雙輪錯距縮徑旋壓力測量平臺設計*

吳　磊　劉　彬

(①中山火炬職業技術學院裝備制造系，廣東 中山 528437；②華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東 廣州 510641)

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雙輪錯距縮徑旋壓力測量平臺設計*

吳磊①劉彬②

(①中山火炬職業技術學院裝備制造系，廣東 中山 528437；②華南理工大學機械與汽車工程學院，廣東 廣州 510641)

為了提高加工效率，提出了雙輪錯距縮徑旋壓工藝。采用八角環測力計測量了旋壓三向力，設計并通過理論計算驗證了八角環測力計的準確性；通過應變分析，設計了應變片的貼片位置。在不同加工參數下，利用動態應變儀及八角環測力計對三向旋壓力進行測定，對試驗數據進行濾波處理，并最終得到三向旋壓力的數據。

錯距縮徑旋壓；旋壓力；八角環

目前，縮徑旋壓是單一旋輪進行加工[1-2]，當加工直徑變化較大的毛坯時，由于直徑單次變化過大會引起毛坯加工缺陷[3-4]，因而往往需要規劃旋輪的加工路徑，分多道次加工完成，其加工效率會相對較低。為了提高加工效率，借鑒用于強力旋壓的錯距旋壓[5-6]，本文提出雙輪錯距縮徑旋壓工藝。雙輪錯距縮徑旋壓工藝加工示意如圖1所示，毛坯在主軸夾頭的夾持下高速旋轉，旋輪在軸向錯位，分為前旋輪和后旋輪，相對于后旋輪，前旋輪的徑向進給量較小，兩個旋輪沿軸向同時同速度進給，因而可以在一道次完成兩個下壓量，是單輪旋壓工作效率的兩倍，該旋壓工藝可以有效地提高旋壓效率。

旋壓力是工程設計人員旋壓機結構設計以及電動機選型的重要參數[7-8]。旋壓力屬于三向力，需要使用三向測力計。目前市面上的三向測力計為壓電式三向測力計，其主要應用于車削力的測量[9-10]，成本高昂且若應用于旋壓力的測量還需設計結構將旋輪安裝于測力計上。

文獻[11]給出了利用八角環測量三向力的方法，該方法結構簡單，成本低。本文在前人的基礎上結合雙輪錯距旋壓工藝特點設計試驗平臺。

1　平臺設計

平臺設計如圖2所示，平臺在車床的拖板平面上增加一組十字平臺組件，及八角環傳感器，十字平臺可以微調軸向和徑向的旋壓錯距。假設旋輪受到的徑向力、摩擦力、軸向力分別F、f、P。為了方便計算八角環的受力，將徑向力設計在八角環的對稱面上，假設旋壓接觸面到八角環上半部分中性面的距離為l1，旋壓接觸面到八角環中間對稱面的距離為l2，如圖2所示。

2　八角環傳感器受力應變分析

八角環是根據圓環在受力時存在應變節點的原理設計的，尺寸參數如圖3所示，其中，r為八角環的等效半徑。

2.1八角環傳感器受徑向力及軸向力的應變分析

對該八角環的受力分析可以等效成圓環的受力分析，由于八角環受到徑向力、軸向力、摩擦力作用在各截面時，其所產生的截面應力是相同的，即應變相同，因此只考慮各力在截面處產生的彎矩。又由于徑向力產生的彎矩與軸向力產生的彎矩在同一平面內，而摩擦力產生的彎矩與前兩者垂直，因此分析前兩者產生的應變時，可以忽略摩擦力的影響。先分析各截面受徑向力與軸向力產生的彎矩作用下的應變。先忽略軸向力等效時產生的彎矩，當八角環受到徑向力和軸向力作用時，該結構的受力分析如圖4所示。

假設圓環某一截面與豎直方向的夾角為θ，根據該結構的受力為超靜定結構，各文獻均已給出在單獨的徑向力F或軸向力P作用時，圓環的截面所受到的彎矩為：

(1)

Mθ P= 0.5Prcosθ

(2)

因此當θ為39.5°時，F產生的彎矩為零，當為90°時，P產生的彎矩為零。但由于此圓環是由八角環等效而成，文獻[11]指出八角環結構滿足r/L=0.4時，θ為45°時，F產生的彎矩才為零。目前的八角環測力原理大都是根據上述公式進行貼片，但是該結構的尺寸要求比較嚴格。現根據本實驗裝置的結構特點，推導分析公式，從而提出另一種測力方案。

