深孔加工

，但均未收到预期效果，始终未开发出用于深孔精加工的内排屑深孔刀具。20世纪50年代枪钻开始广泛用于民用装备制造，实现了枪钻的硬质合金化与专业化生产，同期实现了枪钻机床的专业化制造，并在80年代实现了枪钻机床的无级调速，推出了数控枪钻机床和加工中心[8,9]。80年代以来，国外的内排屑深孔刀具和机床的发展也很缓慢，对深孔加工技术的学术研究出现低潮。深孔加工技术一度处于停滞状态，以枪钻、BTA钻为代表的深孔加工技术未出现任何突破性进展，有人认为枪钻、BTA钻已经使深孔加工达到了技术的顶峰，很难找到更多的发展余地。目前世界上外排屑(如枪钻)深孔加工技术可加工的最小孔径为Φ1.8mm，而内排屑深孔加工技术可加工的最小孔径为Φ2.5mm，且多数采用单管内排屑喷吸式深孔加工技术。而SIED技术可对直径在Φ1.8～Φ300mm范围内的深孔进行加工，且钻削过程平稳，排屑通畅，被加工孔的表面质量和尺寸精度均达到设计要求[10]。 目前，深孔加工技术在许多企业中属于“瓶颈”问题，国际深孔加工装备行业又处于垄断状态，国际深孔刀具、深孔机床市场一直为欧洲、日本少数公司所垄断，其价位居高不下。即使在欧美装备市场上，深孔刀具和机床在机床工具类产品中也属于最昂贵的品种之一。一台枪钻机床的平均价格高达20万美元以上，一支枪钻、BTA钻的平均价格也高达上百至数百美元。基于上述原因国内绝大多数企业采用相对落后和成本较低的技术手段去应对新装备的开发以节约使用成本。然而，对于一些军工产品如：枪炮管深孔，枪械的枪机击针孔、活塞筒，火炮制退复进机的活塞筒、液压缸等，这些落后的深孔加工技术显然是无法满足加工要求，这就使新型深孔加工技术的开发成为我国制造业高速发展中必须加以克服的一个薄弱环节。 目前，我国仍是深孔加工刀具的纯进口国，国内机床工业基础落后，需求的枪钻机床一直以进口为主，BTA刀具的普及情况更差。深孔加工技术已成为制约国内企业，甚至军工产业发展的主要原因，已到了不能不解决的地步，对于深孔加工技术的研究对于国内深孔加工也由进口到自主生产具有深远的意义。 深孔加工技术经过长期发展，逐步形成了实体钻削的四种加工体系[1]： (1) 外排屑加工系统; (2) 内排屑加工系统; (3) 喷吸钻加工系统; (4) DF加工系统。 这四种系统在钻杆结构、供油方式、刀具及制造使用成本等方面具有各自的特点，所适用的加工孔径、加工精度、表面质量不同，在选用时，应根据具体工况而定。 深孔加工技术从非自导式的扁钻，麻花钻发展到自导式的枪钻，又从外排屑式的枪钻发展到内排屑深孔钻—BTA钻，为解决BTA钻对密封要求严格的问题，随后又开发的喷吸钻系统，最近在BTA钻系统和喷吸钻系统的基础上研制了单管内排屑喷吸钻系统。从目前深孔加工方法来看，深孔加工已形成比较完善的体系，今后主要是在现有的各种加工方法的基础上，不断提高现有系统的加工质量和能力。随着新型的刀具材料不断涌现，将大幅度提高刀具的切削能力和耐用度。再者，电解加工技术在深孔加工中得到了应用，这是深孔加工技术上的一个重大变革。目前，国外企业已采用激光技术来提高深孔的加工精度，这将是深孔加工技术新的发展方向[2]。 1.5 课题的研究内容 针对深孔加工的特点和主要问题，本课题的主要研究内容有以下几个方面： （1） 介绍比较典型的深孔加工方法，并分析深孔加工常遇问题； （2）分析深孔钻削加工时的力学特性和导向块的合理分布位置； （3）分析深孔钻削加工时的颤振现象对深孔钻削稳定性的影响； （4）利用Matlab/Simulink建立仿真模型，进行仿真研究，并对仿真结果进行分析。 