(成都航空職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610100)

0 引言

金屬切削加工過程中，在無周期外力作用下，由于加工系統(tǒng)本身特性所激起的一種劇烈的自激振動(dòng)通常被稱為切削顫振[1]。切削顫振會(huì)使機(jī)床—工件—刀具系統(tǒng)不穩(wěn)定，導(dǎo)致加工精度降低、切削效率下降、噪聲污染，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)茐恼麄€(gè)加工系統(tǒng)。切削顫振主要有兩種形態(tài)，一種是機(jī)床結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的顫振，其特點(diǎn)是頻率低，聲音發(fā)悶；另一種是刀具系統(tǒng)產(chǎn)生的顫振，其特點(diǎn)是頻率高，聲音尖銳[2-3]。切削顫振情況也是衡量機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的重要指標(biāo)，通過對(duì)切削顫振的研究可以查找系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，為工藝系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供依據(jù)；亦能優(yōu)化切削參數(shù)，提高切削效率。多年來，關(guān)于切削顫振的監(jiān)測(cè)與抑制，國內(nèi)外專家和學(xué)者進(jìn)行了大量的研究，形成了一項(xiàng)公認(rèn)的特征，即顫振頻率總是接近或等于系統(tǒng)某個(gè)固有頻率[4-6]。本文針對(duì)研究開發(fā)的新型四軸立車專機(jī)加工過程中零件表面出現(xiàn)振紋的現(xiàn)象，設(shè)計(jì)試驗(yàn)采集切削顫振發(fā)生過程的具體表征，尋找顫振發(fā)生的原因，分析加工系統(tǒng)中的薄弱環(huán)節(jié)，提出對(duì)工藝系統(tǒng)的改進(jìn)意見。

1 切削顫振再現(xiàn)與分析

為消除工藝參數(shù)的影響，試驗(yàn)選用定型的工藝方案作為試驗(yàn)基本條件。試驗(yàn)件采用45鋼作為材料，毛坯尺寸Φ55×600 mm，余量均勻，表面質(zhì)量良好。按工藝要求采用尾座頂尖頂緊的方式完成毛坯的定位和裝夾，開始對(duì)零件進(jìn)行加工。第一次和第二次走刀過程中，加工振動(dòng)不明顯。從第三次開始振動(dòng)加劇，由下刀進(jìn)入切削起直到切削長度達(dá)4/5的過程中一直發(fā)生振動(dòng)，振動(dòng)明顯并伴有沉悶的噪聲；由4/5處到接近主軸位置時(shí)，振動(dòng)和噪聲逐漸減弱并消失。精加工過程中的振動(dòng)和噪聲明顯高于粗加工。試驗(yàn)采用定型工藝方案，首先可以排除是切削參數(shù)引起的顫振；機(jī)床本身剛性差的可能性也較??；進(jìn)一步分析，被加工對(duì)象是長徑比達(dá)10.9∶1的細(xì)長軸，隨著切削直徑逐漸減小，溫度逐步上升，剛性會(huì)急劇下降。因此工件本身剛性差，應(yīng)該是引起加工振動(dòng)的主要原因；但是零件形狀結(jié)構(gòu)和尺寸是由設(shè)計(jì)決定，無法改變，只能另尋解決途徑。裝夾系統(tǒng)作為工藝系統(tǒng)的重要部分，也極大地影響著整個(gè)工藝系統(tǒng)的穩(wěn)定性。對(duì)于細(xì)長軸類零件，由于本身剛性差，裝夾系統(tǒng)的剛性差會(huì)進(jìn)一步加大整個(gè)工藝系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。如主軸—頂尖—尾座及結(jié)合面剛性不足，尤其是尾座頂尖，在沿軸向切削力的作用下，甚至可能出現(xiàn)預(yù)緊力不足，導(dǎo)致剛性進(jìn)一步變差從而產(chǎn)生振動(dòng)；此外與頂尖連接的套筒與尾座之間存在間隙，也會(huì)導(dǎo)致套筒在切削力的作用下發(fā)生晃動(dòng)，從而導(dǎo)致振動(dòng)的發(fā)生；具體原因需要通過切削顫振試驗(yàn)進(jìn)行進(jìn)一步分析。

2 切削顫振試驗(yàn)與分析

2.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

采用力錘、三向加速傳感器、動(dòng)態(tài)信號(hào)采集卡、高精度數(shù)據(jù)采集儀、數(shù)據(jù)連接傳輸線及動(dòng)態(tài)特性測(cè)試與分析軟件搭建試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)機(jī)床的“主軸—工件—尾座”工藝系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)態(tài)性能測(cè)試。測(cè)試過程包括數(shù)據(jù)采集、存儲(chǔ)、分析與導(dǎo)出過程，試驗(yàn)過程要對(duì)機(jī)床的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行調(diào)整，以適應(yīng)不同振動(dòng)測(cè)試需求[7]。將三向加速度傳感器分別放置在主軸、刀架及尾座的相關(guān)部位進(jìn)行振動(dòng)情況的測(cè)試。尾座部分的結(jié)構(gòu)及坐標(biāo)系如圖1所示，包含頂尖、黑色聯(lián)軸器、套筒、尾座、滑塊、立柱、底座等。采用專業(yè)軟件對(duì)采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析， 根據(jù)工藝系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能查找機(jī)床的薄弱環(huán)節(jié)。

