航空鋁合金7050-T7451干式銑削工藝參數(shù)對(duì)振動(dòng)信號(hào)影響研究

仲為武 趙東標(biāo) 王 希 于 暉

1.南京航空航天大學(xué),南京,210016 2.南昌航空大學(xué),南昌,330063

0 引言

從20世紀(jì)90年代中期起,工業(yè)發(fā)達(dá)國家就把干式切削作為制造業(yè)研究的重點(diǎn)并廣泛推廣應(yīng)用。干式切削具有明顯的兩大優(yōu)點(diǎn)：其一,避免了由于切削液的使用和處理對(duì)環(huán)境造成的污染,也避免了切削液對(duì)工人健康的危害;其二,省去了切削液的消耗和處理所產(chǎn)生的大量費(fèi)用。據(jù)統(tǒng)計(jì),切削液的使用成本占零件總成本的比例高達(dá)16%～20%[1]。同傳統(tǒng)的濕式切削相比,干式切削過程失去了切削液的冷卻和潤滑功能,切削區(qū)的工件、刀具和切屑之間會(huì)產(chǎn)生大應(yīng)力和高溫,使得切削過程更加復(fù)雜,也對(duì)機(jī)床和刀具提出了更高的要求。

對(duì)干式切削的研究分為裝備和工藝兩個(gè)方面。裝備研究是指如何提供更好的適應(yīng)干式切削加工的硬件,包括機(jī)床、刀具和夾具等。工藝研究是指在現(xiàn)有的裝備條件下如何合理地組合工藝,以獲得高生產(chǎn)效率和高質(zhì)量零件,且保證刀具的耐用度。許多學(xué)者對(duì)干式切削開展了工藝方面的研究工作。Diniz等[2-3]分別研究了粗車和精車加工時(shí)適合于干式切削的工藝條件。Ginting等[4]通過實(shí)驗(yàn)對(duì)鈦合金干式銑削工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。Abouelatta等[5]通過實(shí)驗(yàn)建立了車削工藝參數(shù)、刀具振動(dòng)與工件表面粗糙度之間關(guān)系的數(shù)學(xué)模型。Risbood等[6]建立了切削力和振動(dòng)信號(hào)與工件表面粗糙度和尺寸偏差之間的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型。但是很少有學(xué)者研究切削過程中的各種信號(hào)(如振動(dòng)、聲發(fā)射)對(duì)干式切削過程的影響。

切削振動(dòng)是切削過程中固有的現(xiàn)象,一般情況下也是一種十分有害的物理現(xiàn)象。不同切削方式產(chǎn)生的振動(dòng)表現(xiàn)形式也不同。銑削加工效率高,適宜加工各種復(fù)雜表面輪廓的零件,應(yīng)用廣泛。由于銑削的非連續(xù)性,銑削過程中刀具和工件因受到周期性的沖擊而產(chǎn)生的振動(dòng)比連續(xù)切削的復(fù)雜。本文通過采集分析航空鋁合金干式銑削過程的振動(dòng)信號(hào)研究了不同工藝條件對(duì)干式切削過程的影響。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的建立及實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

航空鋁合金干式銑削過程信號(hào)采集實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)見圖1。實(shí)驗(yàn)在Mikron UCP600五軸數(shù)控加工中心上進(jìn)行,采用順銑方式。工件材料為航空鋁合金7050-T7451,工件尺寸為150mm×150mm×45mm,刀具為直徑20mm的金剛石涂層三齒直立銑刀。振動(dòng)傳感器安裝在工件表面,銑削加工過程中的振動(dòng)信號(hào)經(jīng)放大調(diào)整后送入數(shù)據(jù)采集卡,計(jì)算機(jī)通過Labview程序?qū)?shù)據(jù)采集卡進(jìn)行操作,控制采樣過程。信號(hào)采集卡為研華高速采集卡PCI-1714U。由于實(shí)驗(yàn)過程中同時(shí)對(duì)聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行采樣,所以采樣頻率取較高的2MHz。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

實(shí)驗(yàn)參數(shù)見表1。n是主軸轉(zhuǎn)速,ae是銑削寬度,f是每齒進(jìn)給量。為了減少實(shí)驗(yàn)次數(shù),銑削深度a p取固定值5mm。實(shí)驗(yàn)分為4組,每組做5次測試,共獲得20組數(shù)據(jù)。

