蒙 臻 倪 敬 武傳宇

1.浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院,杭州,3100182.杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,杭州,310018

振動(dòng)拉削系統(tǒng)振幅衰減特性分析與實(shí)驗(yàn)研究

蒙 臻1倪 敬2武傳宇1

1.浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院,杭州,3100182.杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,杭州,310018

為了探究振動(dòng)拉削中導(dǎo)致激振幅值衰減的主要因素，以雙伺服閥電液激振拉削設(shè)備為研究對(duì)象，綜合考慮雙閥電液激振系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性，以及拉刀多齒接觸效應(yīng)、工件尺寸參數(shù)等影響下的動(dòng)態(tài)拉削力特征，建立了振動(dòng)拉削過程中的激振系統(tǒng)模型；再分別通過理論計(jì)算及系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)，對(duì)比研究了電液激振器在非線性負(fù)載擾動(dòng)下實(shí)際輸出力和輸出位移的衰減波形，為振動(dòng)拉削激振系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化提供理論指導(dǎo)和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析表明：振動(dòng)頻率是導(dǎo)致系統(tǒng)振幅衰減的主要因素，而動(dòng)態(tài)拉削力通過影響激振缸活塞的運(yùn)動(dòng)特征使得輸出波形的峰值衰減，甚至使位移振幅趨向于0。

雙閥激振；拉削負(fù)載；激振特性；幅值衰減

0 引言

振動(dòng)加工與傳統(tǒng)加工相結(jié)合，可有效改善加工質(zhì)量，延長(zhǎng)刀具使用壽命[1]，在高附加值材料加工及超精密加工等方面有巨大的發(fā)展?jié)摿ΑＳ捎陔娨杭ふ裱b置具有低頻特性好、推力大及過載易保護(hù)等優(yōu)點(diǎn)[2]，故筆者將電液激振引入拉削加工工藝。在研究過程中發(fā)現(xiàn)，電液激振系統(tǒng)在動(dòng)態(tài)拉削力影響下的幅值衰減特性，是實(shí)現(xiàn)匹配振動(dòng)拉削負(fù)載、優(yōu)化振動(dòng)拉削電液激振系統(tǒng)工藝參數(shù)，以及實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定可行的振動(dòng)拉削工藝的關(guān)鍵所在。

目前振動(dòng)拉削方面公開發(fā)表的文獻(xiàn)較少，但已有不少學(xué)者針對(duì)電液激振器在負(fù)載擾動(dòng)下的輸出性能開展研究，先后發(fā)表了相關(guān)的理論分析和實(shí)驗(yàn)研究成果。如浙江工業(yè)大學(xué)的阮健團(tuán)隊(duì)，基于二自由度的高頻激振閥[3-4]和顫振型液壓缸[5-7]，研究電液激振系統(tǒng)的輸出特性及影響激振缸輸出力和位移幅值的主要因素，他們?cè)跇?gòu)建電液激振器動(dòng)力學(xué)模型時(shí)，與ZHAO等[8]一樣，將外界擾動(dòng)等效為水平放置的彈簧質(zhì)量塊系統(tǒng)，以求解系統(tǒng)的輸出波形；ATHANASATOS等[9]在用伯德圖研究振動(dòng)疲勞測(cè)試系統(tǒng)的輸出特性時(shí)，構(gòu)建了懸臂梁結(jié)構(gòu)的負(fù)載模型； 文獻(xiàn)[10-13]為了研究智能控制算法對(duì)液壓振動(dòng)平臺(tái)穩(wěn)定性的修正效果，針對(duì)負(fù)載部分構(gòu)建了多自由度彈簧-質(zhì)量塊數(shù)學(xué)模型。但上述文獻(xiàn)所涉及的研究?jī)?nèi)容，一方面系統(tǒng)負(fù)載或擾動(dòng)都是時(shí)不變的，而拉削負(fù)載具有較強(qiáng)的非線性和時(shí)變特性；另一方面只探討了電液激振器的輸出特性與輸入信號(hào)之間的關(guān)系，而忽視了負(fù)載對(duì)激振性能的衰減作用。因此，在拉削負(fù)載耦合特性影響下的電液激振輸出特性還有待于進(jìn)一步研究。