第二章 深孔加工方法及问题分析 深孔加工不同于普通孔的加工，由于深孔自身的一些特点要求采用特殊的孔加工工具、技术、装备以及合理的加工工序来实现对深孔的加工。深孔加工技术发展很快，目前已开发了枪钻、BTA钻、喷吸钻、DF钻等深孔加工系统。无论在孔加工的尺寸精度、粗糙度、圆度、偏移量和生产效率等方面均有了较大的提高，并且已开始推广到机械制造的各个领域。本章对比较典型的几种深孔加工方法进行了简要的介绍和对比分析，并对深孔加工中常出现的问题和原因进行了分析。 2.1 深孔加工方法 2.1.1 扁钻 扁钻是过去工厂内广泛使用的一种深孔钻头，此类钻头结构简单，制造容易，在使用过程中除钻杆、水泵外无需其它辅助工装，使用方便，适用于单件小批生产[1]。 扁钻适用于长径比(L/D)小于10，孔径范围Φ20mm—Φ150mm的深孔加工。扁钻只适用于卧式深孔机床或锉床加工，钻片采用机夹式结构，调节范围宽，在使用此类钻头进行深孔钻削的过程中，切屑在一定压力的冷却润滑液的作用下，从工件内孔中排除，不需退刀排屑，可以实现工件的连续钻削，适用于精度和表面粗糙度要求不高的深孔钻削，扁钻系列实物图如图2-1所示： 图2-1 扁钻系列实物图 2.1.2 枪钻 枪钻是单刃外排屑深孔钻，由钻头、钻杆、钻柄组成。枪钻的工作原理如图2—2所示。枪钻是目前应用最多的外排屑实体深孔钻，直径范围一般Φlmm—Φ35mm，钻杆可分级接长。现在枪钻钻头的制造抛弃了以往由高速钢与无缝钢管焊接而成的方法[11]，采用硬质合金加工成型，其切削速度(钢材) Vc介于70～120m/min之间，但由于枪钻的扭转刚度约为同直径的实心杆的三分之一，且质心偏离回转中心，惯性矩呈各向异性，刀杆刚度不足，易产生扭曲和挠曲，因而不宜采用大进给量，进给量f一般在0.01～0.04mm/r之间，且进给量f和钻头直径d成正比。在切削过程中，高压切削油通过钻头体内的油孔进入切屑区，加工形成的切屑被具有一定压力和速度的切削液冲走，经钻杆的”V”形槽排入排屑箱。枪钻具有自导向作用，受力平衡，比麻花钻等其它双刃钻孔刀具具有更高的加工精度、直线度和表面质量，所加工的孔单位长度走偏值远小于麻花钻。其加工精度可达IT10—IT7级，通常的加工粗糙度Ra为3.2 ~12.5μm，圆度误差一般为5~10μm[12-16]。枪钻实物图和结构简图如图2-3所示： 图2-2枪钻工作原理 图2-3 枪钻系列 2.1.3 BTA深孔加工系统 BTA是由欧洲的钻键孔与套协会—BTA(Boring and Trepanning Association)在总结Beisner钻的加工经验后推出的一款双出屑口单管内排屑深孔加工刀具，又称TST(Single-Tube System，单管钻)钻头[4]。具有错齿结构的BTA实体钻，切削力的平衡和错齿的分工更合理，其结构更加具有优越性，成为现代深孔钻进一步发展的基础。 图2-4 BTA深孔加工系统加工原理图 BTA深孔加工系统的加工原理如图2-4所示，其工作原理：具有一定压力的切削液进入输油器后通过钻杆外部与已加工孔孔壁间的环状空隙流向切削刃部，将切削刃上形成的切屑反向压入钻头出屑口，经钻杆的内腔向后排出，流入铁屑收集箱，切削液经过滤网回落到油箱中，经过若干层滤网后，可重复使用。 