表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和討論

2.1 時(shí)域分析

圖2所示為第2組實(shí)驗(yàn)的振動(dòng)信號(hào)時(shí)間波形,圖中顯示的是兩個(gè)刀具旋轉(zhuǎn)周期采集的數(shù)據(jù)。從圖2中可以明顯地看出振動(dòng)信號(hào)為準(zhǔn)周期信號(hào),這是由銑削過程所固有的斷續(xù)切削特性所決定的。由于刀具有3個(gè)齒,從圖中還可以明顯地看出每個(gè)齒在切入切出時(shí)會(huì)對(duì)工件產(chǎn)生沖擊。由于實(shí)驗(yàn)所用銑刀為新刀,每個(gè)齒并不完全相同,所以從圖中可以看到每個(gè)齒對(duì)應(yīng)的工件的振動(dòng)情況各不相同。由此可知,銑削過程產(chǎn)生的振動(dòng)主要是由斷續(xù)切削產(chǎn)生的沖擊造成的,這種振動(dòng)即強(qiáng)迫振動(dòng)。另外還可以看出,在每齒進(jìn)給量不變的前提下,隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高,信號(hào)的振幅也隨之增大。

圖2 第二組實(shí)驗(yàn)振動(dòng)信號(hào)

均方根(root mean square,RMS)值是表征信號(hào)強(qiáng)度的一種有效參數(shù)。為了提高數(shù)值的準(zhǔn)確性,取兩個(gè)刀具旋轉(zhuǎn)周期采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。RMS值按下式計(jì)算：

式中,xi為采樣數(shù)據(jù);m為數(shù)據(jù)總個(gè)數(shù)。

圖3和圖 4所示為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的 RMS值曲線。圖3a～圖 3c橫坐標(biāo) 1、2、3、4、5分別表示主軸轉(zhuǎn)速為3000r/min、6000r/min、10 000r/min、14 000r/min、18 000r/min 。

從圖3a～圖3c中可知,在每齒進(jìn)給量不變的前提下,隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高,振動(dòng)信號(hào)的RMS值基本呈增大趨勢。其原因是,在每齒進(jìn)給量不變的前提下提高主軸轉(zhuǎn)速,意味著在銑刀齒切入和脫離工件時(shí),銑削力階躍和跌落的時(shí)間梯度變陡,刀具對(duì)工件的沖擊強(qiáng)度變大,頻率變高,導(dǎo)致振動(dòng)信號(hào)的 RMS值增大。當(dāng)a e=0.5mm時(shí),主軸轉(zhuǎn)速為18 000r/min的 RMS值比14 000r/min的 RMS值增加了0.0417V;當(dāng) a e=1.5mm時(shí),此值僅增加了0.0192V;當(dāng)a e=3mm時(shí),反而呈減小趨勢,即18 000r/min的 RMS值反而小于14 000r/min的RMS值。這說明,較大的主軸轉(zhuǎn)速和較大的銑削寬度有抑制RMS值增大的作用。其原因可以解析為：主軸轉(zhuǎn)速和銑削寬度的增大使得金屬切除率提高,同時(shí)切削溫度也隨之提高,由于沒有切削液的冷卻作用,很高的切削區(qū)溫度軟化了切削區(qū)的材料,使切削力反而下降,此時(shí)第一到第三變形區(qū)產(chǎn)生的熱量也隨之減少,最終導(dǎo)致振動(dòng)信號(hào)的RMS值減小。

圖3 主軸轉(zhuǎn)速/每齒進(jìn)給量與振動(dòng)信號(hào)RMS值間的關(guān)系

圖4 銑削寬度與振動(dòng)信號(hào)RMS值間的關(guān)系

圖3d所示為在較高的主軸轉(zhuǎn)速(18 000r/min)和較大的銑削寬度(3mm)下,每齒進(jìn)給量與振動(dòng)信號(hào)RMS值之間的關(guān)系曲線。從圖3d可知,振動(dòng)信號(hào)的RMS值與每齒進(jìn)給量成正相關(guān)。其合理解釋為：每齒進(jìn)給量的增大、切削力階躍和跌落的幅度增大、沖擊力的增大,導(dǎo)致了振動(dòng)的增強(qiáng)。與圖3a～圖3c比較可知,振動(dòng)信號(hào)的RMS值對(duì)每齒進(jìn)給量的敏感度要低于主軸轉(zhuǎn)速。與圖3c類似,圖3d中f=0.030mm的RMS值小于f=0.025mm的RMS值。這是由于每齒進(jìn)給量的增大使得金屬切除率提高,這一現(xiàn)象的產(chǎn)生原因與圖3c具有同樣的解釋。