圖1 尾座結(jié)構(gòu)及坐標(biāo)系

2.2 空載下的機(jī)床振動(dòng)及FFT分析

在機(jī)床空載時(shí)，采集不同轉(zhuǎn)速、不同軸數(shù)運(yùn)行情況下的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。數(shù)據(jù)顯示機(jī)床在空載時(shí)運(yùn)行平穩(wěn)，基本無振動(dòng)；微小振動(dòng)的幅頻主要與主軸的轉(zhuǎn)速相關(guān)，并且振動(dòng)幅值非常小。抽取具有代表性振動(dòng)及分析結(jié)果如圖2所示，(a)圖為單軸轉(zhuǎn)速為500 r/min、(b)圖為四軸轉(zhuǎn)速為1200 r/min的振動(dòng)波形圖及FFT分析結(jié)果。試驗(yàn)過程和分析結(jié)果表明機(jī)床空載運(yùn)行情況穩(wěn)定，說明機(jī)床本身剛性好，排除機(jī)床本身剛性差引起振動(dòng)的情況。

圖2 空載振動(dòng)波形圖及FFT分析

2.3 加工過程中的振動(dòng)時(shí)域分析

加工試驗(yàn)指定了工藝系統(tǒng)的主軸轉(zhuǎn)速為1200 r/min時(shí)，對(duì)單個(gè)零件加工和多個(gè)零件加工的振動(dòng)情況進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。采集的振動(dòng)波形和分析結(jié)果如圖3所示，(a)圖為單件頂緊單軸加工、(b)圖為兩件頂緊單軸加工、(c)圖為四件頂緊單軸加工。前兩項(xiàng)數(shù)據(jù)情況基本相似，從切削開始就產(chǎn)生振動(dòng)，然后振動(dòng)逐漸擴(kuò)大，到一定階段后振動(dòng)減小并保持平穩(wěn)；最后一項(xiàng)數(shù)據(jù)顯示，開始切削無振動(dòng)，然后逐步產(chǎn)生振動(dòng)并擴(kuò)大，再逐步減小到消失；三項(xiàng)振動(dòng)數(shù)據(jù)都比空載時(shí)的振幅有明顯的增大。在安裝不同數(shù)量的零件情況下，分析結(jié)果顯示機(jī)床加工過程中的振動(dòng)頻率主要集中在195 Hz附近。

圖3 加工振動(dòng)波形圖及FFT分析

2.4 尾座部分振動(dòng)測(cè)試與分析

為進(jìn)一步確認(rèn)機(jī)床尾座部分對(duì)工藝系統(tǒng)加工過程中發(fā)生切削顫振的影響，設(shè)計(jì)試驗(yàn)將傳感器放置于尾座結(jié)構(gòu)的不同位置，對(duì)尾座各零部件間的振動(dòng)情況進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試和分析，尾座主要結(jié)構(gòu)和坐標(biāo)系如圖1所示。試驗(yàn)以單件單軸加工和兩件單軸加工為分析對(duì)象，加工過程的主要切削參數(shù)：轉(zhuǎn)速1200 r/min，進(jìn)給0.45 mm/s，單邊切深0.3 mm，頂尖懸深長度約150 mm。結(jié)合前期試驗(yàn)，加工振動(dòng)主頻為195 Hz，在整個(gè)測(cè)試過程中保持不變。將試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總，單件單軸加工振動(dòng)數(shù)據(jù)如表1所示，兩件單軸加工振動(dòng)數(shù)據(jù)如表2所示。

表1和表2中A傳感器的數(shù)據(jù)綜合表明尾座頂尖位置的各項(xiàng)振動(dòng)都比較明顯。進(jìn)一步分析表1中1～8行和表2中1～5的A傳感器數(shù)據(jù)，可知頂尖部分的振動(dòng)隨著工件直徑不斷變細(xì)，振動(dòng)幅值在不斷增加，到達(dá)一定位置后逐步減弱。表1中4～5行B傳感器的數(shù)據(jù)顯示，套筒和尾座在X、Y、Z方向振動(dòng)幅值變化明顯，尤其是Y和Z向。結(jié)合表1中9～10行數(shù)據(jù)可得尾座與滑塊、滑塊和立柱也存在明顯振動(dòng)；立柱與底座數(shù)據(jù)顯示振動(dòng)幅值變化小，其剛性連接較好。分析表2中1～5行的B傳感器，結(jié)合6～9行的A、B傳感器數(shù)據(jù)，結(jié)果與表1一致。

試驗(yàn)振動(dòng)幅值小說明剛性好，振動(dòng)幅值越大說明剛性差。綜合分析可知，工藝系統(tǒng)中尾座部分存在弱剛性，弱剛性的結(jié)構(gòu)主要出現(xiàn)在套筒—尾座，尾座—滑塊，滑塊—立柱之間，其中套筒—尾座與滑塊—立柱兩處表現(xiàn)更為明顯。參照機(jī)床尾座基本結(jié)構(gòu)如圖1所示，振動(dòng)的主要原因可能為套筒與尾座殼體之間存在間隙、尾座與滑塊之間的連接可靠性差，滑塊與立柱之間的直線導(dǎo)軌剛性不足。