1、2、3—硬质合金刀片；4、5—导向条 图2-5 BTA深孔钻的结构简图 BTA深孔钻的结构简图如图2—5所示，为满足快速装卸和准确定位的要求，钻杆和钻头柄部均采用了“双止口圆柱面定位”及方牙螺纹联结的结构，其切削部分是由若干个(图中为三个)硬质合金刀片(l，2，3)交错地焊接在刀体上，切削刃在切削时可布满整个孔径，并起到分屑的作用；采用了导向条进而增大了切削过程的稳定性，图中4，5即为导向条，其位置可根据钻头的受力情况重新调整。刀具和钻杆均采用圆形结构，扭转刚度是同直径实心钻杆的0.9倍左右，刚性较好，可进行大进给切削，但当加工孔的孔径太小时，切削液的流动空隙相应变小，切屑易堵塞，压力高，密封困难，故不适宜直径小于Φ14mm孔的加工。BTA深孔加工系统通常可以达到钻孔精度Ra0.8~Ra3.2μm，加工精度IT8~IT10级[17-19]。 2.1.4 双管喷吸钻系统 BTA深孔加工技术因对密封要求极为严格，限制了该项技术的推广与应用。20世纪60年代初，SANDVIK公司推出了基于BTA技术的双管喷吸钻，它首次将负压抽吸效应用于深孔加工，简化了机床结构，将已有的设备改装后即可用于深孔加工系统[18]。 喷吸钻的工作原理如图2-6所示，它采用内、外两根钻杆，钻头内腔设置一根内管，钻头与钻杆(外管)以方牙螺纹连接，内、外管间形成环形的供油通道，大约2/3的切削液通向切削刃部，另1/3进入内管后部的喷射槽(俗称月牙槽)，从而在内管后部产生一个低压区，形成负压，加速切削液带动切屑通过内管通道排出。 内管的设置及负压作用，使排屑状况明显改善，所需的油压和流量仅为BTA系统的二分之一，降低了密封要求，同时因省去了输油器而代之以结构尺寸较小的钻套，钻杆的悬伸长度减短，扭曲变形量降低。它的主要缺点在于孔的深度受到抽吸效应的限制，一般限制在1000mm左右，不适宜加工长深孔；不适于多品种小批量生产；失去了切削液对钻杆振动所产生的阻尼作用，易产生扭转；系统刀具刚性好，可以实现大进给切削，是一种高效的孔加工方法，但当孔径过小时，很难形成真空效应，排屑不顺利，而且由于该系统采用了双层钻管，切削液的流动空间受到极大的限制。 图2-6 喷吸钻的工作原理 2.1.5 DF(Double Feeder system)系统 70年代日本冶金公司推出了结构更为简单的双向供油喷吸钻系统—DF(Double Feeder)系统。其创新性主要在于简化了钻杆的结构，采用了锥形喷嘴抽屑器，为深孔加工技术的完善起到启发作用[20,21]。 DF系统需在单管BTA钻杆后增加一套抽屑器，属于单管喷吸钻系统的改进型。它可将BTA钻的应用范围适当向下扩展，而钻杆和钻头与BTA钻完全一致。DF系统的工作原理如图2—7所示，其抽屑机理与双管喷吸钻相同。利用流体喷射产生负压效应，装在刀座上的抽屑装置从钻杆末端产生负压促进排屑。它吸收了BTA系统和喷吸系统的优点，用一根钻杆完成推、吸作用。由于其抽屑装置较简单，刀具制造简单，具有比BTA钻排屑状况好的优点，是目前应用最为广泛的一种深孔加工系统，它特别适合于Φ16~Φ30的深孔。 DF系统比BTA系统适应性更大，对油泵排油量、油箱容积和机床密封的要求低于同直径的BTA钻，而DF系统加工效率、加工质量和经济性均高于BTA钻。虽然DF系统的抽屑器喷嘴采用了完整的圆锥形，而不是双管喷吸钻内管所采用的两排相互间隔的弧形槽，增强了抽屑效果，但对深度大于1000mm的深孔，抽屑效果仍不是很理想，因而其深度通常限制在1000mm以内的深孔。 由于DF系统的局限性，它仅填补了BTA系统未覆盖的加工范围。BTA系统因具有宽广的适用范围仍保持其在内排屑深孔加工中的主导地位。 