由圖 4可知,當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為3000～14 000r/min時(shí),振動(dòng)信號(hào)的RMS值隨銑削寬度的增大而增大。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為18 000r/min時(shí),銑削寬度為3mm的振動(dòng)信號(hào)的RMS值反而小于銑削寬度為1.5mm的振動(dòng)信號(hào)的RMS值。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因同圖3c、圖3d類似,是由于銑削寬度的增大使得金屬切除率提高引起的。

由圖3和圖4可知,切削參數(shù)對(duì)振動(dòng)信號(hào)的RMS值影響由大到小排列依次為：主軸轉(zhuǎn)速—每齒進(jìn)給量—銑削寬度。

2.2 小波包能量分析

小波包變換經(jīng)常用來分析信號(hào)中的頻率成分,且可以對(duì)信號(hào)進(jìn)行時(shí)頻局部化分析。為了揭示不同工藝條件對(duì)振動(dòng)信號(hào)各頻帶的影響,對(duì)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行12層小波包分解,得到4096(212)個(gè)小波包系數(shù)序列。通過計(jì)算可知,每個(gè)頻率帶的寬度為244Hz。之前通過對(duì)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行快速傅里葉變換已知振動(dòng)信號(hào)中的大部分頻率成分在0～20k Hz之間,故僅選擇前80個(gè)小波包系數(shù)進(jìn)行研究,對(duì)應(yīng)的頻率寬度為0～19 531Hz。

4096個(gè)頻帶可由下式得到：

其中,(j,i)表示第i層的第j個(gè)頻帶,j=1,2,…,2i;fs是采樣頻率。

每個(gè)頻帶的能量由下式得到：

式中,s12,j為經(jīng)12層小波包分解得到的第j個(gè)頻帶的重構(gòu)信號(hào);t為整個(gè)加工時(shí)間;N為分析數(shù)據(jù)的長度;xj,k為第j個(gè)頻帶上第k個(gè)離散時(shí)間點(diǎn)的振動(dòng)幅值。

由式(3)可得到特征矢量：

考慮到當(dāng)數(shù)據(jù)量非常大時(shí)能量值會(huì)很大,對(duì)其進(jìn)行歸一化處理：

歸一化后的特征矢量可用來描述頻帶0～19 531Hz的能量分布。為了更清晰地表達(dá)出振動(dòng)信號(hào)的能量分布,對(duì)特征矢量進(jìn)行降維處理,由80維降為10維。降維后得到的特征矢量為

圖5是第一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)10個(gè)頻帶的能量分布圖。由圖5可知,信號(hào)能量集中在三個(gè)區(qū)域：頻帶1(0～1953Hz),頻帶2～4(3906～7812Hz)頻帶6～8(11 719～15 625Hz)。這一現(xiàn)象在其他三組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中同樣存在。