本文以雙伺服閥電液激振拉床為研究對(duì)象，基于動(dòng)態(tài)拉削力與激振輸出力的強(qiáng)耦合關(guān)系，引入液壓伺服理論和牛頓動(dòng)力學(xué)體系，建立了振動(dòng)拉削系統(tǒng)的電液激振特性模型，并采用理論分析計(jì)算和實(shí)際系統(tǒng)測(cè)試的方法，研究了動(dòng)態(tài)負(fù)載影響下雙閥激振系統(tǒng)輸出位移和輸出力的規(guī)律特性，最終為振動(dòng)拉削工藝提供了合理的激振參數(shù)選擇及優(yōu)化方法。

1 振動(dòng)拉削系統(tǒng)

振動(dòng)拉削加工系統(tǒng)原理如圖1所示，主要由電液激振裝置、拉削主油缸、導(dǎo)向柱、導(dǎo)套及拉刀等部件組成，拉削主油缸與激振裝置分別采用獨(dú)立的油源供能。各部件的具體安裝方式為：拉削主油缸活塞桿與溜板通過螺紋及緊定螺釘固連一體；溜板上有對(duì)稱安裝的軸套，使其可在導(dǎo)向柱上滑動(dòng)；溜板上還安裝有如圖2所示的電液激振裝置，其活塞桿直接與刀夾頭螺紋連接，而刀夾頭與拉刀則通過緊定插銷和緊定螺栓固連一體；拉刀通過安裝在端板上的導(dǎo)向套直接從待加工工件的內(nèi)孔穿過。

圖1 振動(dòng)拉削系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of vibration broaching system

圖2 雙閥電液激振系統(tǒng)示意圖Fig.2 The dual-valve excitation system

該系統(tǒng)的工作過程為：在拉削主油缸驅(qū)動(dòng)拉刀沿導(dǎo)向柱以速度vc做直線勻速運(yùn)動(dòng)時(shí)，電液激振裝置輸出周期性往復(fù)運(yùn)動(dòng)vt，使拉刀運(yùn)行具有復(fù)合的運(yùn)動(dòng)形式，將傳統(tǒng)的接近→接觸→拉削過程轉(zhuǎn)換為接近→接觸→拉削→脫離→再接近的循環(huán)過程，使連續(xù)的拉削過程離散為脈動(dòng)式切削過程。由于每次接觸工件時(shí)的材料去除量相對(duì)傳統(tǒng)加工過程要大為減少，因此降低了平均拉削負(fù)載。同時(shí)，拉刀動(dòng)態(tài)接觸工件，減小了加工應(yīng)力的集中程度，使整個(gè)拉削過程更為平穩(wěn)。而根據(jù)相關(guān)研究文獻(xiàn)，只有當(dāng)振動(dòng)速度vt大于切削速度vc時(shí)才能形成上述脈動(dòng)式切削過程。

對(duì)振動(dòng)拉削的激振系統(tǒng)來說，激振力和振幅是影響拉削效果的重要因素，因此，通過研究實(shí)際拉削過程中相關(guān)參數(shù)的衰減特性，可為振動(dòng)拉削工藝所需的穩(wěn)定可靠的激振系統(tǒng)提供設(shè)計(jì)思路及優(yōu)化方向。

