內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的設(shè)計(jì)含7張CAD圖,內(nèi)排屑深孔,振動(dòng),系統(tǒng),設(shè)計(jì),cad XXXX設(shè)計(jì) 內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的設(shè)計(jì) 設(shè)計(jì)說明書 學(xué)生姓名 ： 學(xué) 號(hào) ： 所屬學(xué)院 ： 專 業(yè) ： 班 級(jí) ： 指導(dǎo)教師 ： 日 期 ： XXXXXX 內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的設(shè)計(jì) 摘要 機(jī)械制造業(yè)是國(guó)民經(jīng)濟(jì)的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加工又占孔加工的百分之四十。由于深孔是在封閉或半封閉的狀況下進(jìn)行，因此不能直接觀察刀具的切削情況、切削熱不易傳散，而且捧屑困難、工藝系統(tǒng)剛性差，切削效果不理想。本課題對(duì)深孔振動(dòng)鉆削的斷屑機(jī)理進(jìn)行分析，并分析了實(shí)現(xiàn)可靠幾何斷屑的條件和影響力學(xué)斷屑的因素；對(duì)振動(dòng)參數(shù)的選取進(jìn)行了分析，在理論分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合實(shí)際，提出振動(dòng)鉆削參數(shù)選取原則；以現(xiàn)有理論為基礎(chǔ)，利用了現(xiàn)有的頻率、振幅可調(diào)的機(jī)械式雙偏心輪振動(dòng)發(fā)生器和DF負(fù)壓抽屑系統(tǒng)進(jìn)行了組合；并對(duì)DF內(nèi)排屑負(fù)壓抽屑裝置的油路系統(tǒng)進(jìn)行了改進(jìn)；利用現(xiàn)有的深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的新型小直徑內(nèi)排屑深孔鉆頭，組合設(shè)計(jì)出了具有振動(dòng)斷屑負(fù)壓內(nèi)排屑功能的新型深孔加工系統(tǒng)。 關(guān)鍵詞 振動(dòng)切削；偏心凸輪結(jié)構(gòu)；振動(dòng)模型；穩(wěn)定性；參數(shù)選擇 中圖分類號(hào)：TH162 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A Scraps discharge in deep hole vibration drilling system design Abstract the mechanical manufacturing is the pillar of the national economy, in cutting processing, hole machining processing accounts for about one third of the total, and the deep hole processing and accounts for forty percent of the hole processing. Because of the deep hole is closed or close partly in the condition, and therefore can not be directly observed the cutting tool, heat cutting yi not scattered, and holds the crumbs difficulties, process system rigidity is poor, cutting the effect is not ideal. Deep hole for vibration drilling broken flocks mechanism analysis, and analyzes the geometric broken scurf realize reliable conditions and the influencing factors of mechanical broken flocks; The parameter selection of vibration analysis, on the basis of theoretical analysis, combined with the actual situation, the author puts forward vibration drilling parameters selection principle; For existing theory as a foundation, use the existing frequency, amplitude adjustable eccentric mechanical vibration generator and DF double negative pressure smoke flocks system combination; And the DF scraps discharge smoke crumbs in negative pressure device improved oil system; Use of the existing deep hole drilling system vibration new small diameter scraps discharge in deep hole drill bits, a combination of design went out to have broken flocks negative pressure vibration scraps discharge of the new function in the deep hole processing system. Key words the vibration cutting; Eccentric CAM structure; Vibration model; Stability; Parameter selection 引言 機(jī)械制造業(yè)是國(guó)民經(jīng)濟(jì)的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加工又占孔加工的百分之四十。本課題在研究軸向振動(dòng)鉆削機(jī)理的基礎(chǔ)上，分析了軸向振動(dòng)鉆削斷屑完全幾何斷屑機(jī)理，提出了軸向振動(dòng)鉆削參數(shù)選擇原則。用雙偏心凸輪機(jī)構(gòu)作為振動(dòng)鉆削系統(tǒng)發(fā)生器使產(chǎn)生的軸向振動(dòng)和鉆頭的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)復(fù)合在一起，使得振動(dòng)頻率調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)無級(jí)調(diào)節(jié)。 1 振動(dòng)切削斷屑的必要條件 （a） （b） （c） 圖1 切屑形狀圖 韌性材料不斷屑之原因在于切削是有一個(gè)勻速的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，致使斷屑厚薄均勻一致如圖1（a），如果給一變化的運(yùn)動(dòng)，到切屑兩側(cè)出現(xiàn)波浪形，如圖1（b）中因波形在兩側(cè)面之頻率·振幅·相位點(diǎn)會(huì)一致，切屑厚度沒有變化，因而也不會(huì)實(shí)現(xiàn)完全斷屑，在圖1（c）中雖然切屑兩側(cè)腰形在頻率和振幅是相同的，切屑厚度且形成周期性變化。當(dāng)選擇好合理的振幅可以使，這是完全斷屑的必要條件。 2 雙偏心凸輪式振動(dòng)發(fā)生器振動(dòng)方程 圖2 偏心結(jié)構(gòu)（） 圖3 偏心結(jié)構(gòu)（） 圖2是偏心凸輪結(jié)構(gòu)，該位置凸輪轉(zhuǎn)角，從動(dòng)位移。圖3凸輪轉(zhuǎn)過，從動(dòng)件位移，令v是凸輪每秒鐘轉(zhuǎn)速，則，則偏心凸輪式振動(dòng)發(fā)生器的振動(dòng)方程是： （1） 這樣A是振動(dòng)方程之振幅，v是振動(dòng)頻率。這種振動(dòng)發(fā)生器的優(yōu)點(diǎn)是振動(dòng)方程能精確地反映機(jī)構(gòu)的振動(dòng)情況，而有些振動(dòng)發(fā)生器由于機(jī)構(gòu)上的原因近似地符合正弦波曲線從而按正弦波推出來的一些振動(dòng)方面的結(jié)論，也只能近似地符合發(fā)生器振動(dòng)情況。 3 振幅可調(diào)振動(dòng)鉆削裝置的理論分析 (a) (b) (c) 圖4振動(dòng)裝置工作情形圖 如圖4中，中心軸圓心為,偏心套1外圓圓心為，偏心套2外圓圓心為，由于偏心套1和中心軸為緊配合，偏心套1和回轉(zhuǎn)中心就是，偏心套2繞偏心輪1轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，實(shí)際是繞轉(zhuǎn)動(dòng)，那么整體形成的偏心距就是到的距離。設(shè)偏心套1與偏心套 2的偏心距都為e，與的夾角為。 