汽車覆蓋件拼接模具硬態(tài)銑削過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性*

岳彩旭,高海寧,張海濤,劉獻(xiàn)禮

(哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院 哈爾濱,150080)

汽車覆蓋件拼接模具硬態(tài)銑削過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性*

岳彩旭,高海寧,張海濤,劉獻(xiàn)禮

(哈爾濱理工大學(xué)機(jī)械動(dòng)力工程學(xué)院 哈爾濱,150080)

針對(duì)汽車覆蓋件拼接模具銑削過(guò)程銑削力及振動(dòng)信號(hào)測(cè)試失真問(wèn)題，運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解(empirical mode decomposition，簡(jiǎn)稱EMD)結(jié)合小波閾值降噪原理，對(duì)銑削力及振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行降噪處理。對(duì)降噪后的振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行時(shí)頻域分析，研究了不同切削參數(shù)、切削進(jìn)給方向?qū)︺娤髌唇幽＞哌^(guò)程動(dòng)態(tài)特性的影響，得到銑削方向由硬度大材料切向硬度小材料，走刀方向與拼接縫成30°夾角時(shí)銑削力突變值較小的結(jié)論。發(fā)現(xiàn)x，y，z方向的切削分力及振動(dòng)幅值的突變值與軸向切深及進(jìn)給速度呈現(xiàn)正相關(guān)，與切削速度是非線性關(guān)系的特性。該研究結(jié)果為汽車覆蓋件拼接模具硬態(tài)銑削的工藝優(yōu)化提供了理論支持。

拼接模具； 硬態(tài)銑削； 動(dòng)態(tài)特性； 經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解； 小波降噪

引 言

汽車覆蓋件模具中，由于車體形狀的要求使其型腔自由曲面存在多種特殊結(jié)構(gòu)，如轉(zhuǎn)角、凹陷和凸起。在模具的特殊部位還采用整體或鑲塊式拼接而成，這使得淬硬后的模具具有較多的加工工藝難點(diǎn)。劉獻(xiàn)禮等[1]針對(duì)汽車覆蓋件模具凸曲面精銑削過(guò)程中球頭銑刀與工件之間的滑擦現(xiàn)象，提出了確定銑削工件最小切削厚度的方法，并通過(guò)試驗(yàn)證明了該方法的正確性。Liu等[2]針對(duì)模具型腔拐角銑削過(guò)程中刀具受力時(shí)變性的問(wèn)題，建立了適用于拐角銑削過(guò)程的球頭銑刀銑削力預(yù)測(cè)模型，并對(duì)比Matlab軟件仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，證明了模型準(zhǔn)確性。Yue等[3]基于球頭銑刀銑削曲面穩(wěn)定性的模型，建立了考慮銑刀與工件之間的接觸特性穩(wěn)定性模型，應(yīng)用全離散法求解切削過(guò)程穩(wěn)定葉瓣圖，并進(jìn)行了一系列試驗(yàn)驗(yàn)證，得出銑削位置對(duì)穩(wěn)定性影響很大，起始位置越高，切削穩(wěn)定性和工件表面質(zhì)量越好的結(jié)論。目前，國(guó)內(nèi)外還未對(duì)拼接模具銑削過(guò)程的實(shí)際應(yīng)用課題展開(kāi)系統(tǒng)研究。劉獻(xiàn)禮等[4]通過(guò)對(duì)不同淬硬軸承鋼GCr15進(jìn)行切削試驗(yàn)研究，提取了切削力、切削溫度等過(guò)程特征量，得出硬度直接影響刀具磨損和各方向的切削力的結(jié)論。Toh[5]對(duì)淬硬鋼進(jìn)行粗銑和精銑加工工藝進(jìn)行了研究，得到相應(yīng)的切削力，進(jìn)行頻譜分析得到銑刀不同路徑對(duì)加工的影響規(guī)律。Liu等[6]對(duì)微細(xì)銑削加工進(jìn)行了試驗(yàn)研究，對(duì)過(guò)程中的振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行時(shí)頻分析，得到銑削方式和轉(zhuǎn)速對(duì)切削過(guò)程振動(dòng)的影響規(guī)律。