1—工件; 2—中心架; 3—BTA 钻; 4—钻套; 5—输油器; 6—钻杆; 7—夹头; 8—抽屑装置; 9—前喷嘴; 10—后喷嘴 图2-7 DF系统的工作原理 2.1.6 单管内排屑深孔喷吸加工技术(SIED技术) 从20世纪80年代初开始，我国科研工作者经过20多年的不断探索，归纳、总结了现有枪钻、BTA钻、双管喷吸钻、DF系统的技术优点，并在最大限度避免其缺点的基础上，开发了一种具有创新性和实用性的深孔加工技术体系—单管内排屑喷吸钻(Single-tube Inner chipremoval Ejecfor Drill，简称SIED)[10]。 SIED系统的工作原理如图2—8所示，切削液经液压泵输出后，一部分流入输油器经钻杆与钻套、己加工孔壁之间的间隙流入切削区，推动切屑进入出屑口;后一部分进入抽屑器，经间隙可调的锥形喷嘴副之间进入后喷嘴内腔，产生高速射流和负压。两支油路各设独立的调压阀，可以将油压及流量分别调整至最佳状态。 图2-8 SIED系统的工作原理 2.1.7 深孔扩钻(Counterboring)技术 深孔扩钻(Counterboring)技术是实体钻(Solid Drilling)技术的重要补充，BTA扩孔钻由BTA实体钻衍生而来。BTA扩孔钻具有导向作用，能修正原有孔的尺寸和形位误差，但其本质仍是钻孔。其主要用途在于： （1） 用于扩大已加工的孔。当深孔直径大于设备加工范围或功率限度时，可以先在实体上钻较小的孔，通过扩孔，获得所需的尺寸，不必重新购置大规格的机床，从而节约成本。对于单件小批量或生产批量不大时，通常采用此方法。 （2） 用于工件上已有原始孔的加工。铸件、无缝钢管孔均可采用BTA扩孔钻加工。 BTA扩孔钻使用与BTA实体钻相同的设备、钻杆、导向套，操作方法基本相同。但BTA扩孔钻加工余量比实体钻小得多，因而切削力、转距和切削功率相应的也小得多，钻杆刚度和排屑通道却相对大得多。因此，其经济加工精度可达IT8~IT9级，表面光洁度可达Ra0.8μm，一般不低于Ra1.6μm，孔的直线度和偏移量均好于实体钻，其加工直径范围Φ20~Φ124mm，扩孔余量3~6mm[20,21]。 2.2 常用深孔加工方法对比分析 在生产实际过程中，通常要根据被加工深孔的毛坯材料、长径比以及其他的技术性指标来选择合适的加工方法来完成特定的加工目标，本节将对常用的加工方法进行对比分析，为深孔加工方法的选择提供依据[1]。 表2—1 常用深孔加工方法 加工方法 加工刀具 加工孔径（mm） 尺寸精度 圆度误差μm 表面粗超度Ra/μm 深孔钻削 扁钻 25~450 IT11~IT14 ≥40 10~2.5 深孔麻花钻 1~75 IT11~IT14 10~2.5 枪钻 2~50 IT7~IT10 5~10 5~1.25 DF钻 6~65 IT7~IT10 5~15 3.2~1.25 BTA钻 6~80 IT7~IT10 5~15 5~1.25 喷吸钻 18~65 IT9~IT10 5~40 5~1.25 BTA套料钻 47~500 IT9~IT12 ≥20 5~1.25 BTA扩钻 20~240 IT7~IT9 5~15 0.8~3.2 深孔镗削 外排屑深孔镗刀 2~50 IT8~IT11 10~80 5~1.25 BTA镗刀 ≥20 IT8~IT11 10~80 5~1.25 浮动镗刀 ≥50 IT8~IT11 10~40 5~1.25 组合镗刀 20~220 IT8~IT11 10~40 3.2~1.25 深孔铰削 多刃铰刀 10~60 IT8~IT11 10~40 3.2~0.2 单刃铰刀 10~60 