曲軸車-車梳加工穩(wěn)定性分析及實(shí)驗(yàn)研究*

黃友歡 何 云 張朝輝 孫元坤

(華東理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237)

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曲軸車-車梳加工穩(wěn)定性分析及實(shí)驗(yàn)研究*

黃友歡 何 云 張朝輝 孫元坤

(華東理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200237)

對(duì)車梳加工過程中引起顫振的原因進(jìn)行了分析，并通過自主搭建的顫振測(cè)量系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了對(duì)車-車梳加工過程切削顫振的實(shí)時(shí)測(cè)量，研究了各工序切削過程的顫振規(guī)律及最大振幅。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：開槽刀片切削過程顫振最明顯，最大振幅為233.6 μm；C刀和V刀切削過程顫振相對(duì)較小，最大振幅分別為132.4 μm和130.4 μm；梳刀切削過程顫振最小，最大振幅81.6 μm，其加工穩(wěn)定性可以滿足曲軸制造的高精度要求。

車-車梳工藝；穩(wěn)定性；切削顫振；振動(dòng)測(cè)量

曲軸是發(fā)動(dòng)機(jī)的核心部件，也是整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)所有零件中對(duì)加工質(zhì)量要求最高的零件之一[1]。在曲軸制造加工過程中，曲軸的切削加工工藝是保證曲軸加工質(zhì)量的重要環(huán)節(jié)[2]。車梳工藝是新近發(fā)展起來(lái)用于汽車發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸軸頸加工的一種新型高效干式復(fù)合加工技術(shù)[3]。

顫振是金屬切削過程中最主要的一種振動(dòng)形式，直接影響工件的加工質(zhì)量[4]。目前主要的顫振理論有：(1)Arnold R.N提出的切削力相對(duì)于切削速度的下降特性是產(chǎn)生顫振的主要機(jī)理。(2)R.S.Hahn提出的瞬時(shí)切削厚度的變化是產(chǎn)生顫振的主要原因。(3)Tobias提出的刀具切入、切出工件引起進(jìn)給率的變化是產(chǎn)生顫振的主要原因[5-7]。

本文從車梳加工的切削方式和切削狀態(tài)入手，對(duì)車梳切削過程中引起顫振的原因進(jìn)行了分析，并搭建了車-車梳切削顫振測(cè)量系統(tǒng)，通過實(shí)驗(yàn)探究了車-車梳切削過程的顫振規(guī)律及最大振幅。

1 曲軸車梳加工顫振穩(wěn)定性分析

1.1 車梳復(fù)合切削特性

車梳切削過程如圖1所示，首先多齒梳刀片以一定的進(jìn)給速度徑向切入工件，當(dāng)?shù)镀兄令A(yù)定深度后，刀片保持徑向鎖定，進(jìn)行軸向車削，車削的長(zhǎng)度略大于一個(gè)齒間距，既保證切除各槽間多余的工件材料，同時(shí)消除接刀痕，完成一次車梳切削[8-9]。由此可知車梳加工不是一個(gè)連續(xù)的切削過程，它可以看作徑向梳削和軸向車削的復(fù)合。因此車梳加工的顫振分析需要分別對(duì)徑向和軸向兩個(gè)切削過程進(jìn)行研究。

1.2 車梳切削過程的顫振分析

車梳切削為徑向和軸向相繼循環(huán)切削及多刃各點(diǎn)同時(shí)參與切削的復(fù)合切削方式，盡管多齒組成的刀刃減小了切削的寬度，減小了重疊系數(shù)，對(duì)抑制顫振有一定作用，但其切削方式又無(wú)法從根本上避免顫振的產(chǎn)生，而車梳切削過程中顫振偏大會(huì)嚴(yán)重影響曲軸的加工質(zhì)量。

梳刀徑向切削時(shí)，梳刀沿工件徑向進(jìn)給到預(yù)定的深度，完成梳刀切削的第一步。梳刀徑向切入工件時(shí)，不可避免地會(huì)產(chǎn)生切入效應(yīng)，從而引起顫振。另外，在連續(xù)切削過程中，當(dāng)?shù)毒咔邢鞯接姓窦y的表面時(shí)，切削厚度發(fā)生變化，從而引起切削顫振。梳刀軸向切削時(shí)，梳刀只軸向進(jìn)給略大于一個(gè)齒間距，完成主軸頸的半精加工。由于徑向切削完成后，殘留的軸頸表面是鋸齒狀的，梳刀軸向切削時(shí)，切削厚度發(fā)生變化。因此，軸向切削過程中的顫振主要是由切削厚度變化引起的。

2 曲軸車-車梳加工切削顫振實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)條件及顫振測(cè)量平臺(tái)搭建