球頭銑刀在加工淬硬鋼模具過(guò)程中，由于工件高硬度易于導(dǎo)致切削過(guò)程的振動(dòng)，使測(cè)試信號(hào)噪聲比重較大。這種現(xiàn)象易出現(xiàn)在拼接模具的切削過(guò)程中。因?yàn)樵阢娤髌唇蛹^(guò)縫處時(shí)刀具由工件1切入工件2過(guò)程存在著刀具與工件瞬時(shí)沖擊，產(chǎn)生切入沖擊力，使噪聲增強(qiáng)、失真加重。信號(hào)在實(shí)際加工過(guò)程中采集到的振動(dòng)以及干擾信號(hào)一般為非線性、非穩(wěn)態(tài)信號(hào)，干擾信號(hào)很難直接通過(guò)濾波的方式從所測(cè)信號(hào)中去除[7]。文獻(xiàn)[8-9]分別采用傅里葉濾波法和樣條擬合方法在去除高斯白噪聲同時(shí)，都會(huì)使信號(hào)失真。小波降噪利用小波系數(shù)把不同尺度上的信號(hào)和噪聲分開(kāi)，然后進(jìn)行信號(hào)重構(gòu)，達(dá)到去除噪聲的目的。若直接對(duì)拼接模具銑削過(guò)程的測(cè)試信號(hào)進(jìn)行小波降噪處理有局限性[10]。常用的4種小波降噪方法為時(shí)頻濾波降噪法[11]、模極大值降噪法[12]、空域相關(guān)降噪法[13]和閾值降噪法[14]。每種方法都有其適用范圍，其中，閾值降噪法因計(jì)算簡(jiǎn)便快捷、擬合性好得到了廣泛應(yīng)用。若只采用小波變換降噪會(huì)使切削信號(hào)失真，降噪過(guò)程有盲目性，對(duì)整個(gè)信號(hào)不加選擇的整體式降噪會(huì)使有用信號(hào)被濾掉。

針對(duì)上述現(xiàn)狀，筆者首先對(duì)拼接模具銑削過(guò)程得到的切削力及振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行EMD分解，得到不同頻率下的模態(tài)固有函數(shù)(intrinsic mode function，簡(jiǎn)稱IMF)；然后，分析干擾信號(hào)的分布范圍。針對(duì)具有干擾信號(hào)固有模態(tài)函數(shù)進(jìn)行小波閾值降噪和小波重構(gòu)，達(dá)到去除干擾信號(hào)的目的；最后，運(yùn)用時(shí)頻域法對(duì)降噪后的切削信號(hào)進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性分析。

1 拼接模具銑削過(guò)程銑削力及振動(dòng)信號(hào)降噪處理

球頭銑刀在銑削拼接模具過(guò)程中由于同種材料存在較大硬度差，在銑削過(guò)縫處會(huì)產(chǎn)生較大的沖擊力，使切削噪聲、工件及夾具自振動(dòng)增大，使測(cè)試信號(hào)失真。筆者首先對(duì)采集銑削力及振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行EMD分解，篩選出含有噪聲的信號(hào)，再利用小波降噪進(jìn)行切削信號(hào)重構(gòu)。