2 激振系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

雙閥控電液激振裝置的動(dòng)力學(xué)原理如圖3所示，圖中，pP、pT、p1、p2分別為油源供油、油源回油、液壓缸無桿腔和有桿腔的壓力，MPa；pPi、pTi、pi1、pi2分別為第i(i=1, 2)個(gè)伺服閥的P口、T口、A口和B口的壓力，MPa；qP、q1、q2分別為油源供油、進(jìn)入無桿腔和流出有桿腔的流量，mL；qPi、qi1、qi2分別為流經(jīng)第i個(gè)伺服閥P口、A口和B口的的流量，mL；A1、A2分別為激振缸無桿腔和有桿腔的面積，mm2；xvi為第i個(gè)伺服閥閥芯位移，mm；xp為激振缸活塞位移，mm。根據(jù)圖3所示，閥芯位移xvi向左為正；活塞位移xp向右為正。

圖3 振動(dòng)輔助拉削簡(jiǎn)圖Fig.3 Simplified diagram of vibration-assisted broaching

拉刀與激振缸活塞桿為剛性連接，則根據(jù)牛頓-歐拉法，振動(dòng)拉削過程中激振系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性可描述為

(1)

式中，M為折算到活塞上的總質(zhì)量，kg；C為電液激振系統(tǒng)的總阻尼系數(shù)；K為系統(tǒng)的等效彈簧剛度；Fp為輸出的激振力，N；Fc為拉削負(fù)載力，N；Ff為摩擦力，N。

由式(1)可知，激振系統(tǒng)的輸出特性(輸出位移和輸出力)與拉削負(fù)載特性間存在耦合關(guān)系,因此，本文首先針對(duì)空載條件下的雙閥電液伺服系統(tǒng)特性展開研究，再引入拉削負(fù)載模型，探求拉削負(fù)載擾動(dòng)對(duì)激振系統(tǒng)振幅衰減特性的影響。

2.1 雙閥系統(tǒng)模型

根據(jù)如圖3所示的流體運(yùn)動(dòng)特性，雙閥激振系統(tǒng)可通過伺服閥負(fù)載流量模型、多路流量耦合模型及閥控非對(duì)稱缸模型來綜合描述。

(1) 伺服閥負(fù)載流量模型如圖3所示，伺服閥閥芯換向運(yùn)動(dòng)時(shí)，閥口的流量方程可表示為[14]

(2)

(3)

式中，Cd為閥的流量系數(shù)；wi為第i個(gè)閥的面積梯度，mm；ρ為油液的密度，kg/m3。

(2) 流量耦合模型采用如圖3所示的并聯(lián)伺服閥設(shè)置方式，在流體交互運(yùn)動(dòng)過程中，會(huì)產(chǎn)生多流道間的匯流特性，則進(jìn)出激振缸的流量可表示為

(4)

(5)

(3) 非對(duì)稱缸負(fù)載流量模型，激振缸工作時(shí)，活塞處于高速換向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，可忽略泄漏對(duì)于流量的影響，則激振缸兩腔的流量連續(xù)性方程可表示為

(6)

式中，V1和V2分別為激振缸無桿腔和有桿腔的容積，mm3；βe為有效容積模數(shù)，MPa。

(4) 激振缸系統(tǒng)輸出力特性，激振缸的輸出力與兩腔的壓差直接相關(guān)， 即

Fp=A1p1-A2p2=ALpL

(7)

式中，AL為激振缸負(fù)載面積，mm2；pL為激振缸負(fù)載壓力，MPa。

因此，綜合式(4)～式(7)，激振缸輸出力特性可描述為

xvi>0時(shí)

(8)

xvi<0時(shí)

(9)

2.2 拉削負(fù)載模型

拉削過程實(shí)質(zhì)上是拉刀刀齒逐次接觸工件的過程，如圖4所示。當(dāng)拉刀以速度vc加工工件時(shí)，刀具前后齒齒升量的差值相當(dāng)于進(jìn)刀量，因此拉削過程只有切削運(yùn)動(dòng)，而無進(jìn)給運(yùn)動(dòng)。由于齒升量不同，拉刀分為粗拉區(qū)(A)、精拉區(qū)(B)和修形區(qū)(C)，因此拉削還可實(shí)現(xiàn)粗加工和精加工一次加工成形。圖中參考線s為過拉刀第1齒齒刃且與拉刀底面平行的直線；第i個(gè)齒齒刃與參考線s的距離hi即是該齒的齒升量，mm；p為相鄰兩齒的間距，mm；d為工件加工長(zhǎng)度，mm；Fci為第i個(gè)齒的切削力，N。