當圖2的受力情況向圖4的受力情況簡化時，軸向力P的等效忽略了產生的彎矩，因此需要額外再增加彎矩這一選項。現對該彎矩單獨作用在此結構進行受力分析，如圖5a所示。由于結構對稱，且加載的外載荷反對稱，因此，該結構受力可以簡化為圖5b。其中I1為八角環弧線部分的慣性矩，I2為八角環直線部分的慣性矩，根據本次尺寸設計得到I2=16I1。

彎矩MP的大小為：

MP=Pl1

(3)

根據力平衡方程可以得到：

FA=X1

(4)

MA=MP/2+X1L

(5)

因此AB段截面受到的彎矩如下：

BC段截面受到的彎矩：

卡式定理得：

(6)

由式(6)得到：

其中，K=L/r，本次結構設計，取K=2。因此，AB段截面受到的彎矩為：

(7)

故由式(1)、(7)得：

在AB段，θ為90°的截面外沿線：

F產生的應變：

(8)

P產生的應變：

(9)

在AB段，θ為90°的截面內沿線應變與內沿線相應力產生的應變符號相反。

在AB段，θ為45°的截面外沿線：

F產生的應變：

(10)

P產生的應變：

(11)

在AB段，θ為135°的截面外沿線：

F產生的應變：

(12)

P產生的應變：

(13)

由此，根據式(8)～(13)，通過在相應的位置合理地布置應變片即可求出相應的力。

2.2八角環傳感器受摩擦力的應變分析

摩擦力與軸向力和徑向力垂直，選取的應變測試點與前兩者應變測試點的選取原則相同，應選取為八角環中間部分的上下端點。這樣可以盡可能地減小軸向力和徑向力的影響。八角環傳感器受摩擦力的應變可以等效成一個梁受到摩擦力的應變。其中八角環中間部分的慣性矩為：

(14)

摩擦力彎矩在八角環中間部分上下兩端產生的應變為：

(15)

3　八角環傳感器貼片位置及電路設計

八角環傳感器貼片位置如圖6所示。

由于各應變點所在截面的軸向應力產生的應變相同且很小可以忽略不計，因此，在設計電橋時忽略軸向應力產生的應變，各點由于彎矩產生的應變如表1所示。

表1各點受彎矩產生的應變

測試點F產生的應變P產生的應變f產生的應變總應變1εF90εP900εF90+εP902-εF90-εP900-εF90-εP903εF90εP900εF90-εP904-εF90-εP900-εF90+εP905εF90εP900εF90+εP906-εF90-εP900-εF90-εP907εF90εP900εF90-εP908-εF90-εP900-εF90+εP90900εfεf1000εfεf1100-εf-εf1200-εf-εf13εF45εP450εF45+εP4514εF45-εP450εF45-εP4515εF135εP1350εF135+εP13516εF135-εP1350εF135-εP13517εF45εP450εF45+εP4518εF45-εP450εF45-εP4519εF135εP1350εF135+εP13520εF135-εP1350εF135-εP135

根據表1可以設計出圖7所示電路，采用全橋電路。

其中圖7a測出F產生的應變εF與相應力的關系，從而測出力F；圖7b測出P產生的應變εMP與相應力的關系，從而測出力P；圖7c測出f產生的應變εf與相應力的關系，從而測出力f。

4　八角環傳感器的標定

為了更加準確地知道八角環所測的力學數據，需要對其進行標定。針對3個方向的受力載荷大小，分別采用不同的方式進行標定。

根據旋輪所受徑向力的方向以及位置，八角環徑向力標定實物圖如圖8a所示，拉伸機所施加的壓縮力通過銅柱傳遞至八角環。通過施加不同載荷采集，進行擬合的數據結果如圖8b所示。

與徑向力標定類似，根據旋輪所受軸向力的方向以及位置，依次施加載荷對八角環標定。八角環所受旋壓軸向力、切向力與橋路輸出應變的數據采集結果分別如圖9、圖10所示。

5　試驗數據處理與結果

5.1試驗數據處理

試驗過程中，由于機床的振動會帶動八角環的振動，從而影響數據的采集。如圖11所示，為應力應變儀在50 Hz的采集頻率下采集到的徑向力隨時間變化點。由于多種振動信號的干擾，無法在此原始數據中讀取準確的旋壓力，因此需要進一步的數據處理。此次數據采集由于受到機床高頻率振動信號的影響，因此需要利用Origin進行過濾。