1.1 EMD分解思想

EMD分解的主要思想是首先提取切削信號(hào)s(t)的極值點(diǎn)，用樣條函數(shù)對(duì)原始信號(hào)進(jìn)行擬合，獲得信號(hào)的上下包絡(luò)線，取其平均值m1(t)，獲得h1(t)=s(t)-m1(t)。把h1(t)看做是第1個(gè)IMF，前提是h1(t)必須滿足IMF分量的條件[15]。若不滿足，則把h1(t)看成新的原始信號(hào)進(jìn)行上述分解，得到平均值m11(t)，再判斷h1 1(t)是否滿足IMF分量的條件。若不滿足條件，重復(fù)計(jì)算k次，直到h1k(t)=h1(k-1)(t)-m1k(t)，使m1k(t)滿足IMF的條件，記為c1(t)=h1k(t)。在原始信號(hào)數(shù)據(jù)s(t)中提取c1(t)，得到分離后的數(shù)據(jù)為

r1(t)=s(t)-c1(t)

(1)

把r1視為起始數(shù)據(jù)，在原始信號(hào)中分解出多個(gè)模態(tài)固有函數(shù)IMF，直到rn為單調(diào)函數(shù)或者只有一個(gè)極值時(shí)停止循環(huán)。原始信號(hào)由各階模態(tài)固有函數(shù)和最后殘余量之和來(lái)表示，即

(2)

本研究切削參數(shù)：主軸轉(zhuǎn)速n=4 kr/min，進(jìn)給速度為1 000 mm/min。軸向切深為0.2 mm時(shí)x方向銑削力信號(hào)經(jīng)EMD分解得到的信號(hào)如圖1所示,從上到下依次為IMF1，IMF2，…，IMF9。可以看出，第8、第9個(gè)模態(tài)固有函數(shù)圖形接近于直線，此時(shí)的模態(tài)固有函數(shù)為虛假分量，沒(méi)有實(shí)際意義，可以忽略不計(jì)。干擾信號(hào)主要集中在前3個(gè)模態(tài)固有函數(shù)，只需對(duì)其進(jìn)行小波降噪，使降噪具有針對(duì)性。

圖1 銑削力信號(hào)EMD分解Fig.1 EMD decomposition of cutting signal

1.2 小波降噪

筆者利用小波降噪去除切削過(guò)程中工件、夾具振動(dòng)及噪聲對(duì)切削信號(hào)的影響。通過(guò)給定隨時(shí)間變化的切削信號(hào)f(t)，利用小波變換進(jìn)行去噪，其過(guò)程為

(3)

其中：函數(shù)ψj,k(t)為母小波函數(shù)ψ(t)經(jīng)過(guò)縮小和平移得到；φ(t)為尺度函數(shù)；dj,k為小波系數(shù)；N為經(jīng)小波變換后得到的小波系數(shù)。

小波降噪首先是把數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化到小波域，然后將所有小波系數(shù)低于指定閾值的變成0，通過(guò)逆變換把數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化到時(shí)域中[16]。筆者利用小波降噪的方法處理切削過(guò)程中的切削力信號(hào)。經(jīng)過(guò)調(diào)試發(fā)現(xiàn)三階Symmlet小波母函數(shù)及軟閾值去噪效果較好。

銑削拼接模具得到的切削力信號(hào)降噪前后對(duì)比如圖2所示。從圖2(a)可以看到，在非切削區(qū)域切削力信號(hào)波動(dòng)較大，這是由工件和夾具振動(dòng)引起的。在切削區(qū)域同時(shí)存在兩種干擾信號(hào)：a.工件及夾具自振動(dòng)；b.切削噪聲。干擾信號(hào)使實(shí)際作用在刀尖上的切削力失真，為準(zhǔn)確分析銑削過(guò)程應(yīng)除掉干擾信號(hào)。從圖2 (b)可以看到，降噪后的切削力幅值降

低了9.5%，且在非切削區(qū)域切削力波動(dòng)明顯降低，證明了此降噪方法的有效性。

圖2 降噪前后的切削力Fig.2 The cutting force before and after noise reduction

2 銑削力及振動(dòng)離散信號(hào)時(shí)頻分析

時(shí)頻域法是銑削過(guò)程中信號(hào)處理常用方法。為了分析拼接過(guò)程中的動(dòng)態(tài)特性，筆者選用3種方法進(jìn)行分析。利用平均峰峰值法和均方值根法分析銑削拼接件振動(dòng)變化總趨勢(shì)，利用峭度分析過(guò)拼接縫切削力突變的規(guī)律。