如圖4（a）所示： 振幅= 兩個(gè)極限位置： 當(dāng)時(shí)，和重合。如圖4（b）所示： 振幅= 當(dāng)時(shí)，，和成直線。如4（c）所示： 振幅= 這樣只要調(diào)節(jié)的值就能調(diào)節(jié)振幅，而偏心套1和偏心套2為松配合，可以方便調(diào)節(jié)的值，而可調(diào)最大振幅為2e，可調(diào)最小振幅為0e取0.25mm，可調(diào)振幅范圍0∽0.5mm。 由上所知，振幅隨兩偏心套間的轉(zhuǎn)過的角度而變化，如圖5所示 圖5 振幅隨轉(zhuǎn)角變化曲線 當(dāng)e=0.25mm由表1可得到所需振幅： 表1 e=0.25時(shí)部分振幅表 （mm） 角度 振幅 角度 振幅 角度 振幅 0° 0.000 21° 0.091 42° 0.179 3° 0.013 24° 0.104 45° 0.191 6° 0.026 27° 0.117 48° 0.203 9° 0.039 30° 0.129 51° 0.212 12° 0.052 33° 0.142 54° 0.227 15° 0.065 36° 0.155 57° 0.239 18° 0.078 39° 0.167 60° 0.250 4 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的軸向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng) 假設(shè)軸向力，扭矩和主切削力隨軸向切削厚度而線性變化，實(shí)際上對(duì)于不完全幾何斷屑，瞬時(shí)進(jìn)給量安按正弦規(guī)律變化時(shí)，鉆削扭矩和主切削力也是按正弦規(guī)律變化的，軸向力的變化近似于正弦規(guī)律。所以，假設(shè)所有的激振力都是時(shí)間t的正弦函數(shù)，各激振力，扭矩的變化和切削厚度的變化之間沒有相位差。 為研究軸向振動(dòng)，建立圖6所示的模型，刀柄處的振動(dòng)為，圖6中為鉆頭的瞬時(shí)位移，為鉆頭的質(zhì)量。 圖6 軸向振動(dòng)模型 當(dāng)m=2時(shí)得瞬時(shí)軸向進(jìn)給量為 （2） 由于進(jìn)給量的變化而產(chǎn)生的瞬時(shí)軸向力為 （3） 式中 ---激振力的力幅 --- 相鄰兩轉(zhuǎn)刀刃軌跡波形間的相位差。 故，可得出動(dòng)力學(xué)方程 （4） 式中 ---鉆頭的瞬時(shí)位移； ---鉆頭的瞬時(shí)加速度； ---系統(tǒng)的彈性系數(shù)； ---系統(tǒng)的固有頻率， --激振力頻率； ---模型的質(zhì)量。 解方程可得： （5） 其中，是由軸向切削力周期性變化而引起的；是由刀柄的振動(dòng)引起的。 令 ，， 一般 即 （6） 其中 （7） 其中 ---振動(dòng)鉆削時(shí)鉆頭的振幅。 可以看出：當(dāng)，時(shí)， （8） 總體分析：當(dāng)時(shí)，鉆頭的軸向激振力的幅值最大，所受沖擊最大；當(dāng)時(shí)，鉆頭軸向激振力的幅值最小，所受振動(dòng)沖擊最小；當(dāng)時(shí)，鉆頭振幅將無限大，即系統(tǒng)達(dá)到共振，要設(shè)法避開；刀柄的振幅越大，鉆頭的振幅越大。 5 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的橫向振動(dòng)和彎曲振動(dòng) （一）橫向振動(dòng) 由于徑向力以及主切削力的周期性變化，使得壓向塊的合力及導(dǎo)向套上的支反力也周期性變化。導(dǎo)向塊在軸向位置上滯后于切削刃，這樣主切削力與導(dǎo)向塊所受的支反力形成一力偶（見圖7），也隨瞬時(shí)軸向切削厚度周期性的變化。又由于導(dǎo)向塊的倒錐量，導(dǎo)向塊后部與孔壁間存在間隙，使得周期變化的力偶引起鉆桿產(chǎn)生橫向振動(dòng)。導(dǎo)向塊與主切削刃軸向距離很小，產(chǎn)生的力偶也很小，所以橫向振動(dòng)一般不是很嚴(yán)重，但是如果振動(dòng)頻率接近橫向振動(dòng)的固有頻率就會(huì)發(fā)生共振，這是應(yīng)該避免的。 圖7 鉆頭受到周期性的力偶 圖8 軸向力不過鉆頭軸心 （二）鉆桿的彎曲振動(dòng) 一方面，由于周期性力偶的存在，必然會(huì)使鉆桿發(fā)生彎曲振動(dòng)；另一方面，當(dāng)采用了單刃刀具時(shí)，切削時(shí)軸向力的合力不是作用在鉆頭中心（如圖8），偏置的軸向力必然引起鉆桿的彎曲，由于軸向力的周期性變化，同時(shí)也會(huì)引起鉆桿的彎曲振動(dòng)。鉆桿的彎曲振動(dòng)是這兩種振動(dòng)的合成。當(dāng)振動(dòng)頻率接近系統(tǒng)的固有頻率時(shí)，同樣產(chǎn)生共振，也應(yīng)該避免。 6 振幅損失 振幅對(duì)斷屑和控制斷屑尺寸有很重要的作用，從振動(dòng)裝置傳遞出的振幅值A(chǔ)到達(dá)切削刃時(shí)，由于工藝系統(tǒng)本身固有的缺陷，必然產(chǎn)生損失，這種損失給人為控制振動(dòng)鉆削加工過程帶來了極大的困難。 在低頻軸向振動(dòng)鉆削加工的凸輪-鉆桿（刀具）-工件系統(tǒng)中，影響振幅損失因數(shù)主要有三種： （1）凸輪高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，從動(dòng)件的慣性力較大，整個(gè)機(jī)構(gòu)會(huì)發(fā)生彈性變形，使得鉆桿工作端的實(shí)際位移小于凸輪機(jī)構(gòu)預(yù)設(shè)的振幅值； （2）由于鉆桿剛性較差，鉆桿受壓后發(fā)生彎曲變形； （3）工件收到周期性的沖擊后，會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)響應(yīng)，出現(xiàn)一定振幅的振動(dòng)，該振動(dòng)與激振存在相位差，產(chǎn)生振幅損失。 在小直徑深孔振動(dòng)鉆削中，當(dāng)工藝系統(tǒng)各部分都可靠連接的情況下，振幅損失主要是由鉆桿的剛性不足引起的。在如圖4-7所示的模型中，振幅的損失率 （9） 當(dāng)，時(shí)，達(dá)到最小，振幅損失最??； 當(dāng)，時(shí)，達(dá)到最大，振幅損失最大。 通過以上分析可以得出減小振幅損失的途徑有： （1）在保證斷屑的前提下，減小相位差。 （2）適當(dāng)加大振幅A，但不能太大，否則增大會(huì)使鉆頭承受的周期切削力幅值太大，沖擊增大，影響鉆頭壽命。 （3）增大彈性系數(shù)K，即增大鉆桿的剛度。 7 深孔振動(dòng)鉆削的工藝參數(shù)選取原則 振動(dòng)鉆削工藝參數(shù)包括振動(dòng)參數(shù)（振幅A，振動(dòng)頻率V）和切削參數(shù)（機(jī)床轉(zhuǎn)速n，進(jìn)給量f）兩部分，該參數(shù)對(duì)小直徑深孔鉆削至關(guān)重要。 因此，選取振動(dòng)參數(shù)時(shí)必須根據(jù)加工情況，仔細(xì)分析，綜合考慮各項(xiàng)因數(shù)選擇。 （1） 進(jìn)給量f的選取原則 根據(jù)被加工材料的材質(zhì)，孔的直徑和加工精度要求，考慮與振幅A的匹配以及機(jī)床的實(shí)際情況，選取適當(dāng)?shù)闹怠? （2） 轉(zhuǎn)速n的選取原則 轉(zhuǎn)速直接影響切削速度，小直徑孔鉆削時(shí)，由于孔徑小，切削速度不會(huì)很高，所以根據(jù)材質(zhì)，考慮加工效率，初步確定轉(zhuǎn)速范圍，一般轉(zhuǎn)速可以取較大的值，同時(shí)要考慮頻轉(zhuǎn)比。 （3） 振動(dòng)頻率V的選取原則 選取振動(dòng)頻率V時(shí)，應(yīng)首先使加工過程穩(wěn)定良好，使用中，在保證斷屑和考慮排屑空間對(duì)切屑尺寸的制約作用的基礎(chǔ)上，選取較低的V值，這樣加工過程中穩(wěn)定性更好一些，同時(shí)適合長(zhǎng)度的切屑對(duì)加工質(zhì)量的提高也有利。 （4） 振幅A的選取原則 一般來說，加工中的振幅越大，鉆頭所受的沖擊也就越大，使鉆頭的磨損加快。所以選擇A值時(shí)，在滿足斷屑的情況下，選較小值，以減小切削力的波動(dòng)，避免出現(xiàn)強(qiáng)烈振動(dòng)而影響加工質(zhì)量。同時(shí)配合i的取值，確保最小瞬時(shí)實(shí)際進(jìn)給量不要過小，一般實(shí)際中。對(duì)于小直徑深孔鉆削，要考慮振幅損失，給定的值可以取得較大。 8 總結(jié) 本課題針對(duì)小直徑深孔鉆削難題，采用低頻軸向振動(dòng)鉆削和DF原理結(jié)合的方法，從理論上進(jìn)行了研究，得出以下結(jié)論： 1.振動(dòng)鉆削通過切削參數(shù)和振動(dòng)參數(shù)的匹配改變了切削層參數(shù)，從而實(shí)現(xiàn)幾何斷屑。這樣一來，從本質(zhì)上改變了斷屑機(jī)理，鉆頭上就可以不再采用斷屑槽，刀具結(jié)構(gòu)極其制造工藝都可以簡(jiǎn)化，并給實(shí)際操作帶來很大的方便。 2.對(duì)振動(dòng)鉆削斷屑條件，鉆削過程運(yùn)動(dòng)，穩(wěn)定性和振幅損失進(jìn)行了綜合分析，得出切削參數(shù)和振動(dòng)參數(shù)粗略選取原則。 3.選擇了雙偏心凸輪作為振動(dòng)裝置，使得振動(dòng)頻率和振幅調(diào)節(jié)非常方便，準(zhǔn)確。