圖4 拉削負(fù)載示意圖Fig.4 Schematic diagram of broaching

由圖4可知，若齒間距p為恒值，則拉削力Fc與參與拉削的齒數(shù)n和拉削速度vc直接相關(guān)。其中同時(shí)參與拉削的齒數(shù)nm與齒間距p和筒狀工件長(zhǎng)度d相關(guān)，即

(10)

拉刀單齒的切削力Fci可表示為[15]

Fci=λiklilwi

(11)

式中，λi(i=1,2,…,n)為與刀齒前角等因素有關(guān)的修正系數(shù)，其值可近似表示為cosαi，αi為第i個(gè)刀齒前角；kli為作用在第i個(gè)刀齒單位長(zhǎng)度切削刃上的力，N/mm；lwi為第i個(gè)刀齒切削寬度，mm。

根據(jù)文獻(xiàn)[15]的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，單位拉削力kli與齒升量hi及工件材料相關(guān)，即

(12)

式中，σb為材料的抗拉強(qiáng)度。

拉刀刀齒漸次接觸工件，由后續(xù)刀齒的齒升量形成新的背吃刀量。相鄰刀齒接觸工件的時(shí)間間隔為ti=p/vc。根據(jù)鍵槽拉刀上述切削特性，在如圖5所示的筒狀工件上加工鍵槽時(shí)，各刀齒的拉削寬度lwi將隨時(shí)間變化，有

圖5 拉削寬度示意圖Fig.5 Schematic diagram of broaching width

(13)

t1=(R1-h0)ti/hit2=(hs-h0)ti/hi

式中，h0為刀齒剛接觸工件時(shí)的初始高度；hs為刀齒切斷工件時(shí)的最終高度；b為刀齒的寬度；R1為筒狀工件的內(nèi)徑；R2為筒狀工件的外徑。

結(jié)合拉削過程中的刀齒數(shù)與工件的接觸情況，則拉削負(fù)載動(dòng)特性模型Fc(t)可描述為

Fc(t)=

(14)

式中，t0為第1個(gè)齒接觸到第nm個(gè)齒接觸的時(shí)間。

2.3 系統(tǒng)模型分析

由激振系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)特性及刀齒拉削過程可知，只有當(dāng)激振方向與切削方向相同時(shí)，拉削負(fù)載才會(huì)顯著影響激振系統(tǒng)輸出性能。因此綜合式(8)、式(9)和式(14)，雙閥激振動(dòng)力學(xué)特性模型可表示為

(15)

其中，當(dāng)xp>0時(shí)，α=0；當(dāng)xp<0時(shí)，α=1。

由式(15)可知，圖1所示的振動(dòng)拉削系統(tǒng)激振力和振幅與閥芯位移及動(dòng)態(tài)拉削力相關(guān)。在激振狀態(tài)下，控制信號(hào)為近似簡(jiǎn)諧波信號(hào)，則閥芯位移主要受激振信號(hào)頻率影響，因此，主要通過變化的激振頻率及拉削力對(duì)系統(tǒng)激振力和振幅衰減特性的影響展開實(shí)驗(yàn)研究。

3 實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及材料

本文提出的振動(dòng)拉削系統(tǒng)實(shí)物如圖6所示，主要由電液激振系統(tǒng)、拉削系統(tǒng)和電控系統(tǒng)組成。

圖6 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.6 The experimental system