平均峰峰值法用來(lái)描述在時(shí)域中切削過(guò)程不同參數(shù)對(duì)振動(dòng)的影響。銑削兩種硬度不同的材料，使用局部的峰峰值不能恰當(dāng)描述拼接過(guò)程中的振動(dòng)特性，為此把切削過(guò)程根據(jù)切削周期分成若干份，求每一周期的峰峰值后加和得到平均值(peak-to-peak-average，簡(jiǎn)稱PTPA)來(lái)說(shuō)明振動(dòng)的變化。

(4)

均方根值(root mean square，簡(jiǎn)稱RMS)可以表示信號(hào)的平均能量或平均功率均方值的正平方根，它是信號(hào)幅度較恰當(dāng)?shù)牧慷萚17]。不同的銑削條件對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)時(shí)間不同，不利于直接比較分析[18]。因此，對(duì)切削信號(hào)進(jìn)行傅里葉變換，用均方根值法aRMS對(duì)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行能量比較，分析不同切削條件下的切削振動(dòng)的規(guī)律。

(5)

峭度是信號(hào)四階矩的無(wú)量綱相對(duì)值，用來(lái)檢測(cè)信號(hào)中的突變信息，在穩(wěn)定切削時(shí)其值波動(dòng)較小，當(dāng)信號(hào)突變時(shí)會(huì)產(chǎn)生高的峭度值。在銑削拼接模具拼接縫處，因硬度差的存在使切削力及振動(dòng)幅值發(fā)生突變，加速刀具磨損及降低模具型面精度。為此，筆者引入峭度K來(lái)研究過(guò)縫處的切削過(guò)程動(dòng)態(tài)特性。

峭度系數(shù)K為切削信號(hào)歸一化的4階中心距

(6)

3 拼接模具銑削過(guò)程測(cè)試結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)條件

本次拼接模具工件材料為模具鋼Cr12MoV、硬度分別為HRC45和HRC60的淬硬鋼，兩塊硬度不同的淬硬鋼安裝在壓電式測(cè)力儀上，測(cè)力儀的型號(hào)為Kistler9257B。三向加速度傳感器粘貼在工件上，將采集的振動(dòng)信號(hào)經(jīng)電荷放大器放大后由數(shù)據(jù)采集箱將電信號(hào)轉(zhuǎn)化成數(shù)字信號(hào)，電荷放大器型號(hào)為Kistler5070A，數(shù)采箱系統(tǒng)為DH-5922。試驗(yàn)刀具采用日本戴杰公司生產(chǎn)型號(hào)為BNM-200的球頭銑刀，刀尖圓弧半徑R為10 mm，切削刃鈍圓半徑為20 μm，懸深為130 mm。本次試驗(yàn)機(jī)床為奧地利EMCO公司生產(chǎn)的三軸數(shù)控銑床。拼接模具鋼的加工現(xiàn)場(chǎng)如圖3所示。