IT8~IT10 5~10 3.2~0.2 金刚铰刀 3~100 IT7~IT10 5~10 1.6~0.2 深孔磨削 深孔磨削 大、中直径 IT8~IT10 10~40 3.2~1.6 深孔衍磨 2~1200 IT6~IT9 5~30 0.8~0.2 滚压 滚压头 ≥6 IT5~IT9 5~30 0.8~0.1 表2—2常用深孔加工方法的特点 加工方法 长径比 特点 扁钻 小于10 制造简单,钻削不平稳,一般只用于粗加工,生产效率低 麻花钻 小于50 刚性差,进给量小,生产效率低,冷却困难钻头耐用度低,重磨次数多 枪钻 可达250 单位长度走偏值远小于麻花钻,效率高 BTA钻 可达250 密封要求高,压力高,效率比枪钻高3倍 喷吸钻 大于100 密封要求低,压力低,效率比枪钻高3倍 DF系统 可达100 效率比枪钻高3~6倍,比BTA高3倍 SIED系统 可达200 孔径范围基本不受限制,排屑能力不受钻头直径影响 2.3 深孔加工注意事项与问题分析 2.3.1加工时应注意的问题 （1）主轴、刀具导向套、刀杆支承套，工件中心架等中心线的不同轴度应符合要求； （2）检查切削液系统是否则畅通和正常工作； （3）工件的加工端面上不应有中心孔，并避免在斜面上加工钻孔； （4）采用较高速度加工通孔，当钻头即将钻通时，最好停车或降速。防止损坏钻头和工件出口处； （5）应尽量避免在加工过程中停车。如必须停车，应先停止进给，并将刀具退回一段距离，然后停止油泵和主运动的旋转，以防止刀具在孔中产生“咬死”现象。 （6）对深孔盲孔的钻孔，只能采取单边钻空，空深尺寸要求严格控制，为了保证深度尺寸的精度，在粗车外圆时，在工作长度方向要留有足够的加工余量，以便在深孔钻削完成后，加工掉多余部分。 2.3.2深孔钻常见问题及产生原因 （1）孔径直线性差：主轴、刀具导向套、钻杆支撑套，共建支撑套等中心线不同轴度超差；刀具导向套孔径过大；进给量过大引起较大的钻杆变形； （2）孔不圆度大：主轴、刀具导向套、钻杆支撑套，共建支撑套等中心线不同轴度超差；切削刃几何形状不当；夹紧力不均匀引起工件变形； （3）孔径尺寸差：切削刃几何形状或位置不当刀具导向套磨损出现喇叭口，进给量大； （4）表面粗糙度较差：刀具的振动过大、切削速度过低，进给量过大或不均匀；主轴、刀具导向套、钻杆支撑套，共建支撑套等中心线不同轴度超差；导向支撑块几何形状不当；刀具导向套孔径过大；切削液种类不当；切削液压力不当或过滤不好。 2.4深孔加工系统的选用 通过以上分析可知，上述的深孔加工方法都是生产实际中行之有效的方法。它们用于自身的一些加工优点和缺点，在不同的程度上改善了深孔加工中存在的难题。如刀杆的强度方面，由麻花钻、枪钻改到圆形刀杆的BTA钻、双管喷吸钻和DF钻，增加了钻杆的刚度；从冷却润滑方面来看，由于采用了强制冷却系统，缓解了加工散热及润滑问题；对于断屑问题，人们力求改善刀具几何参数，研究不同类型、不同参数的断屑台，以期望得到理想的刀具切削部分形状来解决断屑、排屑等问题，目前已做了大量的研究工作，并取得了一定的成绩，使深孔加工的应用范围越来越广泛。 虽然采取一些措施解决了一些深孔加工的问题，但由于工件材料、加工条件等多方面因素的改变，使深孔加工的一些历史性问题仍未得到彻底解决，使得钻削过程并不能稳定进行，因而适用范围仍就有限。 2.5本章小结 本章简要的介绍了扁钻、枪钻系统、BTA内排屑钻系统、双管喷吸钻内排屑系统、DF喷吸钻系统、扩孔钻等加工技术及其存在的优缺点，对常用的深孔加工方法进行了对比分析，分析了深孔加工过程的常遇问题，旨在为生产实际中深孔加工方案的选用和修正提供理论依据。 