電液激振系統(tǒng)油源最大工作壓力為15 MPa，最大工作流量為100 L/min；激振缸活塞、活塞桿直徑及行程分別為80 mm、50 mm及10 mm；激振閥為Rexroth三位四通伺服閥。拉削系統(tǒng)最大拉削力為50 kN，拉削行程為800 mm，最大拉削速度為6 m/min；拉削系統(tǒng)其他參數(shù)如表1所示。電控系統(tǒng)的激振控制器為SIMENS S7-300PLC系列的CPU314，包含了IO模塊及四通道D/A模塊，其中D/A模塊與伺服閥信號(hào)連接，采用定時(shí)中斷的方式發(fā)送閥芯控制信號(hào)；數(shù)據(jù)采集控制器為S7-300PLC同系列的CPU313C，通過其集成A/D模塊實(shí)現(xiàn)激振缸壓力及位移信號(hào)采樣，采樣周期為2 ms。激振缸工作壓力數(shù)據(jù)通過2個(gè)PTH503壓力傳感器(量程為0～15 MPa，綜合精度為0.5% FS，輸出信號(hào)為4～20 mA，頻率響應(yīng)為5 ms)從無桿腔和有桿腔采樣獲得；激振缸位移數(shù)據(jù)通過HLG103AC5激光位移傳感器(量程為±4 mm，分辨力為0.5 μm，線性度為±0.1% FS，輸出信號(hào)為4～20 mA) 從激振缸活塞桿獲得。其他主要參數(shù)如表1、表2所示。

表1 振動(dòng)拉削系統(tǒng)主要參數(shù)表Tab.1 Main parameters of dual-valve excitation system

3.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)主要分為兩個(gè)部分:①空載激振實(shí)驗(yàn)。本實(shí)驗(yàn)中拉削速度vc為拉床的固定拉削速度值44 mm/s；通過電控系統(tǒng)獲取激振缸壓力和激振缸輸出位移數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)中，激振信號(hào)頻率設(shè)定為

表2 振動(dòng)拉削系統(tǒng)主要元件表Tab.2 Major component of vibration broaching system

10 Hz，20 Hz和50 Hz三擋，每擋頻率下運(yùn)行1min/次，重復(fù)運(yùn)行20次。②拉削激振實(shí)驗(yàn)。本實(shí)驗(yàn)基本工況與空載實(shí)驗(yàn)一致，同樣設(shè)定了三擋激振頻率，每擋頻率下拉削鋼制工件20次，共60組實(shí)驗(yàn)。

4 結(jié)果與討論

4.1 輸出力衰減特性

圖7所示為激振缸輸出力幅值的仿真計(jì)算結(jié)果，表示隨激振頻率和拉削負(fù)載變化，激振缸輸出力幅值的分布情況。經(jīng)仿真計(jì)算，拉削力在整個(gè)拉削過程中在0～9.8 kN間遞增變化。如圖7所示，隨激振頻率提高，輸出力幅值下降得十分明顯；而隨拉削負(fù)載變化，輸出力幅值在某區(qū)間(4～6 kN)會(huì)出現(xiàn)較明顯的下降。

圖7 激振缸輸出力仿真曲線圖Fig.7 The simulation results of output force by excitation system

圖8所示為激振缸輸出力幅值的實(shí)測(cè)結(jié)果，橫坐標(biāo)為拉削過程時(shí)間(10 s)。如圖8所示，在拉削時(shí)，初期輸出力平均峰值分別為：11.23 kN(10 Hz)，6.40 kN(20 Hz)以及1.12 kN(50 Hz)；當(dāng)拉削進(jìn)行到6～8 s時(shí)，平均峰值分別下降了26.1%(10 Hz)，23.4%(20 Hz)以及39.3%(50 Hz)。這驗(yàn)證了仿真分析結(jié)果，即拉削力遞增的時(shí)變特性導(dǎo)致輸出力幅值躍變。但實(shí)測(cè)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)拉削力幅值與激振缸輸出力幅值之比較小時(shí)，對(duì)實(shí)際激振系統(tǒng)的容腔壓力特性的影響不明顯，因此若增大激振缸的輸出力幅值范圍，在拉削過程中可能不會(huì)出現(xiàn)激振力幅值躍變的現(xiàn)象。