圖3 淬硬鋼拼接件加工現(xiàn)場(chǎng)Fig.3 Hardened steel pieces processing field

3.2 拼接模具銑削過(guò)程分析

3.2.1 銑削方向

為了揭示不同銑削方向銑削力突變的變化特性，筆者在切削深度為0.15 mm、進(jìn)給速度為800 mm/min，切削速度為314 m/min的銑削參數(shù)下進(jìn)行銑削試驗(yàn)。分析試驗(yàn)所得的3個(gè)方向上的銑削力，發(fā)現(xiàn)在z方向銑削力突變值比另外兩個(gè)方向上的大，為此重點(diǎn)研究z方向上銑削力的變化情況。圖4(a)為從高硬度材料向低硬度材料銑削所得的軸向銑削力突變。若從低硬度向高硬度銑削，在相同銑削的參數(shù)和路徑下測(cè)試結(jié)果如圖4(b)所示。分析試驗(yàn)結(jié)果可知，從低硬度到高硬度銑削，銑削力突變?yōu)?92 N，從高硬度到低硬度銑削，銑削力急劇下降之后緩慢上升直至平穩(wěn)，銑削力突變值為128 N。為了降低對(duì)刀具刃口的沖擊，并使拼接縫處的銑削平穩(wěn)過(guò)渡，筆者選擇從高硬度到低硬度銑削的銑削策略。

圖4 不同切削方向軸向銑削力的突變值Fig.4 A brupt change of axial milling forcein different cutting directions

3.2.2 走刀路徑

走刀路徑選擇恰當(dāng)，不僅可以提高加工效率，還可以提高工件表面質(zhì)量、減小刀具磨損的程度。為研究過(guò)拼接縫時(shí)何種走刀路徑最優(yōu)，筆者選擇了6種走刀路徑，示意圖如圖5(a)所示，偏轉(zhuǎn)的角度從0°到75°，角度間隔為15°。選擇的加工參數(shù)：切削速度為251.2 m/min；進(jìn)給速度為800 mm/min；切削深度為0.1 mm。圖5(b)為不同走刀路徑過(guò)縫處切削力峭度變化?？梢钥吹?，不同的走刀路徑在過(guò)縫處振動(dòng)的突變值也是不同的。原因?yàn)椋篴.不同的走刀路徑在過(guò)縫時(shí)其切削厚度不同；b.微元切削刃上兩種材料所占比例不同。切削路徑為30°時(shí)突變值最小，這樣減小刀具非正常失效，提高刀具使用壽命。

圖5 走刀路徑示意圖及過(guò)縫峭度值Fig.5 Path diagram and joint kurtosis

3.2.3 進(jìn)給速度

順銑加工切削參數(shù)：軸向切深為0.1 mm；主軸速度為4 kr/min；進(jìn)給速度為600～1 400 mm/min；進(jìn)給速度依次遞增200 mm/min。得到時(shí)域平均峰峰值和頻域加速度均方值如圖6所示。

圖6 進(jìn)給速度對(duì)切削振動(dòng)的影響Fig.6 Effect of feed rate on cutting vibration

可以看出，隨著進(jìn)給速度的增加，x，y，z3個(gè)方向上的aRMS和PTPA總體呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，z方向變化最大，x方向變化最小，過(guò)縫處峭度K隨著進(jìn)給速度的增大而增大。800 r/min和1 000 r/min對(duì)應(yīng)峭度相差不大，在進(jìn)給速度為800～1 000 r/min時(shí)，可以優(yōu)選較大進(jìn)給速度提高生產(chǎn)效率。通過(guò)以上分析可知，進(jìn)給速度與切削振動(dòng)及過(guò)縫處沖擊力呈正相關(guān)。這是因?yàn)樵谵D(zhuǎn)速和軸向切深不變的情況下，進(jìn)給速度的增加導(dǎo)致切削厚度的增加，致使切削力增大，振動(dòng)隨之增大。