第三章 深孔钻削的力学特性分析 为了提高深孔钻削的质量和经济性对深孔钻削进行研究是必不可少的。深孔钻削的质量包括孔的位置和宏观、微观几何状态等参数，即孔的尺寸、形状和表面质量。深孔钻削的经济性主要包括刀具耐用度、切削效率及加工状态等因素，而影响深孔钻削加工质量和经济性的众多因素都可以使用作用在工件上的力来加以描述。因此，研究深孔钻削的受力情况具有十分重要的理论和实际意义，具体表现在以下几个方面[22]： (1) 有助于切削用量的优化； (2) 有利于研究导向块的作用机理和合理分布，并进行钻头的最优设计； (3) 有利于钻杆的设计及强度校核； (4) 为进一步研究深孔钻削提供了依据； (5) 为完善深孔加工机床提供帮助。 3.1深孔钻削刀具的力学模型 深孔钻削加工是在复杂工况下进行的，它利用导向块在已加工孔表面上的定位和支承进行孔的钻削[23-25]，其特点是工件与刀具不仅是刀刃的单一接触，还有刀具附加导向块与工件的接触，最终起作用的有导向块上的正压力与摩擦力、总的切削力。 就深孔钻削加工而言，由于导向块上的正压力以及摩擦力的存在，使工件、导向块和刀具之间形成了一个封闭力系，因此，可以测量出总的扭矩及轴向力，但不能直接测得各切削力的分量[26]。为了研究钻头上各个切削力的分量，支持深孔加工的力学分析，可从测量的总的扭矩和轴向力出发，同时结合测量与计算的方法，对其所受的力进行分析，分解得到作用在钻头上的各个切削力的分力。从简化受力状况，分析钻削力的主要影响因素考虑，可做出以下假设： (1)由于钻头自重以及冷却液压力几乎不会影响到钻头的受力，可将其忽略； (2)由于切屑、冷却液、钻杆各部分的重力以及导套、中心架支承处的反力、摩擦力都很小，可将其忽略； (3)由于钻杆相对于钻头的轴向尺寸很大，可看作除导向块上的轴向摩擦力和走刀抗力外，其余各力都作用于同一个平面内； (4)简化正压力、导向块上的摩擦力、各个切削力分量等分布力为集中力。 深孔加工刀具种类繁多，常见钻头有BTA钻、喷吸钻、DF系统和枪钻等，从力学的分析来讲，上述几种钻头的结构特点和受力情况均是一致的，即副切削刃与两个导向块在圆周三点布置，导向、切削分离，切削时，主切削力和径向力把导向块压向孔壁，导向块和副切削刃还受到孔壁的摩擦力矩，所以，在简化各种深孔刀具的作用力后，可表示为相同的力学模型，下面以BTA错齿内排屑深孔钻为例，建立BTA钻的力学模型[27-29]。 3.1.1 BTA内排屑深孔钻的力学模型 分析BTA深孔刀具，由其结构特征分解作用在刀刃上的总的切削力，分解为：轴向切削力分量Fx，径向分量切削力Fy和主切削力分量Fz。BTA深孔刀具力学模型如图3-1所示： 图3-1 BTA深孔刀具力学模型 由上图的力学关系方程式，写出其力学方程式见式3—1： 3-1 —总轴向力； Fz—主切削力分量； Fy—径向削力分量； Fx—轴向削力分量； M—总扭矩； L—主切削分量力的作用力臂； N1、N2—导向块1、2上的正压力； Ff1、Ff2—导向块1、2上的周向摩擦力； Ffx1、Ffx2—导向块1、2上的轴向摩擦力； θ1、θ2—导向块1、2上的位置角； μ1、μ2—导向块1、2与孔壁之间的摩擦系数。 