振動(dòng)裝置合理，操作簡(jiǎn)便。 4.將振動(dòng)鉆削加工技術(shù)與DF深孔鉆削技術(shù)結(jié)合。整個(gè)系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)實(shí)用，工藝成本低，有效解決了生產(chǎn)中小直徑深孔鉆削難題，具有較高的實(shí)用價(jià)值，應(yīng)用前景良好。 參考文獻(xiàn) [1] 薛萬夫.振動(dòng)鉆深孔.機(jī)械工藝師，1983（10）:22-24. [2] Shaw M C,Metel Cutting Principles,Clarendon Press (Oxford),1984. [3] [日] 隈部淳一郎，精密加工振動(dòng)切削基礎(chǔ)與應(yīng)用.機(jī)械工業(yè)出版社，1985. [4] 王立平.振動(dòng)鉆削動(dòng)態(tài)特性及變參數(shù)振動(dòng)鉆削微機(jī)控制的研究.吉林工業(yè)大學(xué)博士學(xué)位論文.1997. [5] 王立平，楊叔子. 振動(dòng)鉆削工藝的發(fā)展概況及應(yīng)用前景[J].工具技術(shù)，1999，第33卷，No.6 ：3-6. [6] 劉戰(zhàn)鋒，黃 華，徐旭松. 超細(xì)長(zhǎng)小直徑深孔振動(dòng)鉆削工藝,機(jī)械工程師,2004.1. 前 言 機(jī)械制造業(yè)是國(guó)民經(jīng)濟(jì)的支柱，在切削加工中，孔加工約占加工總量的三分之一，而深孔加 工又占孔加工的百分之四十。由于深孔是在封閉或半封閉的狀況下進(jìn)行，因此不能直接觀察刀具 的切削情況、切削熱不易傳散，而且捧屑困難、工藝系統(tǒng)剛性差，切削效果不理想。 本課題對(duì)深孔振動(dòng)鉆削的斷屑機(jī)理進(jìn)行了分析，并分析了實(shí)現(xiàn)可靠幾何斷屑的條件和影響力 學(xué)斷屑的因素；對(duì)振動(dòng)參數(shù)的選取進(jìn)行了分析，在理論分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合實(shí)際，提出振動(dòng)鉆削 參數(shù)選取原則；以現(xiàn)有理論為基礎(chǔ)，利用了現(xiàn)有的頻率、振幅可調(diào)的機(jī)械式雙偏心輪振動(dòng)發(fā)生器 和DF負(fù)壓抽屑系統(tǒng)進(jìn)行了組合；并對(duì)DF內(nèi)排屑負(fù)壓抽屑裝置的油路系統(tǒng)進(jìn)行了改進(jìn)；利用現(xiàn)有的 深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的新型小直徑內(nèi)排屑深孔鉆頭，組合設(shè)計(jì)出了具有振動(dòng)斷屑負(fù)壓內(nèi)排屑功能的 新型深孔加工系統(tǒng)。 本課題利用設(shè)計(jì)制造好的小直徑DF深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)，對(duì)往年深孔振動(dòng)鉆削的試驗(yàn)研究進(jìn)行 了分析，分析結(jié)果證明本課題所設(shè)計(jì)的內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的鉆削效果良好、工藝可靠，并 且還對(duì)產(chǎn)生良好工藝效果的原因進(jìn)行了分析。 目 錄 1.緒論 .1 1.1 課題研究背景及意義 .1 1.2 國(guó)內(nèi)外研究狀況 .1 1.3 低頻深孔振動(dòng)鉆削存在的問題 .2 1.4 本課題主要研究的內(nèi)容 .2 2.深孔振動(dòng)鉆削的斷屑機(jī)理 .3 2.1 振動(dòng)切削斷屑的必要條件 .3 2.2 雙偏心凸輪式振動(dòng)發(fā)生器振動(dòng)方程 .3 2.3 深孔鉆頭的瞬間進(jìn)給運(yùn)動(dòng)方程 .4 2.4 切屑的形成機(jī)理 .4 2.5 斷屑的數(shù)學(xué)分析 .5 3.內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削裝置的分析 .6 3.1 雙偏心輪式振動(dòng)鉆削裝置 .6 3.1.1 振動(dòng)鉆削裝置結(jié)構(gòu)圖 .6 3.1.2 振幅可調(diào)振動(dòng)鉆削裝置的理論分析 .7 3.1.3 振動(dòng)裝置的特點(diǎn) .7 3.2 內(nèi)排屑深孔鉆頭的設(shè)計(jì) .8 3.3 DF 系統(tǒng)關(guān)鍵部件的設(shè)計(jì) .8 3.4 油路的改進(jìn)設(shè)計(jì)原理 .9 3.5 總體布局 .9 4.深孔振動(dòng)鉆削過程分析 .9 4.1 深孔振動(dòng)鉆削時(shí)刀具角度變化和 I 的取值范圍 .9 4.1.1 深孔振動(dòng)鉆削刀具角度變化 .9 4.1.2 完全幾何斷屑條件下的 i 的取值范圍 .10 4.2 深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的穩(wěn)定性 .11 4.2.1 深孔振動(dòng)鉆削切削力分析 .11 4.2.2 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的軸向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng) .11 4.2.3 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的橫向振動(dòng)和彎曲振動(dòng) .12 4.2.4 振幅損失 .13 4.3 深孔振動(dòng)鉆削的工藝參數(shù)選取原則 .13 5.總結(jié) .14 致 謝 .15 參考文獻(xiàn) .16 1 1.緒論 1.1 課題研究背景及意義 深孔加工在切削領(lǐng)域占有很重要的地位。由于深孔鉆削是在封閉或半封閉的狀況下進(jìn)行，因 此不能直接觀察刀具的切削情況，切削熱不易傳散，而且排屑困難、工藝系統(tǒng)剛性差，切削效果 不理想。深孔加工過程切屑順利排出十分重要，由于深孔加工捧屑空問有限，因此對(duì)切屑形狀、 大小都有嚴(yán)格的要求。小口徑深孔鉆削加工時(shí)所形成的切屑，在切削液的帶動(dòng)和沖擊下必須能夠 順利地通過排屑通道排出。切屑能否斷成一定的形狀并能順利攤出關(guān)系到能否加工的問題；而切 屑的排出量和切屑切除率是否適應(yīng)，決定了刀具能否連續(xù)、高效地加工。通過分析以往實(shí)驗(yàn)得知， 只要有一片切屑不能進(jìn)入排屑入口，就會(huì)造成切屑在入口處的聚集和堵塞，從而引起打刀，此時(shí) 若不立即停車，退出鉆頭，就會(huì)造成鉆桿扭曲、變形、甚至折斷或鉆頭扭斷、冷卻液噴出而中斷 加工。因此，斷屑和排屑問題在鉆削加工中，尤其是小口徑的深孔鉆削中十分重要，它是關(guān)系到 鉆頭及加工系統(tǒng)存在和發(fā)展的一個(gè)關(guān)鍵。 內(nèi)排屑深孔鉆削與外排屑深孔鉆削的工作原理不同的是：高壓油經(jīng)輸油裝置由鉆桿與孔壁間 隙處輸入到切削區(qū)，再從鉆桿的內(nèi)孔中同切削液一起排出。內(nèi)排屑深孔鉆切削時(shí)不會(huì)劃傷已加工 孔表面，已加工表面質(zhì)量較好，排屑順暢；其鉆桿為圓形截面，扭轉(zhuǎn)剛度和彎曲強(qiáng)度比槍鉆高， 因而可以采用較大的進(jìn)給量鉆削；排屑空間大，冷卻潤(rùn)滑液壓力比較低一般為0.5-3MPa。 振動(dòng)鉆削是振動(dòng)切削的一個(gè)分支，它與普通鉆削的區(qū)別在于鉆孔過程中通過振動(dòng)裝置使鉆頭 與工件之間產(chǎn)生可控的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。振動(dòng)方式主要有三種，即軸向振動(dòng)(振動(dòng)方向與鉆頭軸線方向相 同)、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)(振動(dòng)方向與鉆頭旋轉(zhuǎn)方向相同)和復(fù)合振動(dòng)(軸向振動(dòng)與扭轉(zhuǎn)振動(dòng)加)。其中，軸向 振動(dòng)易于實(shí)現(xiàn)，工藝效果良好，在振動(dòng)鉆削中占主導(dǎo)地位。振動(dòng)的激勵(lì)方式選擇雙偏心凸輪式振 動(dòng)裝置，此振動(dòng)裝置的振動(dòng)頻率為一百多赫茲，故稱為低頻振動(dòng)鉆削。振動(dòng)鉆削改變了傳統(tǒng)鉆削 的切削機(jī)理。在振動(dòng)鉆削過程中，當(dāng)主切削刃與工件不分離(不分離型振動(dòng)鉆削)時(shí)，切削速度、 切削方向等參數(shù)產(chǎn)生周期性變化：當(dāng)主切削刃與工件時(shí)切時(shí)離(分離型振動(dòng)鉆削)時(shí)，切削過程變 成脈沖式的斷續(xù)切削。當(dāng)振動(dòng)參數(shù)(振動(dòng)頻率和振幅)、進(jìn)給量、主軸轉(zhuǎn)速等選擇合理時(shí)，可明顯 提高鉆入定位精度及孔的尺寸精度、圓度和表面質(zhì)量，減小出口毛刺，降低切削力和切削溫度， 延長(zhǎng)鉆頭壽命。 