3.2.4 軸向切深

圖7 軸向切深對(duì)切削振動(dòng)影響Fig.7 Effect of axial cutting depth on vibration

順銑選取的切削參數(shù)：主軸轉(zhuǎn)速為4 kr/min；進(jìn)給速度為800 mm/min；軸向切深分別取0.10，0.15，0.20和0.25 mm，銑削拼接件得到3個(gè)方向上的振動(dòng)加速度時(shí)域信號(hào)如圖7所示?？梢钥闯?，z向振動(dòng)值最大，y向振動(dòng)幅值最小，隨著軸向切深的增加，3個(gè)方向上的值都成增大趨勢(shì)，z方向?qū)S向切深變化更加敏感。當(dāng)軸向切深由0.2 mm增加到0.25 mm時(shí)，z方向的加速度均方根由1.25 mm/s2突變到1.9 mm/s2，平均峰峰值由0.29g突變到0.5g，兩值突變非常大，加快了刀具失效。為此,應(yīng)避免軸向切深超過(guò)0.2 mm。在圖7(c)可以看出，隨著軸向切深的增加，z方向上的峭度幅值隨之增加。軸向切深由0.2 mm增大到0.25 mm時(shí),峭度階躍性較大，這也佐證了軸向切深應(yīng)選擇小于0.2 mm。過(guò)縫處峭度隨著切深增加而增加，原因是單位時(shí)間內(nèi)軸向微元跨縫數(shù)目增加，造成的沖擊力變大，因此在過(guò)縫處應(yīng)選擇較小的軸向切深。

3.2.5 切削速度

圖8 轉(zhuǎn)速對(duì)銑削振動(dòng)的影響Fig.8 Effect of rotational speed on vibration

順銑選取的切削參數(shù)如下：軸向切深為0.1 mm；進(jìn)給速度為800mm/min；切削速度為2 000～6 000 r/min；間隔為1 k r/min。圖8為轉(zhuǎn)速對(duì)銑削振動(dòng)的影響。從圖8(a)和圖8 (b)可以得到，x方向上的振動(dòng)幅值受主軸轉(zhuǎn)速變化影響最大，轉(zhuǎn)速由2 kr/min增加到6 kr/min，aRMS和PTPA值增加了一倍,對(duì)y方向上的振動(dòng)影響最小。x,y,z3個(gè)方向在主軸轉(zhuǎn)速為5 kr/min時(shí)，aRMS和PTPA值達(dá)到最大，原因是此時(shí)刀齒通過(guò)頻率高次諧波接近于機(jī)床的固有頻率，因此應(yīng)避免在此切削參數(shù)下加工工件。z方向上峭度K值變化趨勢(shì)與aRMS和PTPA變化相同，3 kr/min對(duì)應(yīng)的峭度值與4 kr/min對(duì)應(yīng)的峭度值非常接近，說(shuō)明兩者過(guò)縫產(chǎn)生的沖擊力相差不大。隨著速度的增加，階躍值反而減小，原因是進(jìn)給速度和軸向切深不變的情況下，隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加，切削區(qū)的溫度急劇升高，造成材料的塑形變形增大，切削阻力和摩擦阻力減小，因此切削力減小，振動(dòng)也隨之減小。

比較圖9中的3個(gè)分圖可以發(fā)現(xiàn)，隨著主軸轉(zhuǎn)速的提高，頻譜圖中最大峰值和能量集中區(qū)域向右偏移，這是因?yàn)殡S著主軸轉(zhuǎn)速的提高，刀齒通過(guò)頻率及其諧波相應(yīng)增加。比較3個(gè)頻譜圖的峰值可以得到,轉(zhuǎn)速為5 kr/min時(shí)峰值最大，4 kr/min時(shí)峰值最小，說(shuō)明切削過(guò)程振動(dòng)幅值與轉(zhuǎn)速并非呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下x方向上加速度頻域圖Fig.9 Frequency domain of acceleration signals in x direction at different speeds