以上方程中考虑的只是库仑摩擦，并假定导向块具有相等的周向摩擦系数和轴向摩擦系数，因此导向块也具有相等的周向摩擦力和轴向摩擦力，即有： 3-2 3-3 3.2深孔钻削各切削力的求解 由于切削力分量Fx、Fy、Fz和导向块上的正压力N1、N2，摩擦力Ff1、Ff2、Ffx1、Ffx2需要通过式3-1至式 3-3以及一个补充方程式3-5才能求得，当钻头的公称直径d0、导向块的位置角θ1和θ2确定以后，可直接测得深孔加工时的总轴向力 和扭矩M。同时，依据Dortmund大学的U. weker和Stuttgart大学的Franz Pflegh博士用不同的实验方法测量出的深孔钻削时主切削力力臂L的计算公式[28]： 3-4 通过试验的方法找到一个Fx、Fy、Fz之间或者它们任意两个量之间的函数关系，试验表明：通常主切削力分量Fz约为轴向切削力分量Fx的2倍，即可得到补充方程： 3-5 3.2.1钻削力的测量 由前面的分析可知，为求解各切削力的分量，必须首先测得总轴向力 和扭矩M，在测量总轴向力和扭矩时，使用直接承受轴向力和扭矩的钻杆，将其作为测量钻削力的弹性体，同时测得总的轴向力和扭矩[27]。 (1) 测量切削扭矩M 测量扭矩时应变片的布片图如图3-2所示。以这种方式布片可以达到只测量出扭矩而排除轴向力的目的。 图3-2 测量扭矩时的布片和电路简图 由材料力学的相关知识，各类载荷使应变片之间的的应变关系如式3—6所示： 3-6 为M作用下第 个应变片上产生的应变值； 为力F作用下第 个应变片上产生的应变值； =1，2，3，4。 应变片电阻的相对变化量 ，则B、D之间的电压U的表达式为： 3-7 式3-7中，Kp—应变片的灵敏系数；V—桥路所加的电压。 (2) 轴向力的测量 测量轴向力的应变片布片如图3—3所示，测量轴向力时，采用电阻应变片，R1、R2如图分布，则应变片发生变化时，B处的电压见式3—8： 图3-3 测量轴向力时的布片和电路简图 3-8 3. 2. 2钻削力分量求解 在测得总的轴向力 和扭矩M后，联立方程式求解各切削力分量，如式3—9： 3-9 通过分解总轴向力 和扭矩M，求解得加工过程中深孔钻削刀具的轴向切削分力Fx、径向切削分力Fy和主切削分力Fz，同时可求出导向块上的正压力N1、N2，轴向摩擦力Ffx1、Ffx2和周向摩擦力Ff1、Ff2。从式3—9可以看到导向块的位置角对这些力有影响，不同分布的导向块对深孔加工过程的力学特性有着十分重要的影响，因此，分析导向块的分布情况是很有必要的。 3. 3导向块位置角的分布分析 导向块对深孔钻具有支撑、稳定和挤压的作用，其位置角的分布情况影响深孔加工的力学特性，导向块的设计原则如下[25]： (l) 能使作用在切削刃上的合力在孔中起着有利于支撑的作用； (2)为保证两个导向块磨损均匀，应使作用在各个导向块上压力应最小，且最好相等； (3)支撑在孔中的钻头应尽量保持稳定。 假定径向切削力分量Fy和主切削力分量Fz的合力(Fyz)的夹角为λ，孔壁与导向块的摩擦角为β，导向块1，2所受的正压力和周向摩擦力的合力分别为F1和F2，则有： 3-10 切削力对导向块的作用简图见图3-4所示： 图3-4 导向块的受力简图 从图3-4中可以得到： 3-11 解方程组得： 3-12 通过分析式3—12可知：当θ1—θ2介于90。~180。之间时，F1、F2为正值，切削处于平衡状态，同时，如将角λ大于90。时，切削容易处于平衡状态。 依据导向块设计原则，导向块起着支撑的作用，即合力的方向应在两个导向块之间，这样才不致偏移和翻转，通常在设计时，应使两个导向块面积相等，导向块1，2上作用的正压力N1，N2相等，也就是F1等于 F2，即： 3-13 由于摩擦角β很小（一般不超过5。），可忽略其影响，即： ，可得： 3-14 式3-14表明，若横截面的切削合力与Y轴的夹角λ同导向块的位置角θ1和θ2满足上述关系，导向块所受的压力相等，磨损也相同。