1.2 國(guó)內(nèi)外研究狀況 1984 年開始，吉林工業(yè)大學(xué)的王立江教授等對(duì)軸向振動(dòng)鉆孔的理論和工藝效果進(jìn)行了較為深 入和全面的研究，先后研制了超聲波和機(jī)械液壓電磁等振動(dòng)鉆孔實(shí)驗(yàn)設(shè)備。在理論上，首先 突破了零向位差不能斷屑的傳統(tǒng)觀念，豐富了鉆削的切屑形成理論。他們還提出了振動(dòng)鉆孔的入 占定位理論，并且研究了振動(dòng)與毛刺的關(guān)聯(lián)性，在微小孔振動(dòng)鉆削領(lǐng)域提出了超聲亞諧區(qū)鉆頭獨(dú) 立振動(dòng)模式理論，解決了鉆頭安裝長(zhǎng)度影響振子頻率性的技術(shù)難題。在理論研究的同時(shí)，他們對(duì) 振動(dòng)鉆孔的工藝效果做了大量的實(shí)驗(yàn)研究，分析了振動(dòng)鉆孔提高加工精度、表面質(zhì)量和延長(zhǎng)鉆頭 壽命的機(jī)理、并且研究了上述幾種理論。 1986 年，哈爾濱工業(yè)大學(xué)的劉明華教授在車床尾架上安裝鎳片式磁致伸縮換能器，用 7.5mm 的麻花鉆對(duì) 40Cr 等材料做了超聲波軸向振動(dòng)鉆孔實(shí)驗(yàn)，結(jié)果使切削力下降，表面質(zhì)量和 孔徑精度明顯提高。劉明華教授還研制了安裝在臺(tái)鉆上的電磁振動(dòng)工作臺(tái)，在鈦合金 Tc4 和鎳基 高溫合金 GH43 上軸向振動(dòng)鉆 1mm 的小孔，探討了鉆頭耐用度與振幅之間的關(guān)系，指出振幅過大 過小都不好，應(yīng)有一最佳值，并且給出了耐用度與振幅的關(guān)系曲線。 1991 年，華中理工大學(xué)李偉用偏心機(jī)械扭轉(zhuǎn)振動(dòng)鉆槍鉆削鋁合金，也取得了鉆削力下降，表 面質(zhì)量提高的工藝效果。 1998 年，楊兆軍教授根據(jù)自己的實(shí)驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，提出通過改變進(jìn)給量來減少入鉆位置誤差的理論。 微孔鉆削入鉆時(shí)，鉆頭橫刃連續(xù)刮削工件，由于工件表面的不平整、鉆頭兩切削刃的不對(duì)稱等各 種因素，鉆尖受到橫向力的作用而產(chǎn)生偏移，使鉆頭偏移鉆入工件，而產(chǎn)生入鉆定位誤差。振動(dòng) 鉆削則改變了微孔鉆削的入鉆現(xiàn)象。入鉆時(shí)，鉆頭相對(duì)于工件做軸向振動(dòng)，橫刃作脈沖式旋轉(zhuǎn)楔 入工件，與工件表面時(shí)切時(shí)離。楔入時(shí)，鉆尖因橫向力作用而產(chǎn)生偏移，設(shè)偏移量 6，但進(jìn)入工 件表面分離后，鉆頭將做以 6 為初始位移激勵(lì)的偏移衰減振動(dòng)，其動(dòng)力學(xué)模型可簡(jiǎn)化為單自由度 振動(dòng)系統(tǒng)。通過計(jì)算和分析得出主切削刃全部鉆人工件之前，楔入次數(shù)越多，修正次數(shù)就越多， 入鉆位置誤差就越小的結(jié)論。顯然，減小鉆頭的進(jìn)給量，就增加修正次數(shù)，但將降低加工效率。 若控制機(jī)床進(jìn)給系統(tǒng)，在入鉆階段施以較小的進(jìn)給量，而在鉆削階段再轉(zhuǎn)變成正常的進(jìn)給量，則 2 在保證加工效率的前提下可減少微孔鉆削的入鉆定位誤差。 1999 年池龍珠等人提出改變進(jìn)給量能降低出口毛刺的高度的理論，指出進(jìn)給量越小，出口毛 刺也越小，與恒進(jìn)給量相比可降低出口毛刺的 435598。 2000 年 1 月趙宏偉、李白軍等人又利用電控式微孔振動(dòng)鉆床對(duì)多層復(fù)合材料的微孔振動(dòng)鉆削 進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對(duì)不同材料層的加工參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，進(jìn)而提出多層復(fù)合材料階躍式三參數(shù)振動(dòng) 鉆削新工藝。試驗(yàn)表明，階躍式三參數(shù)振動(dòng)鉆削的入鉆定位誤差 r、孔擴(kuò)量D、出口毛刺高度日 值比普通鉆削的相應(yīng)值顯著降低。 2000 年 10 月楊兆軍教授、王立平教授提出了三區(qū)段變參數(shù)振動(dòng)鉆削微孔的新工藝，探討并 研究了用非線性回歸求取各區(qū)段最佳振動(dòng)參數(shù)的方法，驗(yàn)證了以三區(qū)段最佳振動(dòng)參數(shù)作變參數(shù)時(shí)， 可以全面降低微孔加工誤差的工藝效果。 1978 年前蘇聯(lián)鮑曼工學(xué)院的鮑德拉耶夫通過實(shí)驗(yàn)研究提出了振動(dòng)鉆孔的沖擊理論。認(rèn)為振動(dòng) 時(shí)鉆頭橫刃的沖裁作用能明顯改善橫刃的切削條件，并運(yùn)用彈塑性理論進(jìn)行了分析論證。 1980 年以后，振動(dòng)鉆孔開始由理論實(shí)驗(yàn)研究走向?qū)嶋H應(yīng)用。美國(guó)工程技術(shù)人員研制出微小孔 振動(dòng)鉆床，代替?zhèn)鹘y(tǒng)的高速鉆床來加工汽車發(fā)動(dòng)機(jī)的噴油咀，提高了噴空的表面質(zhì)量和尺寸精度。 1987 年以來，日本的足立勝重和新井典久等人用安裝在 NC 銑床上的電液伺服低頻軸向振動(dòng)鉆削 裝置加工黃銅和不銹鋼、鈦合金等難加工材料，使切削熱下降 30%，改善了切削性能，提高了鉆 頭壽命。 1989 年前蘇聯(lián)鮑曼工學(xué)院成功開發(fā)了液壓低頻振動(dòng)鉆孔鉆床，用于加工 3mm 以上的難加工 材料，表面粗糙度達(dá)到 R。0.8m，加工效率提高兩倍。 縱觀振動(dòng)鉆削的國(guó)內(nèi)外研究狀況，目前還存在以下幾個(gè)問題：對(duì)振動(dòng)鉆削的理論研究尚不 充分，還沒有形成完整的理論體系，已經(jīng)提出的理論具有較大的局限性，需要修正和完善，以充 分揭示振動(dòng)鉆削的動(dòng)力學(xué)本質(zhì)；對(duì)振動(dòng)鉆削的工藝效果大多局限于直徑大于 1mm 的孔徑區(qū)域， 而直徑小于 0.5mm 的微小孔加工條件最為惡劣，而且加工數(shù)量與日俱增，所以，振動(dòng)鉆削微小孔 更具有實(shí)際意義，需要進(jìn)一步進(jìn)行研究；迄今為止，對(duì)振動(dòng)鉆削的研究都屬于定參數(shù)振動(dòng)鉆削， 無法同時(shí)滿足鉆削三區(qū)段不同鉆削機(jī)理的要求以達(dá)到進(jìn)一步提高鉆孔的整體加工水平。因此，三 區(qū)段變參數(shù)振動(dòng)鉆削，特別是對(duì)微小孔的三區(qū)段變參數(shù)振動(dòng)鉆削是定參數(shù)振動(dòng)鉆削基礎(chǔ)上的一次 飛躍，是一個(gè)具有重要科學(xué)價(jià)值和意義的研究課題。 1.3 低頻深孔振動(dòng)鉆削存在的問題 盡管深孔振動(dòng)鉆削在各國(guó)科技人員的努力下，已經(jīng)取得了很大的進(jìn)展，但要真正實(shí)現(xiàn)加工過 程的高可靠性和自動(dòng)化，則還有很長(zhǎng)的路要走。 目前深孔振動(dòng)鉆削還存在以下問題： 振動(dòng)鉆削的參數(shù)匹配現(xiàn)在仍然停留在加工經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)這樣重要的問題進(jìn)行理論分析和 試驗(yàn)研究，以便建立可供加工過程中選用的參數(shù)匹配工程表格，對(duì)推廣振動(dòng)鉆削有重要意義。 我國(guó)所使用的槍鉆基本上都是由國(guó)外購買，鉆削成本高，麻花鉆由于其先天性的缺陷，難 以在超深孔加工中發(fā)揮作用。內(nèi)排屑深孔鉆不但設(shè)計(jì)制造成本低，而且可以實(shí)現(xiàn)對(duì)超深孔的加工， 所以設(shè)計(jì)制造內(nèi)排屑深孔鉆進(jìn)行振動(dòng)鉆削加工能帶來顯著的經(jīng)濟(jì)效益。 振動(dòng)鉆削的優(yōu)良工藝效果已得到國(guó)內(nèi)外許多專家的肯定，但其推廣使用速度卻很慢。這主 要是由于目前振動(dòng)鉆削的激振裝置還很不穩(wěn)定，如超聲振動(dòng)系統(tǒng)往往存在結(jié)合面松動(dòng)，發(fā)熱疲勞 以及振幅波動(dòng)等缺點(diǎn)而限制了在生產(chǎn)中的廣泛應(yīng)用；而機(jī)械激振系統(tǒng)的頻率受負(fù)載影響較大，一 般在加工過程中難以控制，振幅因系統(tǒng)彈性也會(huì)與預(yù)先的設(shè)定值相差甚遠(yuǎn)：電磁激振系統(tǒng)也存在 著類似的問題。激振裝置的穩(wěn)定性已成為振動(dòng)鉆削技術(shù)應(yīng)用和推廣最主要的制約因素，研究和制 造穩(wěn)定的激振裝置成了從事振動(dòng)鉆削加工科技人員的一個(gè)重要課題。 1.4 本課題主要研究的內(nèi)容 理論分析研究 在研究軸向振動(dòng)鉆削機(jī)理的基礎(chǔ)上，分析了軸向振動(dòng)鉆削斷屑幾何斷屑機(jī)理，提出了軸向振 動(dòng)鉆削參數(shù)選擇原則。 