3.2.6 硬度拼接對(duì)銑削振動(dòng)影響

筆者通過(guò)切削單硬度材料和拼接件識(shí)別其振動(dòng)特征，為汽車覆蓋件拼接材料的加工提高理論依據(jù)。選擇硬度分別為45HRC，60HRC淬硬鋼及其拼接件。切削速度為4 kr/min；進(jìn)給速度為800 mm/min；軸向切深為0.1 mm。本研究以切削刃與拼接縫相切開(kāi)始，以球頭刀刀尖過(guò)拼接縫為結(jié)束，得到過(guò)縫總時(shí)間為0.75 s。得到的切削過(guò)程振動(dòng)特性如圖10所示。對(duì)比HRC45 3個(gè)方向上與拼接縫半部分的振動(dòng)數(shù)據(jù)，得到x方向上的PTPA從0.104g變?yōu)?.099g，y方向上從0.135g變?yōu)?.132g，z方向上從0.155g變?yōu)?.145g。發(fā)現(xiàn)拼接后銑削振動(dòng)信號(hào)幅值降低，這是因?yàn)槠唇雍蠊ぜ逃袑傩愿淖?，隨之慣性增加，進(jìn)而振動(dòng)降低。對(duì)比HRC60 3個(gè)方向與拼接縫后半段部分的振動(dòng)數(shù)據(jù)，得到x方向上aRMS從0.118g變?yōu)?.123g，y方向從0.098g變?yōu)?.101g，z方向從0.129g變?yōu)?.140g。拼接后各個(gè)方向上的銑削振動(dòng)幅值增大，原因是：a.過(guò)拼接縫時(shí)存在較大硬度差產(chǎn)生沖擊力，沖擊力使得瞬時(shí)動(dòng)態(tài)切厚增大，相應(yīng)切削力增大使得振動(dòng)加??；b.在切削前一段工件時(shí)，由于兩個(gè)工件拼接成一個(gè)整體，因此第2塊材料在加工前已經(jīng)具有初始振動(dòng)，從而造成切削厚度增大。

圖10 振動(dòng)信號(hào)時(shí)域分析Fig.10 Time domain analysis of vibration signa

4 結(jié) 論

1) 結(jié)合試驗(yàn)研究和銑削力突變特性的分析，得到由硬度大材料切向硬度小材料，走刀方向與拼接縫成30°夾角時(shí)突變力幅值較小的結(jié)論。

2) 隨著軸向切深和進(jìn)給速度的增加，3個(gè)方向上的均方根值、平均峰峰值及z方向的峭度成遞增趨勢(shì)。z方向上的均方根值和平均峰峰值變化最大，y方向變化最?。浑S著切削速度的增加，3個(gè)方向上的均方根值、平均峰峰值及z方向峭度的變化呈非線性特性，在5 kr/min以內(nèi)三者成增大趨勢(shì)，在5 kr/min時(shí)3個(gè)值達(dá)到最大，而后其趨勢(shì)逐漸減小。因此，在銑削拼接模具過(guò)程中切削參數(shù)軸向切深和進(jìn)給速度應(yīng)選較小值，且避免速度為5 kr/min時(shí)銑削拼接模具。

3) 兩種不同硬度材料拼接后會(huì)影響工件的動(dòng)態(tài)特性。在切削參數(shù)不變的情況下，會(huì)使前一個(gè)工件振動(dòng)幅值減小，后一個(gè)工件振動(dòng)幅值增大。原因是前者拼接后固有屬性增大、慣性增加，進(jìn)而振動(dòng)降低；后者拼接后因前者加工及過(guò)拼接縫處沖擊力致使瞬時(shí)動(dòng)態(tài)切削厚度增加，相應(yīng)切削力增大，進(jìn)而切削振動(dòng)增加。

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10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2017.04.029

* 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目 (51575147，51235003)；哈爾濱理工大學(xué)青年拔尖創(chuàng)新人才培養(yǎng)計(jì)劃資助項(xiàng)目(201507)

2016-12-08；

2017-02-20

TG501； TH113

岳彩旭，男，1982年7月生，副教授。主要研究方向?yàn)橛矐B(tài)切削理論、切削過(guò)程建模及硬態(tài)加工工藝優(yōu)化、切削過(guò)程仿真及穩(wěn)定性研究、刀具設(shè)計(jì)等。曾發(fā)表《Adiabatic shear mechanisms for the hard cutting process》(《Chinese Journal of Mechanical Engineering》2015,Vol.28)等論文。

E-mail:yuecaixu@hrbust.edu.cn