最終經過低頻濾波器處理后數據曲線如圖12所示。根據加工階段，可以將全程分為五個階段：階段Ⅰ由于旋輪未與管坯接觸，旋壓力為零，階段Ⅱ旋輪與管坯開始接觸，并且隨著進給量的增大，接觸部分緩慢增多，因此旋壓力也從零開始逐漸增大；階段Ⅲ旋輪與管坯的接觸面積增加到大最大值，此時旋壓力基本保持不變，此時讀數即為所測旋壓力；階段Ⅳ旋輪逐漸遠離管坯，旋壓力逐漸減小；階段Ⅴ旋輪與管坯完全脫離，因此旋壓力恢復至零。

其他兩個方向的旋壓力與徑向力數據的處理方法相同，因此不再贅述。

5.2試驗數據結果與分析

對不同工藝參數下的三向旋壓力進行測量，試驗的管坯為紫銅管，外徑28 mm，壁厚1.2 mm，分別對單旋輪旋壓時的軸向進給量、徑向進給量、主軸轉速，雙旋輪錯距旋壓時的徑向進給量、軸向錯距量等對旋壓力的影響進行了測量，具體如下：

(1)單旋輪旋壓時，軸向進給量設定為0.394 mm/r，徑向進給量設定為1 mm，在不同轉速下，三向旋壓力試驗結果如圖13所示。

從試驗測量數據看，在不同轉速、同一軸向進給量、徑向進給量的條件下，其三向力的幅值變化不大，基本保持恒定。這表明在軸向進給量恒定的前提下，三向旋壓力的大小與管坯轉速無關。

(2)單旋輪旋壓時，軸向進給量設定為0.394 mm/r，轉速恒為375 r/min，在不同徑向進給量下，三向旋壓力的變化情況，如圖14所示。

圖14表明三向旋壓力均隨徑向進給量的增加而增大，三向力的關系為：徑向力>軸向力>切向力。

(3)單旋輪旋壓時，徑向進給量設定為1 mm，轉速恒為375 r/min，在不同軸向進給量下，三向旋壓力的變化情況，如圖15所示。

圖15表明三向旋壓力均隨軸向進給量的增加而增大,三向力的關系亦為：徑向力>軸向力>切向力。

(4)雙輪錯距旋壓時，軸向錯距量恒為4 mm，軸向進給量為0.394 mm/r，轉速恒為375 r/min，兩旋輪的總的徑向進給量為2 mm，在不同前輪徑向進給量下，前后兩旋輪三向旋壓力的變化情況，如圖16所示。

在總的徑向進給一定的前提下，圖16表明，前輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進給量的增加而增大，后輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進給量的增加而減小。

6　結語

(1)由于單輪縮徑旋壓加工效率較低，本文提出了雙輪錯距縮徑旋壓工藝，并采用八角環測力計測量了旋壓三向力。設計并通過理論計算驗證了八角環測力計的準確性，通過應變分析，設計了應變片的貼片位置。

(2)在不同加工參數下，利用動態應變儀及八角環測力計對三向旋壓力進行測定，對試驗數據進行濾波處理，并最終得到三向旋壓力的數據。從測量數據來看，可以得出如下結果：①旋壓三向力關系如下，徑向力>軸向力>切向力；②在軸向進給量恒定的前提下，旋壓力基本不會隨著管坯轉速的變化而變化；③旋壓力隨著徑向進給量、軸向進給速度的增加而增大；④在總的徑向進給一定的前提下，前輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進給量的增加而增大，后輪的三向旋壓力隨著前輪徑向進給量的增加而減小。

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(編輯孫德茂)

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Design for measurement of spinning force on stagger neck-spinning with double rollers

WU Lei①, LIU Bin②

(①Equipment Manufacturing Department, Zhongshan Torch Polytechnic, Zhongshan 528437, CHN; ②School of Mechanical & Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510641, CHN)

To improve the efficiency, stagger neck-spinning with double rollers is presented in this paper. An octagonal ring transducer is designed for measuring the spinning forces in three directions. The validity of the octagonal ring was verified by the theoretical calculations, and the positions of strain gauges were designed by strain analysis. The spinning force in different process parameters was measured by octagonal ring transducers and a dynamic stress-strain instrument. The data of forces was obtained after filtering.

stagger neck-spinning; spinning force; octagonal ring

TG3

A

10.19287/j.cnki.1005-2402.2016.08.009

吳磊，男，1979年生，研究生，副教授，主要從事CAD/CAM技術、機械設計研究。

2016-04-05)

160820

* 中山市科技攻關項目(2014A2FC277)