振動(dòng)裝置的選擇和分析 用偏心凸輪機(jī)構(gòu)作為振動(dòng)鉆削系統(tǒng)發(fā)生器使產(chǎn)生的軸向振動(dòng)和鉆頭的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)復(fù)合在一起， 使得振動(dòng)頻率調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)無級(jí)調(diào)節(jié)。 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) 設(shè)計(jì)適應(yīng)加工材料的新型小直徑深孔內(nèi)排屑鉆頭；選擇合理激振裝置，用直流電機(jī)變頻器控 3 制，使得振動(dòng)頻率調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)無級(jí)調(diào)節(jié)，操作簡(jiǎn)單、易控；振幅調(diào)節(jié)采用雙偏心輪機(jī)構(gòu)，使得振幅 可以適合不同加工狀況連續(xù)調(diào)節(jié)：將負(fù)壓抽屑機(jī)理應(yīng)用于深孔鉆削中，分析小直徑深孔鉆削系統(tǒng)， 該系統(tǒng)可用于小直徑內(nèi)排屑 DF 振動(dòng)鉆削；對(duì) DF 系統(tǒng)油路進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)；在各個(gè)分系統(tǒng)設(shè)計(jì)制 造完成后，對(duì)振動(dòng)鉆削系統(tǒng)整體進(jìn)行布局。 工藝參數(shù)的選擇 振動(dòng)鉆削工藝參數(shù)包括振動(dòng)參數(shù)（振幅A，頻率V）和切削參數(shù)（機(jī)床轉(zhuǎn)速n，進(jìn)給量f）兩部 分，該參數(shù)對(duì)小直徑深孔振動(dòng)鉆削至關(guān)重要。 2.深孔振動(dòng)鉆削的斷屑機(jī)理 在切削加工中，如果工件韌性良好，且刀具不設(shè)斷屑槽，通常進(jìn)給運(yùn)動(dòng)與旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)共同作用 下，會(huì)產(chǎn)生厚薄均勻連續(xù)之帶狀切屑，這種長(zhǎng)長(zhǎng)的帶狀切屑在孔加工中，會(huì)聚集在狹窄的已加工 好的孔里面，它們極易卷成團(tuán)，這一方面會(huì)劃傷已加工好的孔之表面：另一方面也極易發(fā)生卡鉆 甚至斷鉆事故。深孔排屑常常應(yīng)用先進(jìn)的負(fù)壓原理，而只有斷屑才能使負(fù)壓將切屑順利吸出。 2.1 振動(dòng)切削斷屑的必要條件 （a） （b） （c） 圖 2-1 切屑形狀圖 韌性材料不斷屑之原因在于切削是有一個(gè)勻速的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)，致使斷屑厚薄均勻一致如圖 2- 1（a），如果給一變化的運(yùn)動(dòng)，到切屑兩側(cè)出現(xiàn)波浪形，如圖 2-1（b）中因波形在兩側(cè)面之頻 率振幅相位點(diǎn)會(huì)一致，切屑厚度 沒有變化，因而也不會(huì)實(shí)現(xiàn)完全斷屑，在圖 2-12S 1（c）中雖然切屑兩側(cè)腰形在頻率和振幅是相同的，切屑厚度 且形成周期性變化。當(dāng)選擇12S 好合理的振幅可以使 ，這是完全斷屑的必要條件。20S 2.2 雙偏心凸輪式振動(dòng)發(fā)生器振動(dòng)方程 圖 2-2 偏心結(jié)構(gòu)（ ） 圖 2-3 偏心結(jié)構(gòu)（ ）0 0 圖 2-2 是偏心凸輪結(jié)構(gòu)，該位置凸輪轉(zhuǎn)角 ，從動(dòng)位移 。圖 2-3 凸輪轉(zhuǎn)過 ，從00S0 動(dòng)件位移 ，令 v 是凸輪每秒鐘轉(zhuǎn)速，則 ，則偏心凸輪式振動(dòng)發(fā)生器的振動(dòng)方sinSA2vt 程是： sin2SAvt （2.1） 這樣 A 是振動(dòng)方程之振幅，v 是振動(dòng)頻率。這種振動(dòng)發(fā)生器的優(yōu)點(diǎn)是振動(dòng)方程能精確地反映 機(jī)構(gòu)的振動(dòng)情況，而有些振動(dòng)發(fā)生器由于機(jī)構(gòu)上的原因近似地符合正弦波曲線從而按正弦波推出 來的一些振動(dòng)方面的結(jié)論，也只能近似地符合發(fā)生器振動(dòng)情況。 4 2.3 深孔鉆頭的瞬間進(jìn)給運(yùn)動(dòng)方程 圖 2-4 切削加工示意圖 在圖 2-6 中，工件旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，設(shè)進(jìn)給量為 ，將工件右端面作為進(jìn)給的起碼位置，則鉆頭只f 在進(jìn)給運(yùn)動(dòng)情況下某個(gè)瞬間離開右端點(diǎn)的距離為 60rnlft （2.2） 其中 n 是工件每分鐘轉(zhuǎn)數(shù)， 是鉆頭在工件一轉(zhuǎn)時(shí)軸向移動(dòng)量，t 是秒。在通常的情況下 n 和f 是常數(shù)，所以 是 t 的時(shí)間函數(shù)。在圖 2-6 工況條件下，鉆頭單刃切削，切屑厚度之兩側(cè)是刀frl 刃在工件旋轉(zhuǎn) 時(shí)形成的，所以切屑厚度是鉆頭每轉(zhuǎn)進(jìn)給量，即 。036 f 當(dāng)使用偏心凸輪機(jī)構(gòu)作為振動(dòng)切屑發(fā)生器所產(chǎn)生的軸向振動(dòng)和鉆頭的進(jìn)給運(yùn)動(dòng)復(fù)合在一起之 后，由于它們的運(yùn)動(dòng)方向是一致的，因此鉆頭的合運(yùn)動(dòng)只是簡(jiǎn)單的數(shù)量疊加，而將式（2.1） （2.2）加起來，且令該合運(yùn)動(dòng)瞬間鉆頭離右端面的距離為 ，BlBrlS 即 sin260ftAvt （2.3） （2.3）中的 ，雖然已不再是 t 的線性函數(shù)，即不再是勻速直線運(yùn)動(dòng)，而是非勻速的直線運(yùn)動(dòng)。Bl 瞬時(shí)工件前半的時(shí)間是： ，pn 單位是秒。設(shè)在 時(shí)間段內(nèi)刀具走過的距離為 ，則ptt ql 6060si2sin260qppnlftvtftvtAA （2.4） 在 至 t 時(shí)間段內(nèi)刀具進(jìn)給量設(shè)為p sw incossf vtn （2.5） 顯然 有兩部分組成，一部分是勻速進(jìn)給量 ，另一不煩有振動(dòng)引起進(jìn)給量xwf sw 即 xs 所以： 60602sinco2xvvwAtn （2.6） 5 進(jìn)給量是時(shí)間的函數(shù)，說明加上振動(dòng)切削后，形成了一個(gè)隨時(shí)間而變的進(jìn)給量它可以沿切sw 屑面形成波浪形，這就給斷屑創(chuàng)造了條件。 2.4 切屑的形成機(jī)理 切屑形成是在兩個(gè)運(yùn)動(dòng)下形成的，一個(gè)是軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)；另一個(gè)是工件做轉(zhuǎn)動(dòng)。將軸向運(yùn)動(dòng) 作為 y 軸，工件在切削點(diǎn)的速度的反方向?yàn)?x 軸，由于軸向進(jìn)給量相對(duì)工件切削速度來說比較小， 可以認(rèn)為是 yx 具體來說切屑厚度方向是 y 軸而切屑長(zhǎng)度方向是 x 軸。而切屑厚度是擴(kuò)孔時(shí)的工 件內(nèi)外半徑之差。即 z 軸，圖中沒有畫出。 所以圖 2-1（a） （b） （c）就是將 y 軸作為橫坐標(biāo)，x 軸作為縱坐標(biāo)的切屑圖。 在 與 時(shí)間內(nèi)，工件轉(zhuǎn) ，刀具完成切屑側(cè)面一轉(zhuǎn)。形成了切屑側(cè)面波浪形，當(dāng)我們希pt 036 望獲得圖 2-3 的切屑側(cè)面圖形為此作以下分析。 2.5 斷屑的數(shù)學(xué)分析 由（2.6）式可見，當(dāng) ，則 為整數(shù)。此時(shí)（2.6）式 。它可分為兩種情況：sinvn0zw 1 .因?yàn)楣ぜ霓D(zhuǎn)速 n 不會(huì)是 0，但 ，則必須 ，即振動(dòng)頻率為 0，即沒有振動(dòng)。當(dāng)6v 然為 0，由 （2.5）式可知 是勻速進(jìn)給量即切屑側(cè)面沒有波形，即圖 2-1(a)切屑圖。swf 2.當(dāng) ，則 則 ，表示工件轉(zhuǎn)一轉(zhuǎn)時(shí)，偏心凸輪轉(zhuǎn)一轉(zhuǎn)，即工件6vn6iivz 轉(zhuǎn) 時(shí)，偏心凸輪正好轉(zhuǎn)一轉(zhuǎn)，完勝一個(gè)完整的正弦曲線振動(dòng)波形。工件一轉(zhuǎn)完成一個(gè)完整的正03 弦波形，接著下一轉(zhuǎn)又完成一個(gè)完整的正弦波形，所以切屑的側(cè)面的波形，振幅，頻率，相位完 全相同。這就是圖 2-1(b)，雖然切屑在軸向上的厚度均是 ，有波形也不能斷屑。而且當(dāng)f 也和 時(shí)相同均出現(xiàn)圖 2-1(b)情況。62,4.vn61vn 綜合以上兩種情況：當(dāng) 取整數(shù)時(shí)是不會(huì)出現(xiàn)完全斷屑的。0 從（2.6）式可見，只有 不是整數(shù)，使切屑的側(cè)面波形從工件一轉(zhuǎn)到下一轉(zhuǎn)中不是完整波 形，這樣切屑兩側(cè)面波形的相位差形，這樣就可能完成斷屑。