圖8 激振缸輸出力實(shí)測(cè)曲線圖Fig.8 The experimental results of output force by excitation system

4.2 輸出位移衰減特性

圖9所示為激振缸輸出位移幅值的仿真計(jì)算結(jié)果，表示隨激振頻率和拉削負(fù)載變化，位移幅值的分布情況。如圖9所示，隨激振頻率提高，輸出位移平均幅值降低；隨拉削負(fù)載增大，輸出位移平均幅值也在下降。

圖9 激振缸輸出位移仿真曲線圖Fig.9 The simulation results of output displacement by excitation system

圖10所示為激振缸輸出位移幅值的實(shí)測(cè)結(jié)果。如圖10所示，在拉削時(shí)，初期輸出位移平均峰值分別為：1.38 mm(10 Hz)，0.26 mm(20 Hz)以及0.07 mm (50 Hz)；當(dāng)拉削進(jìn)行到6 s后，峰值迅速衰減為0。

圖10 激振缸輸出位移實(shí)測(cè)曲線圖Fig.10 The experimental results of output displacement by excitation system

4.3 激振參數(shù)敏感性分析

4.3.1 激振頻率影響分析

分別對(duì)比激振缸輸出力和輸出位移的仿真與實(shí)測(cè)曲線可以得到，激振頻率是影響系統(tǒng)幅值衰減的主要因素。其原因在于激振頻率實(shí)質(zhì)上代表了閥芯開啟時(shí)間，也就是流向激振缸容量的流量，而容腔壓力相對(duì)輸入流量是一慣性環(huán)節(jié)，因此隨著閥芯切換時(shí)間縮短，其輸出力增值也大幅下降。因此，若能在相同開啟時(shí)間內(nèi)，增加閥體數(shù)量(本文已采用了雙閥并聯(lián)供能)，提高輸出流量，即可相對(duì)減緩頻率提高導(dǎo)致的幅值衰減效應(yīng)。此外，激振頻率對(duì)于輸出位移的穩(wěn)定性也有一定影響。這是因?yàn)檎駝?dòng)拉削時(shí)，激振缸輸出與脈沖式切削運(yùn)動(dòng)相互耦合，使得振動(dòng)位移幅值會(huì)發(fā)生“漂移”現(xiàn)象；而由于時(shí)滯性，壓力變化并不能直接反映脈沖式接觸過程，因此，若不能對(duì)輸出位移進(jìn)行反饋補(bǔ)償，會(huì)影響振動(dòng)拉削系統(tǒng)的穩(wěn)定性，甚至反作用于拉削效果。

4.3.2 動(dòng)態(tài)拉削力影響分析

對(duì)比上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以得到，激振缸輸出力特性直接決定了其輸出位移特性。根據(jù)仿真計(jì)算分析，動(dòng)態(tài)拉削力具有較強(qiáng)的非線性和時(shí)變特性，它阻礙了激振缸容腔體積的變化，降低了激振缸瞬時(shí)速度，影響了激振缸輸出力幅值的穩(wěn)定性，也是限制輸出位移幅值的原因之一。當(dāng)拉削力逐漸大于激振缸輸出力時(shí)，激振位移幅值衰減為0，此時(shí)，振動(dòng)系統(tǒng)不是依靠位移幅值變化而是由容腔壓力波動(dòng)產(chǎn)生振動(dòng)輸出，因此，為了得到穩(wěn)定的輸出力和輸出位移，一方面需要改善激振系統(tǒng)的固有特性，提高其空載輸出力幅值范圍，另一方面則需要根據(jù)脈沖式拉削特性，設(shè)置蓄能設(shè)備，或以差動(dòng)的方式為激振缸供能，強(qiáng)制提高脈沖式接觸時(shí)的輸出力峰值。

