給量下，三向旋壓力的變化情況，如圖15所示。

圖15表明三向旋壓力均隨軸向進(jìn)給量的增加而增大,三向力的關(guān)系亦為：徑向力>軸向力>切向力。

(4)雙輪錯(cuò)距旋壓時(shí)，軸向錯(cuò)距量恒為4 mm，軸向進(jìn)給量為0.394 mm/r，轉(zhuǎn)速恒為375 r/min，兩旋輪的總的徑向進(jìn)給量為2 mm，在不同前輪徑向進(jìn)給量下，前后兩旋輪三向旋壓力的變化情況，如圖16所示。

在總的徑向進(jìn)給一定的前提下，圖16表明，前輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進(jìn)給量的增加而增大，后輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進(jìn)給量的增加而減小。

6　結(jié)語(yǔ)

(1)由于單輪縮徑旋壓加工效率較低，本文提出了雙輪錯(cuò)距縮徑旋壓工藝，并采用八角環(huán)測(cè)力計(jì)測(cè)量了旋壓三向力。設(shè)計(jì)并通過(guò)理論計(jì)算驗(yàn)證了八角環(huán)測(cè)力計(jì)的準(zhǔn)確性，通過(guò)應(yīng)變分析，設(shè)計(jì)了應(yīng)變片的貼片位置。

(2)在不同加工參數(shù)下，利用動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀及八角環(huán)測(cè)力計(jì)對(duì)三向旋壓力進(jìn)行測(cè)定，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波處理，并最終得到三向旋壓力的數(shù)據(jù)。從測(cè)量數(shù)據(jù)來(lái)看，可以得出如下結(jié)果：①旋壓三向力關(guān)系如下，徑向力>軸向力>切向力；②在軸向進(jìn)給量恒定的前提下，旋壓力基本不會(huì)隨著管坯轉(zhuǎn)速的變化而變化；③旋壓力隨著徑向進(jìn)給量、軸向進(jìn)給速度的增加而增大；④在總的徑向進(jìn)給一定的前提下，前輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進(jìn)給量的增加而增大，后輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進(jìn)給量的增加而減小。

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(編輯孫德茂)

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Design for measurement of spinning force on stagger neck-spinning with double rollers

WU Lei①, LIU Bin②

(①Equipment Manufacturing Department, Zhongshan Torch Polytechnic, Zhongshan 528437, CHN; ②School of Mechanical & Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510641, CHN)

To improve the efficiency, stagger neck-spinning with double rollers is presented in this paper. An octagonal ring transducer is designed for measuring the spinning forces in three directions. The validity of the octagonal ring was verified by the theoretical calculations, and the positions of strain gauges were designed by strain analysis. The spinning force in different process parameters was measured by octagonal ring transducers and a dynamic stress-strain instrument. The data of forces was obtained after filtering.

stagger neck-spinning; spinning force; octagonal ring

TG3

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.08.009

吳磊，男，1979年生，研究生，副教授，主要從事CAD/CAM技術(shù)、機(jī)械設(shè)計(jì)研究。

2016-04-05)

160820

* 中山市科技攻關(guān)項(xiàng)目(2014A2FC277)