由（2.5）式可知 時(shí)剛好實(shí)現(xiàn)完全斷屑。662sincos20svvwfAtn 對(duì)時(shí)間的倒數(shù)為： 604sin2sdwvAtt （2.7） 如果令 ，即求變化中的 極值。由于 只有使 ，由此解出 來，0sdtsi2sin0tt 即： 602vtn 則 12 30tnv 將 ， 代入（2.5）得：1t2 126si0swfAn （2.8） 6 如果使 , 和 必有一個(gè)等于零。0sw1s2 則 或62infAv60infv 從（2.8）可以看出 不可能是 0，1，2，3，6，.，否則 ，因?yàn)檎穹?A 是不可能A 無窮大。使 A 取正值，所以將 加上絕對(duì)值符號(hào)，因此 simaxsinsvWfA in602 （2.9） 1sifv 可知當(dāng) 601357,.2vn 得 60sin1 mi2fA 把它代入（2.9）式可得 axmin0sfW （2.10） 即切屑形狀呈圖 2-7 所示： 圖 2-5 切屑形狀圖 由圖可知實(shí)現(xiàn)了幾何斷屑，切屑形成切削層由薄到厚的切削形態(tài)。 7 3.內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削裝置的分析 3.1 雙偏心輪式振動(dòng)鉆削裝置 3.1.1 振動(dòng)鉆削裝置結(jié)構(gòu)圖 圖 3-1 振動(dòng)裝置實(shí)體圖 圖 3-2 振動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)圖 如圖 3-2 所示，通過皮帶輪直流電動(dòng)機(jī)帶動(dòng)中心軸，而中心軸與偏心套 1 為緊配合，偏心套 2 和偏心套 1 為松配合，可以方便調(diào)整兩個(gè)偏心套的相對(duì)位置，然后通過兩端螺母壓緊，隨著中 心軸一起作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。保持架可以把由滾動(dòng)軸承傳來的偏心套 2 的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)換成往復(fù)直線運(yùn)動(dòng)， 實(shí)現(xiàn)軸向振動(dòng)。鉆桿通過夾緊螺母固定在保持架上，鉆桿帶動(dòng)鉆頭，隨著保持架作軸向振動(dòng)。振 動(dòng)箱安裝在車床大托板上，隨大托板做軸向進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。工件轉(zhuǎn)動(dòng)，鉆頭邊軸向進(jìn)給邊振動(dòng)，這樣 就實(shí)現(xiàn)了振動(dòng)鉆削。 3.1.2 振幅可調(diào)振動(dòng)鉆削裝置的理論分析 (a) (b) (c) 圖 3-3 振動(dòng)裝置工作情形圖 如圖 3-3 中，中心軸圓心為 ,偏心套 1 外圓圓心為 ，偏心套 2 外圓圓心為 ，由于偏心1A2A3A 套 1 和中心軸為緊配合，偏心套 1 和回轉(zhuǎn)中心就是，偏心套 2 繞偏心輪 1 轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，實(shí)際是 繞 轉(zhuǎn)動(dòng)，那么整體形成的偏心距就是 到 的距離。設(shè)偏心套 1 與偏心套 2 的偏心距都為 e，2A3 與 的夾角為 。1302a 如圖 3-3（a）所示： 振幅= 。1sine 兩個(gè)極限位置： 當(dāng) 時(shí)， 和 重合。如圖 3-3（b）所示：01A3 振幅= 3 當(dāng)時(shí)， ， 和 成直線。如圖 3-3（c）所示：123 振幅= 3e 8 這樣只要調(diào)節(jié) 的值就能調(diào)節(jié)振幅，而偏心套 1 和偏心套 2 為松配合，可以方便調(diào)節(jié) 的值，a a 而可調(diào)最大振幅為 2e，可調(diào)最小振幅為 0e 取 0.25mm，可調(diào)振幅范圍 00.5mm。 由上所知，振幅隨兩偏心套間的轉(zhuǎn)過的角度而變化，如圖 3-4 所示 圖 3-4 振幅隨轉(zhuǎn)角變化曲線 當(dāng) e=0.25mm 由表 3-1 可得到所需振幅： 表 3-1 e=0.25 時(shí)部分振幅表 7 （mm） 角度 振幅 角度 振幅 角度 振幅 0 0.000 21 0.091 42 0.179 3 0.013 24 0.104 45 0.191 6 0.026 27 0.117 48 0.203 9 0.039 30 0.129 51 0.212 12 0.052 33 0.142 54 0.227 15 0.065 36 0.155 57 0.239 18 0.078 39 0.167 60 0.250 3.1.3 振動(dòng)裝置的特點(diǎn) 1）用直流電機(jī)驅(qū)動(dòng)振動(dòng)裝置，振動(dòng)頻率在 0-100Hz 內(nèi)連續(xù)調(diào)節(jié)； 2）偏心量可以調(diào)節(jié)，不僅降低了偏心輪的制造精度和制造難度，且使調(diào)整振幅方便可靠，振 幅在 00.5mm 的較大范圍內(nèi)連續(xù)可調(diào)，適應(yīng)性強(qiáng)； 3）用高精度軸承取代了傳統(tǒng)機(jī)械偏心式振動(dòng)裝置中的滾輪，摩擦力??；滾動(dòng)軸承依靠偏心輪 甩起的潤(rùn)滑油自然潤(rùn)滑，效果良好，減小了磨損； 4）結(jié)構(gòu)更加緊湊，易于在機(jī)床上安裝，操作；整個(gè)裝置使用壽命長(zhǎng)，性能穩(wěn)定，可靠。 3.2 內(nèi)排屑深孔鉆頭的設(shè)計(jì) 小直徑 DF 內(nèi)排屑深孔鉆的結(jié)構(gòu)如圖 3-5 所示，鉆頭刃形采用單刃內(nèi)排屑深孔鉆結(jié)構(gòu)、由內(nèi)刃、 外刃、鉆尖、分屑臺(tái)、導(dǎo)向塊和排屑孔組成。鉆頭頭部采用“T”型整體硬質(zhì)合金直接與鉆桿焊接 而成，制造工藝簡(jiǎn)單，成本低廉。 圖 3-5 小直徑內(nèi)排屑深孔鉆結(jié)構(gòu)圖 其特點(diǎn)是： （1）分屑槽為魚肚形，既方便刃磨，又保證了左右兩刃的側(cè)后角 ，有利于提高鉆刃的耐用1a 度，有利于可靠完全分屑。 （2）尖高 和 比較低，可以大大縮短入鉆，出鉆的時(shí)間，提高鉆頭的耐用度。1h2 9 （3）內(nèi)刃偏角 比較大，有利于加高孔底反錐尖的高度，有利于加強(qiáng)定心精度，有利于提rg 高鉆削精度。 （4）分屑槽將外刃分割成兩段，且兩段的余偏角 及 各不想等，有助于完全分屑和加強(qiáng)1r2 孔底的定心作用，有利于可靠斷屑和平穩(wěn)鉆削。 3.3 DF 系統(tǒng)關(guān)鍵部件的設(shè)計(jì) 影響 DF 系統(tǒng)加工效果的兩個(gè)關(guān)鍵部件負(fù)壓抽屑裝置和授油器。故本課題根據(jù) DF 系統(tǒng)內(nèi)排屑 原理組合了可調(diào)間隙負(fù)壓抽屑裝置如圖 3-6 所示，圖 3-7 是結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，把他結(jié)合振動(dòng)裝置應(yīng)用于 振動(dòng)深孔加工試驗(yàn)中。 錐 體 殼 體 圓 柱 銷 套 體 調(diào) 整 體 緊 固 螺 母 負(fù) 壓 軸 圖 3-6 負(fù)壓裝置實(shí)物圖 圖 3-7 負(fù)壓抽屑裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖 應(yīng)用流體力學(xué)負(fù)壓效應(yīng)原理，使 BTA 產(chǎn)生一個(gè)從排屑通道后方抽吸切屑的作用，但是爭(zhēng)議有 二，DF 系統(tǒng)將“魚鱗槽”改為內(nèi)外形噴嘴，將雙管還原為單管，使鉆桿與抽屑器分離，無疑為一 大改進(jìn)，但是還有缺點(diǎn)：（1）魚鱗槽在結(jié)構(gòu)和工藝上無法充分發(fā)揮負(fù)壓效應(yīng)的目的，因而抽屑效 果不明顯；（2）為使前后液流分開而加設(shè)一根外管，既占用了供油，排屑通道的寶貴空間，又增 加了刀具的制造成本。 3.4 油路的改進(jìn)設(shè)計(jì)原理 前油路（通向輸油器和鉆頭切削刃）的作用是將切屑平穩(wěn)地送入出屑口，其壓力和流量并非 越大越好，油壓過大反而形成切屑瞬間堵塞出屑口，造成切屑“塞實(shí)” ，抽屑無效果。后油路的作 用（通向抽屑器）是在刀桿末端形成巨大的負(fù)壓，從而形成出屑口的切屑加速通過鉆頭喉部這一 堵屑危險(xiǎn)區(qū)，一旦切屑進(jìn)入鉆桿圓形空腔，其高速流動(dòng)成為現(xiàn)實(shí)，不回再發(fā)生堵塞，因此必須對(duì) 后油路的壓力，流量單獨(dú)控制。規(guī)定后油路流量為總流量 1/3 在理論和實(shí)踐上是毫無根據(jù)的。 觀國(guó)內(nèi)外深孔加工現(xiàn)象后發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有深孔加工系統(tǒng)中采用的冷卻潤(rùn)滑液系統(tǒng)幾乎全部是定量 油泵供油，流量及壓力分別由流量控制閥和溢流閥控制。當(dāng)通道需要流量小于油泵輸出流量時(shí)， 多余的油經(jīng)溢流閥流回油箱。