實(shí)驗(yàn)工件材料選用45號(hào)鋼，硬度約為164 HB，比發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸材料硬度140～160 HB略高。根據(jù)車-車梳機(jī)床切削原理和切削實(shí)驗(yàn)平臺(tái)要求，本實(shí)驗(yàn)使用自主改造的TCK4550型車梳拉專用機(jī)床，以及自主設(shè)計(jì)制造的符合實(shí)驗(yàn)要求的配套刀盤，刀盤實(shí)物如圖2所示。本文在車梳拉專用機(jī)床基礎(chǔ)上搭建了一套切削顫振測(cè)量平臺(tái)。測(cè)量平臺(tái)主要包括：電渦流位移傳感器、2ADIO USB數(shù)據(jù)采集模塊和測(cè)量軟件三部分。本實(shí)驗(yàn)用的一體式電渦流位移傳感器的輸出特性可以近似為一條直線，其位移與輸出的電壓之間的關(guān)系為

S=0.4U+0.8

式中：S為傳感器探頭距離工件表面的位移，mm；U為傳感器的輸出電壓，V。

曲軸軸頸的徑向振動(dòng)測(cè)量采用雙向動(dòng)態(tài)測(cè)量法，分別獲取加工過程中工件徑向振動(dòng)的垂直方向和水平方向信息，傳感器安裝示意圖如圖3所示。切削顫振實(shí)驗(yàn)測(cè)量平臺(tái)如圖4所示。

2.2 實(shí)驗(yàn)方案

在自主設(shè)計(jì)改造的車梳拉機(jī)床實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行曲軸主軸頸車-車梳完整模擬加工切削實(shí)驗(yàn)。曲軸主軸頸加工工藝流程見表1。利用自主搭建的顫振測(cè)量系統(tǒng)測(cè)量分析各工序過程中的徑向顫振情況。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

由表1的工藝過程可看出，一段主軸頸的完整車-車梳加工過程包括了6道工序，即T1～T6。其中，T2與T3、T4與T5工序的刀片相同，切削參數(shù)及加工余量也相同，無(wú)需重復(fù)測(cè)量。所以，本實(shí)驗(yàn)只測(cè)量T1、T2、T4、T6工序過程的切削顫振情況。

3.1 主軸空轉(zhuǎn)時(shí)振動(dòng)測(cè)量結(jié)果分析

機(jī)床空運(yùn)行時(shí)機(jī)床傳動(dòng)系統(tǒng)引起的振動(dòng)，是機(jī)床切削加工中普遍存在卻難以避免或控制的。實(shí)驗(yàn)中主軸轉(zhuǎn)速n=1 000 r/min時(shí)，工件的振動(dòng)情況如圖5所示。在Excel中對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并根據(jù)傳感器的輸出特性可得主軸空轉(zhuǎn)時(shí)的振幅，結(jié)果見表2。由圖5和表2可知，機(jī)床空運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)工件的振動(dòng)呈現(xiàn)出明顯的正弦(或余弦)函數(shù)的變化規(guī)律，其水平與豎直方向的振幅分別為46 μm和49.2 μm。機(jī)床傳動(dòng)系統(tǒng)引起的振動(dòng)不容忽視。(表中CH0和CH1分別對(duì)應(yīng)工件徑向的水平和豎直方向，后文不再單獨(dú)說(shuō)明。)

表1 車-車梳工藝流程

工序工件加工狀態(tài)加工刀片切削參數(shù)工序說(shuō)明T1切削速度vc=90m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.25mm/r背吃刀量ap=3mm特制開槽刀片粗車外圓,從軸頸中部直接徑向進(jìn)給,切深3～5mm。刀片刃寬9.1mm。T2切削速度vc=120m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.3mm/r背吃刀量ap=5.5mm刀片型號(hào)CNMU120612-MN從軸頸右側(cè)開始徑向進(jìn)給,至預(yù)定尺寸,完成右側(cè)軸頸的粗加工T3切削速度vc=120m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.3mm/r背吃刀量ap=5.5mm刀片型號(hào)CNMU120612-MN從軸頸左側(cè)開始徑向進(jìn)給,至預(yù)定尺寸,完成左側(cè)軸頸的粗加工T4切削速度vc=150m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.2mm/r背吃刀量ap=0.5mm刀片型號(hào)VBMT160408-LF從軸頸右側(cè)壁處徑向進(jìn)給,完成側(cè)壁的半精加工。到達(dá)軸頸時(shí)繼續(xù)徑向進(jìn)給完成沉割槽的加工T5切削速度vc=150m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.2mm/r背吃刀量ap=0.5mm刀片型號(hào)VBMT160408-LF從軸頸左側(cè)壁處徑向進(jìn)給,完成側(cè)壁的半精加工。到達(dá)軸頸時(shí)繼續(xù)徑向進(jìn)給完成沉割槽的加工T6切削速度vc=240m/min進(jìn)給速度f(wàn)=0.1mm/r背吃刀量ap=0.15mm特制梳刀片先徑向進(jìn)給,再軸向進(jìn)給一個(gè)齒間距。完成軸頸的半精加工