為了清晰地揭示信號(hào)能量分布規(guī)律,通過下式可得到振動(dòng)信號(hào)三個(gè)能量集中區(qū)的能量百分比矢量：

圖5 第一組實(shí)驗(yàn)振動(dòng)信號(hào)能量分布

圖6是振動(dòng)信號(hào)三個(gè)能量集中區(qū)的能量分布圖。圖6a ～ 圖 6c橫坐標(biāo)1、2 、3、4 、5分別表示主軸轉(zhuǎn) 速 為 3000r/min、6000r/min、 10 000r/min、14 000r/min、18 000r/min。從圖 6可以明顯地看出,隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高和每齒進(jìn)給量的增大,頻帶t1的能量百分比呈下降趨勢,頻帶t2～t4的能量百分比則呈上升趨勢。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速提高時(shí),銑削寬度為0.5mm的振動(dòng)信號(hào)在頻帶t6～t8的能量百分比呈略微上升趨勢,而當(dāng)銑削寬度為1.5mm和3.0mm時(shí),則近似不變。如果把振動(dòng)信號(hào)的頻率成分分為低頻帶0～2k Hz和高頻帶2～20kHz,則很容易得到如下結(jié)論：隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高,振動(dòng)信號(hào)低頻帶的能量百分比降低,高頻帶的能量百分比上升。但同時(shí)從圖6a～圖6c又可看出,隨著主軸轉(zhuǎn)速的進(jìn)一步提高,低頻帶能量百分比的降低速度會(huì)放緩,最終將趨于近似恒定。一般認(rèn)為,振動(dòng)信號(hào)的低頻成分代表切削過程的穩(wěn)定因素,高頻成分代表不穩(wěn)定因素[7]。從這個(gè)意義上講,提高主軸轉(zhuǎn)速會(huì)使切削過程變得不穩(wěn)定,但當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速達(dá)到和超過某一閾值后切削過程則不會(huì)繼續(xù)劣化,會(huì)穩(wěn)定在一定的水平上。

圖6 主軸轉(zhuǎn)速/每齒進(jìn)給量與振動(dòng)信號(hào)能量分布之間的關(guān)系

圖7所示為銑削寬度與振動(dòng)信號(hào)能量分布之間的關(guān)系。圖7的橫坐標(biāo)1、2、3分別表示銑削寬度ae為 0.5mm、1.5mm 、3.0mm。從圖7可以看出,銑削寬度的變化對(duì)振動(dòng)信號(hào)在低頻帶和高頻帶的能量分布影響不顯著。

圖7 銑削寬度與振動(dòng)信號(hào)能量分布之間關(guān)系

3 結(jié)論

(1)銑削過程產(chǎn)生的振動(dòng)主要是由銑削所固有的周期性的斷續(xù)切削產(chǎn)生的沖擊造成的。

(2)隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高、每齒進(jìn)給量和銑削寬度的增大,銑削振動(dòng)信號(hào)的RMS值呈增大趨勢。但較高的主軸轉(zhuǎn)速和較大的每齒進(jìn)給量及銑削寬度有抑制RMS值增大的作用,當(dāng)超過某一閾值時(shí),RMS值反而減小。

(3)切削參數(shù)對(duì)振動(dòng)信號(hào)RMS值的影響由大到小排列依次為：主軸轉(zhuǎn)速—每齒進(jìn)給量—銑削寬度。

(4)隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高,振動(dòng)信號(hào)低頻帶的能量百分比降低,高頻帶的能量百分比上升。隨著主軸轉(zhuǎn)速的進(jìn)一步提高,高低頻帶能量百分比的變化速度會(huì)放緩,最終趨于近似恒定。

[1] Sreejith PS,Ngoi B K A.Dry Machining：Machining of the Future[J].Journal of Materials Processing Technology,2000,101(1/3)：287-291.

[2] Diniz A E,Oliveira A J.Optimizing the Use of Dry Cutting in Rough Turning Steel Operations[J].International Journal of Machine Tools and Manufacture,2004,44(10)：1061-1067.

[3] Diniz A E,Micaroni R.Cutting Conditions for Finish Turning Process Aiming：the Use of Dry Cutting[J].International Journal of M achine Tools and Manufacture,2002,42(8)：899-904.

[4] Ginting A,Nouari M.Optimal Cutting Conditions When Dry End Milling the Aeroengine Material Ti-6242S[J].Journal of Materials Processing Technology,2000,101(1/3)：287-291.

[5] Abouelatta O B,Mádl J.Surface Roughness Prediction Based on Cutting Parameters and Tool Vibrations in Turning Operations[J].Journal of M aterials Processing Technology,2001,118(1/3)：269-277.

[6] Risbood K A,Sahasrabudhe A D.Prediction of Surface Roughness and Dimensional Deviation by Measuring Cutting Forces and Vibrations in Turning Process[J].Journal of Materials Processing Technology,2003,132(1/3)：203-214.

[7] 王希,肖毅,董海,等.高速干切削過程監(jiān)測及分析[J].中國機(jī)械工程,2009,20(4)：394-396.