溢流閥使傳統(tǒng)進(jìn)口壓力基本穩(wěn)定在調(diào)定值。流量控制閥出口壓力取 決于通道載荷，即出口壓力隨載荷的變化而變化。 改進(jìn)后的油路為下圖： 10 圖 3-8 改進(jìn)后的油路圖 3.5 總體布局 完成分系統(tǒng)和組件的設(shè)計(jì)后，在機(jī)床的大托盤上安裝振動(dòng)裝置，調(diào)整震動(dòng)軸與機(jī)床主軸同心： 鉆桿前加授油器，振動(dòng)裝置后加設(shè)負(fù)壓抽屑裝置，改進(jìn)后的油路分兩路油管，一路接授油器，一 路接負(fù)壓裝置，這樣就組成了如圖 3-9 所示的振動(dòng)鉆削系統(tǒng):工 件機(jī) 床 中 心 架 授 油 器 鉆 桿 支 撐 架 負(fù) 壓 抽 屑 裝 置 振 動(dòng) 裝 置電 機(jī) 圖 3-9 內(nèi)排屑深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)總體布局 4.深孔振動(dòng)鉆削過程分析 4.1 深孔振動(dòng)鉆削時(shí)刀具角度變化和 i 的取值范圍 4.1.1 深孔振動(dòng)鉆削刀具角度變化 振動(dòng)鉆削由于其所施加軸向振動(dòng)的影響，實(shí)際切削速度的大小和方向都在不停的發(fā)生變化， 從而造成切削角度的的變化。振動(dòng)鉆削引起的刀具角度的周期性變化可以比較容易推導(dǎo)出來。若 以 表示瞬時(shí)進(jìn)給速度，則由式（2.3）得：sv (4.1)2cos60bsdlfnvvAtt 所以鉆頭前，后角的動(dòng)態(tài)變化量為： (4.2)arcfkr 其中 項(xiàng)是由進(jìn)給速度引起的，而 項(xiàng)是由振動(dòng)引起的。若鉆頭的刃磨后角為 ，2frsvtn 0a 刃磨前角為 ，實(shí)際工作軸后角為 ，實(shí)際工作軸向前角為 ，則 的變化范圍為0oc occa ， 的變化范圍為 。圖 4-1 是振動(dòng)鉆削時(shí)刀具軸向前角，后角的變0aoc0r 化情況。 11 圖 4-1 振動(dòng)鉆削刀具軸向前后角變化 由此可見，在振動(dòng)鉆削過程中，鉆頭實(shí)際工作前角與進(jìn)給量 f，振動(dòng)頻率 v，振幅 A，主偏 角 ，主軸轉(zhuǎn)速以及刀刃的切削半徑 r 有關(guān)。k 另外，實(shí)際工作后角 不能小于零，否則會(huì)導(dǎo)致鉆頭嚴(yán)重磨順和鉆桿沖擊振動(dòng)，甚至崩刃。oca 因此，為防止出現(xiàn)負(fù)后角，刃磨后角 必須大于 ， 即 ，0max0maxtn 其中 。max6rtncos2fvAkr 于是有 0t6csfvAk （4.3） 在其他條件都已確定的情況下，可以參考上式選取振動(dòng)頻率和振幅 A。 4.1.2 完全幾何斷屑條件下的 i 的取值范圍 設(shè)工件轉(zhuǎn)一周刀具的振動(dòng)次數(shù)稱為重疊系數(shù)，用 J 表示，則 ，其中 K 表示整體60vin 部分，i 表示小數(shù)部分，規(guī)定 ，那么相鄰兩轉(zhuǎn)之間的刀具的相位差是 即0.5.i02i02 實(shí)現(xiàn)完全斷屑必須瞞足的條件 可知 i 必須滿足： arcsinarcsin122 ffA （4.4） 由于規(guī)定了 ，所以可知 i 的選取，0.5.i arcs0.5rin2.ffA （4.5） 得出當(dāng)振幅 A 和進(jìn)給 f 確定后，實(shí)現(xiàn)完全幾何斷屑時(shí) i 的取值范圍。 4.2 深孔振動(dòng)鉆削系統(tǒng)的穩(wěn)定性 影響鉆削穩(wěn)定性的因素很多，但歸根結(jié)底是由切削力引起的。與非振動(dòng)鉆削相比，振動(dòng)鉆削 12 由于有強(qiáng)迫振動(dòng)的介入，其穩(wěn)定性問題就更為復(fù)雜。 低頻軸向振動(dòng)鉆孔時(shí)，鉆削系統(tǒng)實(shí)際為彈性體，由于切削力的周期性變化，勢(shì)必引起系統(tǒng)的 振動(dòng)，表現(xiàn)為鉆頭的軸向振動(dòng)；鉆桿的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)；鉆稈的橫向擺振；鈷桿的彎曲振動(dòng)。這些振動(dòng) 分別由變化的軸向力、扭矩、主切削力所引起。 4.2.1 深孔振動(dòng)鉆削切削力分析 在普通鉆削時(shí)，軸向力和扭矩可按經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算，而振動(dòng)鉆削由于瞬時(shí)進(jìn)給量的周期性變化， 鉆削軸向力和扭矩也發(fā)生周期性的變化受力圖見圖4-2，同時(shí)徑向力和導(dǎo)向塊上的反力，也發(fā)生周 期性的變化。在完全幾何斷屑時(shí)，由于切屑在切削在切削面積為零處自動(dòng)分離，其理論切削力是 以 為周期的函數(shù)，但由于切削面積并非按正弦規(guī)律變化，所以實(shí)際瞬時(shí)切削力也并非按正弦規(guī)2 律變化。 圖4-2 鉆頭受力簡(jiǎn)圖 圖4-3理論切削力波形 4.2.2 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的軸向振動(dòng)和扭轉(zhuǎn)振動(dòng) 假設(shè)軸向力，扭矩和主切削力隨軸向切削厚度而線性變化，實(shí)際上對(duì)于不完全幾何斷屑，瞬 時(shí)進(jìn)給量安按正弦規(guī)律變化時(shí)，鉆削扭矩和主切削力也是按正弦規(guī)律變化的，軸向力的變化近似 于正弦規(guī)律。所以，假設(shè)所有的激振力都是時(shí)間t的正弦函數(shù)，各激振力，扭矩的變化和切削厚度 的變化之間沒有相位差。 為研究軸向振動(dòng)，建立圖4-4所示的模型，刀柄處的振動(dòng)為 ，圖4-7中 為鉆頭3sinxAtx 的瞬時(shí)位移，為 鉆頭的質(zhì)量。M 圖4-4 軸向振動(dòng)模型 當(dāng)m=2時(shí)得瞬時(shí)軸向進(jìn)給量為 2sinco2xtffAt （4.6） 由于進(jìn)給量的變化而產(chǎn)生的瞬時(shí)軸向力為 0sixtFt （4.7） 式中 -激振力的力幅0 - 相鄰兩轉(zhuǎn)刀刃軌跡波形間的相位差。 故，可得出動(dòng)力學(xué)方程 13 01sinsin2MxkFtAkt （4.8） 式中 -鉆頭的瞬時(shí)位移； -鉆頭的瞬時(shí)加速度； -系統(tǒng)的彈性系數(shù)；k -系統(tǒng)的固有頻率，nnkm -激振力頻率； -模型的質(zhì)量。M 解方程可得： 02 2sin1sinnFAkxt tM （4.9） 其中 ，是由軸向切削力周期性變化而引起的； 是由刀02sin1Ft 2sinnAktM 柄的振動(dòng)引起的。 令 ， ， 一般012sinAM22nAk21A 即 sinxAt （4.10） 其中 12sintaA 21i （4.11） 其中 -振動(dòng)鉆削時(shí)鉆頭的振幅。A 可以看出：當(dāng) ， 時(shí)，0.5i 1212sinsinsinxAtAtt （4.12） 總體分析：當(dāng) 時(shí)，鉆頭的軸向激振力的幅值最大，所受沖擊最大；當(dāng) 時(shí)，鉆頭軸.i 0i 向激振力的幅值最小，所受振動(dòng)沖擊最小；當(dāng) 時(shí)，鉆頭振幅將無限大，即系統(tǒng)達(dá)到共振，n 要設(shè)法避開；刀柄的振幅越大，鉆頭的振幅越大。 4.2.3 影響深孔振動(dòng)鉆削穩(wěn)定性的橫向振動(dòng)和彎曲振動(dòng) （一）橫向振動(dòng) 由于徑向力以及主切削力的周期性變化，使得壓向塊的合力及導(dǎo)向套上的支反力也周期性變 化。導(dǎo)向塊在軸向位置上滯后于切削刃，這樣主切削力與導(dǎo)向塊所受的支反力 形成一力偶NF （見圖4-5） ， 也隨瞬時(shí)軸向切削厚度 周期性的變化。又由于導(dǎo)向塊的倒錐量，導(dǎo)向塊后NMNxtf 部與孔壁間存在間隙，使得周期變化的力偶 引起鉆桿產(chǎn)生橫向振動(dòng)。導(dǎo)向塊與主切削刃軸向距NM 離很小，產(chǎn)生的力偶也很小，所以橫向振動(dòng)一般不是很嚴(yán)重，但是如果振動(dòng)頻率接近橫向振動(dòng)的 固有頻率就會(huì)發(fā)生共振，這是應(yīng)該避免的。 14 圖4-5 鉆頭受到周期性的力偶 圖4-6 軸向力不過鉆頭軸心 （二）鉆桿的彎曲振動(dòng) 一方面，由于周期性力偶的存在，必然會(huì)使鉆桿發(fā)生彎曲振動(dòng)；另一方面，當(dāng)采用了單刃刀 具時(shí)，切削時(shí)軸向力的合力不是作用在鉆頭中心（如圖4-6） ，偏置的軸向力必然引起鉆桿的彎曲， 由于軸向力的周期性變化，同時(shí)也會(huì)引起鉆桿的彎曲振動(dòng)。鉆桿的彎曲振動(dòng)是這兩種振動(dòng)的合成。 當(dāng)振動(dòng)頻率接近系統(tǒng)的固有頻率時(shí)，同樣產(chǎn)生共振，也應(yīng)該避免。 4.2.4 振幅損失 振幅對(duì)斷屑和控制斷屑尺寸有很重要的作用，從振動(dòng)裝置傳遞出的振幅值A(chǔ)到達(dá)切削刃時(shí)，由 于工藝系統(tǒng)本身固有的缺陷，必然產(chǎn)生損失，這種損失給人為控制振動(dòng)鉆削加工過程帶來了極大 的困難。 