表2 主軸空轉(zhuǎn)時(shí)測(cè)量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.2952.1802.23811546CH12.6062.4832.54712349.2

3.2 T1、T2與T4工序切削顫振測(cè)量結(jié)果分析

T1工序是對(duì)主軸頸中間部位的開槽進(jìn)行粗加工。開槽刀片的切削運(yùn)動(dòng)只有徑向進(jìn)給，切削用量大，材料去除率高，容易發(fā)生不穩(wěn)定切削。工件的振動(dòng)情況如圖6所示。測(cè)量數(shù)據(jù)分析見表3。

表3 T1工序測(cè)量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3111.7272.113584233.6CH12.8462.4402.627406162.4

由圖6和表3可知，開槽刀片切削過程中，工件產(chǎn)生明顯的顫振，并且振動(dòng)總體呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，直至切削結(jié)束。此外，切削過程中振動(dòng)在振幅最大值附近出現(xiàn)了波動(dòng)，這可能是積累的切屑脫落引起切削阻力短暫減小，從而使切削顫振減弱。其水平與豎直方向的振幅分別為233.6 μm和162.4 μm。可見T1工序切削顫振較大且不穩(wěn)定。由于開槽工序?qū)儆诖旨庸すば颍邢黝澱癫粫?huì)直接影響曲軸軸頸的最終加工質(zhì)量，但會(huì)影響切削過程中的穩(wěn)定性。

T2工序采用C型刀片且只有徑向進(jìn)給，屬于粗加工工序。工件的振動(dòng)情況如圖7所示。測(cè)量數(shù)據(jù)分析見表4。可見，T2工序的切削顫振振幅隨著切入工件而逐漸增大，到最大值后保持穩(wěn)定，屬于穩(wěn)定切削過程。其水平與豎直方向的振幅分別為132.4 μm和107.6 μm，相對(duì)于開槽工序要小很多。

T4工序采用V型刀片且只有徑向進(jìn)給，完成對(duì)曲軸側(cè)壁的半精加工。工件的振動(dòng)情況如圖8所示。可見，隨著刀具的徑向切入，切削顫振振幅持續(xù)增大，切削結(jié)束后振幅迅速衰減。由表5的測(cè)量數(shù)據(jù)分析可知，T4工序的切削顫振振幅與T2粗加工工序相近，這說(shuō)明切削顫振的大小與刀具幾何結(jié)構(gòu)和切削參數(shù)都有關(guān)。

表4 T2工序測(cè)量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3011.9702.183331132.4CH12.7182.4492.578269107.6

表5 T4工序測(cè)量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μmCH02.3021.9762.165326130.4CH12.7222.4302.581292116.8

由上各工序測(cè)量數(shù)據(jù)分析可知，各工序水平方向振幅均大于豎直方向，是因?yàn)榈毒卟贾迷诠ぜ淖髠?cè)，由于背吃刀力的影響，工件水平方向的顫振大于豎直方向。

3.3 T6工序切削顫振測(cè)量結(jié)果分析

分別對(duì)T6工序中梳刀徑向和軸向切削過程中的切削顫振進(jìn)行測(cè)量，其切削顫振情況如圖9、10所示。測(cè)量數(shù)據(jù)分析見表6。

表6 梳刀徑向和軸向切削過程的切削顫振測(cè)量數(shù)據(jù)分析

通道電壓最大值/V電壓最小值/V電壓均值/V電壓變化/mV振幅/μm徑向CH02.2702.0662.18020481.6CH12.6802.4902.58919076軸向CH02.2722.0742.17919879.2CH12.6862.4962.59519076

通過梳型刀片的徑向和軸向切削過程的切削顫振圖以及顫振測(cè)量數(shù)據(jù)的分析可知：

(1)梳型刀片的徑向和軸向切削過程產(chǎn)生的切削振動(dòng)振幅都較小且非常接近，說(shuō)明梳型刀片的設(shè)計(jì)非常合理，保證了其在兩種切削方式下的穩(wěn)定過渡。

(2)在梳刀的徑向切削顫振圖中可以看出振幅的突然變化，而軸向切削顫振圖中并沒有這種現(xiàn)象，這是因?yàn)槭岬稄较蜻M(jìn)給時(shí)，刀具接觸工件產(chǎn)生的切入效應(yīng)明顯，引起了切削顫振。

