内螺纹车削颤振的稳定性分析-论文.pdf

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1、第4期(总第185期)机械工程与自动化NO．42014年O8月MECHANICALENGINEERING&AUT0MAT10NAug．文章编号：1672-6413(2014)04-0201-02内螺纹车削颤振的稳定性分析饶建波，张兴伟，孙兴伟，王可(1．沈阳工业大学机械学院，辽宁沈阳110870；2．东港东洋物产有限公司，辽宁丹东I18300)摘要：通过综合考虑振型耦合颤振效应、再生颤振效应和摩擦型颤振效应等3方面的主要因素，建立了基于这3个方面因素的动力学模型，分析了刚度主轴与切削法方向夹角、摩擦角对颤振的影响规律，找到了能够避开大、小刚度主轴相近的内螺纹车削的刀杆截面。

2、关键词：稳定性分析；动力学模型；颤振；内螺纹车削；机床中图分类号：TG62文献标识码：B0引言振效应、振型耦合颤振效应以及“类再生颤振效应”等近年来，多颤振效应并存问题开始受到研究者的3方面的综合影响。于是初步得到的动力学微分方程注意]。文献E3]在研究车床主轴刚度方位对切削如下：稳定性的影响时，考虑了振型耦合效应和再生效应的m1+C1立1-t-k1z1一1()．(1)综合作用。本文就内螺纹车削过程的动力学模型进行77／2+f22+忌22一FT2()．(2)分析求解，进一步认识内螺纹车削过程中的颤振现象，其中：C1，c2分别为z，z方向的阻尼系数；F1(￡)，为解决问题提供

3、了思路。(￡)分别为动态切削力在z和z：上的分量，其表1动力学模型的建立示形式如下：切削颤振机理与模型的研究大都集中在再生颤振F1(￡)=kcba(￡)gEa(￡)~cos(a-B)(1+)．(3)效应和振型耦合颤振效应方面，尤其在外圆车削、外铣()：ba(t)HEa(t)]sin(a-~)(1+)．(4)端面居多[4]，而对于内螺纹车削颤振的产生原因研其中：k为切削力系数，N／mm；b为车削过程中的切究及物理认识非常之少。削宽度，mm；口()为动态切削厚度，mm；HEa(￡)]为图1所示为内螺纹车削加工残留的振纹。在内螺动态的切削厚度的亥维赛阶跃函数；a为小刚度主轴纹车削

4、过程中，内螺纹车刀在管件内表面上发生相对与轴的夹角，rad；卢为摩擦角，rad；为摩擦因数。滑动，在一定条件下将会使车刀或管件产生颤振。在此，为简化分析，假设管件系统的刚性很好，车刀系统是主振系统。主振系统的等效质量m由刚度分别为k。和k的两个互相垂直(同样为了简化问题，假设其垂直)的弹簧支撑着，如图2所示。其中，弹簧1和2的轴线z和分别是小刚度主轴和大刚度主轴。另图1内螺纹车削加工残留的振纹外，我们在实践过程中还知道，车削螺纹并不是一次进刀就能完成的，需要重复走刀。所以，上一次走刀在加工表面如果留下了振纹，下一次车削过程中依然还会碰到上一次所留下的振纹，因而还不能忽略再生

5、颤振效应对内螺纹车削加工过程的影响。但是，需要指出的是，这里的再生颤振效应并不是真正概念上的再生颤振效应(因为车削螺纹的过程中，重叠系数为零)，而图2力学模型简图是一种“类再生颤振效应”。所以要同时考虑摩擦型颤收稿日期：2013—12—03；修回日期：2014—02—18作者简介：饶建波(1990一)，男，江西抚州人，在读硕士研究生，研究方向：数控技术与装备。·202·机械工程与自动化2o14年第4期2动力学模型求解与分析式(5)和式(6)的解需满足：为了简化计算和分析，现在假设振动过程是临界稳定的，C1=f2=0，并且令：K1一愚bcos(a-f1)(1+)，lImK之2

6、lK【lmp。g+12K22}I≠。．c7K2一是bsin(a-p)(1+)，口(z)=n∞+yo(￡)～()+即：W(￡)，y0f：A0COS(pt+)，y(t)=1C0S0l—z2sina。mP+(K11+K22)+Kl1K22一K12K21≠O．其中，a为名义切削厚度，mm；Y。。为前i次走刀时在(8)管件上所留下的振纹波形函数；Y()为耦合时Y方向由式(7)得，出现自激振动的临界条件为：上的位移量；W(￡)为随机扰动切削厚度；P为螺距；(K11一K22)。+4K12K21=0．(9)为初始相位角；A。为初始振幅。由此可知，内螺纹车削过程中的临界切削宽度b则由式(1)

7、、式(2)可得到如下微分方程组：为：ml+K11x1+K12z2=K1口∞+K1A0coswt．(5)b一———L—：cr一k2．’(10∽)m2+Kz1Xl+K2z2=K2ac0+K2Aolcos~t．(6)(1+)(s1+s2+~／s1s2)其中：Kl1=尼l+K1COSa；K12一一K1sina；K21=其中：S1一cos(a-f1)cosa；s2=sin(a-f1)sina。K2C0S0t!K22=是2一K2sina；co为角速度。如果以60。三角螺纹为例，临界螺距P可以表示假设式(5)和式(6)存在解，并