此时，导向块的合力F1，F2分别为： 3-15 由前面的分析可知，θ1-θ2的值一般不会超过180。，（θ1-θ2）/2的值在90。的范围以内变化。由于F1、F2是secθ的函数，当θ在0。~50。范围内变化时，F1，F2变化比较平稳；当θ在60。~65。范围内变化时，F1，F2上升较快；当θ在65。~90。范围内变化时，F1，F2急速上升。 通过分析，可确定导向块较为合理的分布为：θ1=80。~90。，θ2=180。~190。。 3.4 本章小结 本章以BTA错齿内排屑深孔钻为例，分析了BTA深孔钻的力学特性，在测得总轴向力和扭矩的条件下，分解深孔钻削刀刃上的作用力，提出了测量总的轴向力和扭矩的方法，并且给出了求解各切削力分量的方程，为深孔钻削加工的进一步研究，提供了力学分析的依据；关于深孔钻削加工受导向块位置角的影响，研究了合理分布的导向块位置，并且最终确定出：θ1=80。~90。，θ2=180。~190。。第四章 深孔钻削加工稳定性分析 4.1 深孔钻削加工的动态钻削力 第三章中的深孔钻削加工的力学特性分析是在深孔加工处于稳定的钻削状态下进行的。然而，在实际钻削加工过程中，由于存在多种因素的干扰，使深孔钻削力处于不断变化的动态过程之中，这严重影响深孔钻削加工，动态钻削力的产生及影响因素主要可以分为以下几个方面[30-37]： (1) 机床、工件以及加工过程构成的闭环系统是形成深孔钻削动态钻削力的主要原因。由于深孔的加工过程可以视为一个闭环的系统，在加工过程中会产生振动，甚至在某些条件下会产生自激振动，由此产生的动态钻削力和刀具磨损关系密切，刀具磨损比影响切削刚度和切削过程阻尼比，这将使动态钻削力处于不断变化之中。 (2) 误差、工件安装不正及机床运动误差(包括主轴回转误差)等因素会影响切削厚度的变化，产生动态切削力，并使其不断变化[31]。 (3) 刀具在加工过程中切割硬质点会产生动态钻削力，由于不均匀分布的工件材料金相组织，会造成硬度在材料内部各空间位置上分布不一致，使得作用在刀刃上的力在加工过程中不断变化，进而引起动态钻削力。 (4) 刀具与工件及刀具与切屑之间存在着高速相对运动，表现为产生近乎于白噪音的动态钻削力。 (5) 切屑的形成、变形以及折断引起的动态钻削力使深孔钻削处于复杂的动态变化之中。机床、工件和加工过程中系统产生的振动是影响深孔钻削动态性的主要因素，为保证深孔加工的顺利进行，有必要对深孔钻削系统中的振动现象进行分析[38]。 4.2机床振动理论 深孔钻削过程中刀具的切削刃与工件的被切削表面之间存在着切削运动和周期性的相对运动—切削振动。切削振动显然是一种不利于切削稳定的运动，因为切削振动会产生诸多负面的影响，某些情况下甚至会导致非常恶劣的结果。首先，工件和刀具之间的切削振动不仅使工件和刀具的相对位置以及速度发生变化，导致切削过程恶化，而且切削振动对切削效率和深孔钻削质量至关重要；其次，切削振动将会导致刀具的瞬时切削厚度在名义切削厚度附近产生波动，进而导致机床和刀具工作在动载荷下，加速了刀具的磨损并丧失了切削精度，最终降低了机床的使用寿命和刀具的耐用度，而且如果出现严重振动，刀刃可能会跳离工件，切削厚度突然降至零，或者刀刃又会深深地扎入工件，其瞬时切削厚度是名义切削厚度的好几倍；此外切削振动还使得刀具的实际前角和后角产生周期性的变化。上述因素将引起一个比没有振动时的静态切削力还要大