(3)梳削工序的切削顫振水平方向振幅最大為81.6 μm，而曲軸主軸頸加工的尺寸精度為±50 μm，因此梳削可以滿足曲軸軸頸加工的高精度要求。

4 結(jié)語(yǔ)

(1)車梳加工不是連續(xù)的切削過程，梳刀片以梳削(徑向進(jìn)給一個(gè)齒升量)和車削(軸向進(jìn)給一個(gè)齒間距)往復(fù)交替的復(fù)合方式進(jìn)行切削，盡管其多點(diǎn)切削能起到抑制顫振的作用，但這種獨(dú)特的切削方式又無(wú)法從根本上避免顫振的產(chǎn)生。

(2)搭建的切削顫振測(cè)量系統(tǒng)可以滿足車-車梳完整加工切削顫振實(shí)驗(yàn)的測(cè)量要求，實(shí)現(xiàn)了對(duì)車-車梳加工過程中切削顫振的實(shí)時(shí)測(cè)量。

(3)通過車-車梳完整切削實(shí)驗(yàn)可知：車-車梳加工過程中，T1工序(開槽刀)切削過程中工件產(chǎn)生的顫振振幅最大，切削不穩(wěn)定；T2工序(C刀)和T4工序(V刀)切削過程中工件產(chǎn)生的顫振相對(duì)于T1工序要小很多，并且振動(dòng)呈現(xiàn)一定的規(guī)律性，切削相對(duì)穩(wěn)定；T6工序梳刀切削過程中工件產(chǎn)生的顫振很小，最大振幅為81.6 μm，而曲軸主軸頸加工的尺寸精度為±50 μm，即公差為100 μm，因此車梳切削可以滿足曲軸軸頸加工的高精度要求。

[1]Berktold A.Turn-broaching of hardened steel materials [D].Aachen:1992.

[2]倪昊.曲軸車梳拉刀盤性能分析及完整切削工藝試驗(yàn)研究[D].上海：華東理工大學(xué),2014.

[3]Augsten G,Schmid K.Turning/turn-broaching a new process for crank-shaft and crankshaft production[J].Werkstatt und Betrieb, 1990,123(12):915-920(in German).

[4]徐興強(qiáng).機(jī)床切削顫振系統(tǒng)與在線監(jiān)測(cè)的仿真研究[D].阜新：遼寧工程技術(shù)大學(xué),2006.

[5]吳雅等.金屬切削機(jī)床切削噪聲的動(dòng)力學(xué)研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，1995,31(5):76-85.

[6]方子良.機(jī)床工藝系統(tǒng)綜合效應(yīng)的穩(wěn)定性分析[J].南京理工大學(xué)學(xué)報(bào)，1999,23(4):316-320.

[7]Arnold R N.The mechanism of tool vibration in cutting of steel[J].Proc.Inst.Mach Eng.，2000,36(4):81-85.

[8]張朝輝,何云，劉晉，等.曲軸車-車梳加工工藝分析及切削模擬實(shí)驗(yàn)研究[J].柴油機(jī)設(shè)計(jì)與制造,2015,21(4):43-48.

[9]李成遙,何云,李林寧，等.車梳復(fù)合切削特性試驗(yàn)研究[J].硬質(zhì)合金, 2013,30(3):154-160.

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Stability analysis and experimental research of turn-turn chasing processes

HUANG Youhuan, HE Yun, ZHANG Chaohui, SUN Yuankun

(School of Mechanical and Power Engineering, East China University of Science and Technology,Shanghai 200237, CHN)

The causes of cutting chatter in the turn-turn chasing process are analyzed.Based on an experimental platform which includes a remolded CNC machine applied to turn-turn chasing process and a newly manufactured tool system, the complete turn-turn chasing cutting chatter experiment are conducted.Based on the measuring system, the variation and maximum amplitude of the real-time vibration are analyzed.Experimental results show that the maximum amplitude of grooving insert cutting process is 233.6 μm, the maximum amplitude of C-type and V-type insert are 132.4 μm and 130.4 μm respectively.The maximum amplitude of chasing insert is 81.6 μm, so the machining stability can satisfy the requirement of crankshaft manufacturing.

turn-turn chasing; stability; cutting chatter; vibration measurement

TH161

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.11.022

黃友歡，男，1991年生，碩士，研究方向?yàn)橄冗M(jìn)制造技術(shù)及現(xiàn)代切削技術(shù)。

(編輯 汪 藝)

2016-06-07)

161129

* 國(guó)家科技重大專項(xiàng)( 2012ZX04003 - 041)