4.3.3 其他參數(shù)的影響

文中未討論的激振系統(tǒng)其余參數(shù)還包括激振缸尺寸參數(shù)、激振油源壓力及激振信號(hào)幅值等。其中，激振缸的尺寸參數(shù)影響了它的固有特性；激振系統(tǒng)的油源壓力則影響了激振系統(tǒng)輸出力的峰值；激振信號(hào)幅值與閥芯開口面積及切換峰值相關(guān)，對(duì)激振控制系統(tǒng)來說，可通過實(shí)時(shí)調(diào)整激振信號(hào)幅值，來穩(wěn)定激振位移幅值。

5 結(jié)論

(1)本文綜合考慮了雙閥電液系統(tǒng)耦合流量特性和拉削負(fù)載動(dòng)特性，構(gòu)建了振動(dòng)拉削過程中的電液激振器動(dòng)特性模型，基于理論分析計(jì)算和實(shí)際系統(tǒng)測(cè)試，研究了激振器輸出力和輸出位移的衰減特性。

(2)仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，本文建立的電液激振模型能較好地描述拉削過程中激振器的輸出特性，可為實(shí)際振動(dòng)拉削加工中，激振器相關(guān)參數(shù)和結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供良好的理論支撐與技術(shù)指導(dǎo)。

(3)激振頻率是導(dǎo)致激振系統(tǒng)輸出幅值衰減的主要因素，當(dāng)激振頻率為50 Hz時(shí)，與10 Hz時(shí)的輸出力幅值相比平均下降了80%左右；輸出位移幅值平均下降了90%左右。

(4)動(dòng)態(tài)拉削力也是限制輸出位移幅值的重要因素。當(dāng)拉削力接近激振系統(tǒng)輸出力極限時(shí)，輸出位移幅值會(huì)衰減為0。

(5)此外，根據(jù)所構(gòu)建的系統(tǒng)模型推斷，影響振幅衰減特性的因素還包括激振缸尺寸參數(shù)、激振油源壓力及激振信號(hào)幅值等。

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(編輯 王艷麗)

Analysis and Experimental Study of Amplitude Attenuation Characteristics of Vibration Broaching Systems

MENG Zhen1NI Jing2WU Chuanyu1

1.School of Mechanical Engineering and Automation, Zhejiang Sci-Tech University,Hangzhou,310018 2.School of Mechanical Engineering, Hangzhou Dianzi University, Hangzhou, 310018

In order to investigate the major factors of amplitude attenuation during vibration broaching processes, a novel dynamic model of excitation system was established by considering the dynamic characteristics of dual-valve system, the broaching forces affected by the multi cutter tooth and workpiece size parameters. Then, the output waveforms of electro-hydraulic exciter with nonlinear disturbance were studied by the results of numerical simulations and system experiments, which may provide some theoretical references and laboratory evidence for optimizing parameters of the exciter system. The results show that the vibration amplitudes of exciter are mainly limited by the excited frequency. The peak values of waveform are reduced by dynamic broaching forces, which mainly affects the movement characteristics of cylinder piston. Because of that, the displacement amplitudes may tend to zero.

dual-valve excitation; broaching force; vibration characteristics; amplitude attenuation

2016-04-18

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375129)；浙江理工大學(xué)521人才培養(yǎng)計(jì)劃資助項(xiàng)目

TH137；TG57

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.05.003

蒙 臻，男，1986年生。浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院博士研究生。主要研究方向?yàn)殡娨杭ふ窦皯?yīng)用。發(fā)表論文4篇。E-mail：mengzhen0601@126.com。倪 敬，男，1979年生。杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院教授。武傳宇(通信作者)，男，1976年生。浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。