在低頻軸向振動(dòng)鉆削加工的凸輪-鉆桿（刀具）-工件系統(tǒng)中，影響振幅損失因數(shù)主要有三種： （1）凸輪高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，從動(dòng)件的慣性力較大，整個(gè)機(jī)構(gòu)會(huì)發(fā)生彈性變形，使得鉆桿工作端的 實(shí)際位移小于凸輪機(jī)構(gòu)預(yù)設(shè)的振幅值； （2）由于鉆桿剛性較差，鉆桿受壓后發(fā)生彎曲變形； （3）工件收到周期性的沖擊后，會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)響應(yīng)，出現(xiàn)一定振幅的振動(dòng)，該振動(dòng)與激振存在 相位差，產(chǎn)生振幅損失。 在小直徑深孔振動(dòng)鉆削中，當(dāng)工藝系統(tǒng)各部分都可靠連接的情況下，振幅損失主要是由鉆桿 的剛性不足引起的。在如圖4-7所示的模型中，振幅的損失率 2210%10sinAA （4.13） 當(dāng) ， 時(shí)， 達(dá)到最小，振幅損失最??；0i10A 當(dāng) ， 時(shí)， 達(dá)到最大，振幅損失最大。.521% 通過以上分析可以得出減小振幅損失的途徑有： （1）在保證斷屑的前提下，減小相位差。 （2）適當(dāng)加大振幅A，但不能太大，否則增大會(huì)使鉆頭承受的周期切削力幅值太大，沖擊增 大，影響鉆頭壽命。 （3）增大彈性系數(shù)K，即增大鉆桿的剛度。 4.3 深孔振動(dòng)鉆削的工藝參數(shù)選取原則 振動(dòng)鉆削工藝參數(shù)包括振動(dòng)參數(shù)（振幅A，振動(dòng)頻率V）和切削參數(shù)（機(jī)床轉(zhuǎn)速n，進(jìn)給量f） 兩部分，該參數(shù)對(duì)小直徑深孔鉆削至關(guān)重要。 因此，選取振動(dòng)參數(shù)時(shí)必須根據(jù)加工情況，仔細(xì)分析，綜合考慮各項(xiàng)因數(shù)選擇。 （1） 進(jìn)給量f的選取原則 根據(jù)被加工材料的材質(zhì)，孔的直徑和加工精度要求，考慮與振幅A的匹配以及機(jī)床的實(shí)際情況， 選取適當(dāng)?shù)闹怠?（2） 轉(zhuǎn)速n的選取原則 15 轉(zhuǎn)速直接影響切削速度，小直徑孔鉆削時(shí)，由于孔徑小，切削速度不會(huì)很高，所以根據(jù)材質(zhì)， 考慮加工效率，初步確定轉(zhuǎn)速范圍，一般轉(zhuǎn)速可以取較大的值，同時(shí)要考慮頻轉(zhuǎn)比 。60vn （3） 振動(dòng)頻率V的選取原則 選取振動(dòng)頻率V時(shí)，應(yīng)首先使加工過程穩(wěn)定良好，使用中，在保證斷屑和考慮排屑空間對(duì)切屑 尺寸的制約作用的基礎(chǔ)上，選取較低的V值，這樣加工過程中穩(wěn)定性更好一些，同時(shí)適合長(zhǎng)度的切 屑對(duì)加工質(zhì)量的提高也有利。 （4） 振幅A的選取原則 一般來說，加工中的振幅越大，鉆頭所受的沖擊也就越大，使鉆頭的磨損加快。所以選擇A值 時(shí)，在滿足斷屑的情況下，選較小值，以減小切削力的波動(dòng)，避免出現(xiàn)強(qiáng)烈振動(dòng)而影響加工質(zhì)量。 同時(shí)配合i的取值，確保最小瞬時(shí)實(shí)際進(jìn)給量 不要過小，一般實(shí)際中 。對(duì)于小直徑深minxf 214Af 孔鉆削，要考慮振幅損失，給定的 值可以取得較大。2Af 在具體制定振動(dòng)鉆削參數(shù)時(shí)，可以按以下步驟進(jìn)行： （1） 根據(jù)工件材料和刀具材料以及被加工孔徑確定進(jìn)給量f； （2） 根據(jù)排屑通道的大小確定切屑的尺寸，進(jìn)而確定重疊系數(shù)J和 的取值；2Af （3） 從斷屑的要求，加工質(zhì)量的要求出發(fā)，對(duì)i作相應(yīng)的調(diào)整； （4） 綜合考慮振動(dòng)裝置的頻率范圍，機(jī)床轉(zhuǎn)速范圍和斷屑要求來確定轉(zhuǎn)速n和振動(dòng)頻率v； （5） 綜合考慮斷屑要求和振幅損失以及系統(tǒng)穩(wěn)定性，選取合適振幅A值。 5.總結(jié) 本課題針對(duì)小直徑深孔鉆削難題，采用低頻軸向振動(dòng)鉆削和DF原理結(jié)合的方法，從理論上進(jìn) 行了研究，得出以下結(jié)論： 1.振動(dòng)鉆削通過切削參數(shù)和振動(dòng)參數(shù)的匹配改變了切削層參數(shù)，從而實(shí)現(xiàn)幾何斷屑。這樣一 來，從本質(zhì)上改變了斷屑機(jī)理，鉆頭上就可以不再采用斷屑槽，刀具結(jié)構(gòu)極其制造工藝都可以簡(jiǎn) 化，并給實(shí)際操作帶來很大的方便。 2.分析了振動(dòng)鉆削中完全幾何斷屑的情況下i的取值范圍。 3.由振動(dòng)鉆削過程的運(yùn)動(dòng)分析知，在完全幾何斷屑情況下，可以根據(jù)振動(dòng)參數(shù)和切削參數(shù)對(duì) 瞬時(shí)切削厚度和理論切削長(zhǎng)度進(jìn)行理論計(jì)算。 4.對(duì)振動(dòng)鉆削斷屑條件，鉆削過程運(yùn)動(dòng)，穩(wěn)定性和振幅損失進(jìn)行了綜合分析，得出切削參數(shù) 和振動(dòng)參數(shù)粗略選取原則。 5.選擇了雙偏心凸輪作為振動(dòng)裝置，使得振動(dòng)頻率和振幅調(diào)節(jié)非常方便，準(zhǔn)確。振動(dòng)裝置合 理，操作簡(jiǎn)便。 6.將負(fù)壓抽屑機(jī)理應(yīng)用于深孔振動(dòng)鉆削中，選擇出可調(diào)負(fù)壓抽屑裝置配合振動(dòng)鉆削應(yīng)用于系 統(tǒng)中。 7.將振動(dòng)鉆削加工技術(shù)與DF深孔鉆削技術(shù)結(jié)合。整個(gè)系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)實(shí)用，工藝成本低，有效解決 了生產(chǎn)中小直徑深孔鉆削難題，具有較高的實(shí)用價(jià)值，應(yīng)用前景良好。 16 致 謝 這次的畢業(yè)設(shè)計(jì)是在我的指導(dǎo)老師廖結(jié)安老師親切關(guān)懷和悉心指導(dǎo)下完成的。從畢業(yè)設(shè)計(jì)選題 到設(shè)計(jì)完成，廖結(jié)安老師給予了我耐心指導(dǎo)與細(xì)心關(guān)懷，有了廖老師耐心指導(dǎo)與細(xì)心關(guān)懷我才不 會(huì)在設(shè)計(jì)的過程中迷失方向，失去前進(jìn)動(dòng)力。廖老師老師有嚴(yán)肅的科學(xué)態(tài)度，嚴(yán)謹(jǐn)?shù)闹螌W(xué)精神和 精益求精的工作作風(fēng)，這些都是我所需要學(xué)習(xí)的，感謝廖老師給予了我這樣一個(gè)學(xué)習(xí)機(jī)會(huì)，謝謝！ 感謝與我并肩作戰(zhàn)的舍友與同學(xué)們，感謝關(guān)心我支持我的朋友們，感謝學(xué)校領(lǐng)導(dǎo)、老師們，感 謝你們給予我的幫助與關(guān)懷；感謝塔里木大學(xué)，特別感謝機(jī)械電氣化工程學(xué)院四年來為我提供的 良好學(xué)習(xí)環(huán)境，謝謝！ 17 參考文獻(xiàn) 1 薛萬夫.振動(dòng)鉆深孔.機(jī)械工藝師，1983（10）:22-24. 2 Shaw M C,Metel Cutting Principles,Clarendon Press (Oxford),1984. 3 日 隈部淳一郎，精密加工振動(dòng)切削基礎(chǔ)與應(yīng)用.機(jī)械工業(yè)出版社，1985. 4 李祥林，薛萬夫，張日升.振動(dòng)切削及其機(jī)械加工中的應(yīng)用.北京：北京科技出版社，1985. 5 劉明華.低頻振動(dòng)鉆小孔的試驗(yàn)研究.機(jī)械工藝師，1988（3）:9-10. 6 王世清. 孔加工技術(shù)M.北京：石油工業(yè)出版社，1993.209-220. 7 楊兆軍，王立江. 振動(dòng)鉆孔的國(guó)內(nèi)外研究狀況J. 吉林工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，1994（2）:119-123. 8 樊鐵鐵，深孔加工技術(shù)綜述，工具技術(shù)，1994，No.5：12-15. 9 王立平.振動(dòng)鉆削動(dòng)態(tài)特性及變參數(shù)振動(dòng)鉆削微機(jī)控制的研究.吉林工業(yè)大學(xué)博士學(xué)位論文. 1997. 10 馮 凱，超細(xì)長(zhǎng)深孔的振動(dòng)鉆削研究（碩士學(xué)位論文） ，西安石油學(xué)院，1997.5，6-68. 11 李 言，薛萬夫.鈦合金小直徑深孔的振動(dòng)鉆削研究J.陜西機(jī)械學(xué)院學(xué)報(bào)，1998， V01.5，No.3：209-213. 12 何玉輝.振動(dòng)鉆削微小孔力學(xué)特性的研究.吉林工業(yè)大學(xué)碩士學(xué)位論文.1998. 13 王立平，楊叔子，王立江. 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