表1 單件單軸加工振動(dòng)數(shù)據(jù)表

表2 兩件單軸加工振動(dòng)數(shù)據(jù)表

續(xù)表2

序號(hào)棒料直徑/mm測(cè)試位置(傳感器A-B)A傳感器FFT幅值X方向Y方向Z方向B傳感器FFT幅值X方向Y方向Z方向振動(dòng)情況353．2頂尖黑色聯(lián)軸器—滑塊1．41．50．70．180．080．06開始就振，195．7Hz振幅XA、YA是ZA的兩倍，XB、ZB是YB的兩倍。452．6頂尖黑色聯(lián)軸器—立柱數(shù)據(jù)采集無效數(shù)據(jù)采集無效開始就振，195Hz振幅XB、ZB強(qiáng)于YB，YB在395Hz有1/2A振幅551．0頂尖黑色聯(lián)軸器—立柱下側(cè)底座1．611．80．70．010．010．017XA在195Hz，振幅XA、YA是ZA兩倍，XB、ZB是YB兩倍。650．4套筒—尾座0．971．10．470．430．170．16XA、YB195Hz，ZB在391Hz振動(dòng)，ZB在195Hz處1/2A振動(dòng)，ZA在395Hz處1/2A振動(dòng)。749．8尾座—滑塊0．380．1670．240．240．1180．1ZA在195和390都振同幅；ZB在390振；XB在390Hz為1/3A，YB在390Hz為1/2A振動(dòng)。849．2滑塊—立柱0．30．130．120．0470．0560．04XA、YB在2倍頻1/2A，在3倍頻1/3A振動(dòng)，ZA在2倍頻主頻195Hz，1/2A振動(dòng)。948．6立柱—底座0．050．050．050．030．030．03YB在390Hz主頻，195Hz為1/2A，ZA在195Hz主頻，390Hz為1/2A振動(dòng)。1048．0立柱—底座0．050．050．050．020．020．02ZA在390Hz有2/3A振動(dòng)，YB在390Hz主頻，在195Hz也是A振動(dòng)。

3 激振試驗(yàn)與分析

3.1 X方向頻率響應(yīng)對(duì)比

通過錘擊試驗(yàn)，測(cè)試系統(tǒng)獲得工藝系統(tǒng)在X方向的傳遞函數(shù)頻響曲線如圖4所示。對(duì)比上述三幅圖，頂尖—尾座與頂尖—滑塊之間的模態(tài)圖基本相似，說明在X方向上尾座與滑塊之間的剛性較好。而頂尖—立柱的響應(yīng)曲線明顯區(qū)別于前兩者，且在134 Hz處幅值很大，說明滑塊與立柱結(jié)合面在X方向剛性差，即導(dǎo)軌的X方向呈現(xiàn)弱剛性。

圖4 工藝系統(tǒng)X方向頻響曲線

3.2 Y方向頻率響應(yīng)對(duì)比

通過錘擊試驗(yàn)，測(cè)試系統(tǒng)獲得工藝系統(tǒng)在Y方向的傳遞函數(shù)頻響曲線如圖5所示。頂尖—頂尖與頂尖—套筒Y方向的傳遞函數(shù)頻響曲線基本一致，可以判斷兩者之間的連接剛度較好。對(duì)比頂尖—尾座與頂尖—滑塊Y向的傳遞函數(shù)頻響曲線，此頻率段多出很多模態(tài)，可能是尾座殼和滑塊之間的墊片弱剛性造成的。

圖5 工藝系統(tǒng)Y向頻響曲線

3.3 Z方向頻率響應(yīng)對(duì)比

對(duì)比頂尖—頂尖與頂尖套筒Z向的傳遞函數(shù)頻響曲線(圖6)，在187～236 Hz出現(xiàn)多階模態(tài)，考慮是由于套筒尾座Z向弱剛性引起，進(jìn)一步考慮可能是液壓油路的壓力變化，需進(jìn)一步測(cè)試液壓壓緊情況。

綜合上述分析，造成振動(dòng)的主要原因有：X方向上滑塊—導(dǎo)軌或滑塊—立柱結(jié)合面剛性差；Y方向上的尾座—滑塊或滑塊—立柱結(jié)合面剛性差；Z向方向上的頂尖—套筒結(jié)合剛性差。后續(xù)的結(jié)構(gòu)改進(jìn)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注上述結(jié)構(gòu)的結(jié)合面。

圖6 工藝系統(tǒng)Z方向頻響曲線

4 機(jī)床的動(dòng)態(tài)特性仿真及分析

圖7 “主軸-工件-尾座”系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性振型圖

通過錘擊實(shí)驗(yàn)對(duì)“主軸—工件—尾座”系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)態(tài)特性測(cè)試，測(cè)得系統(tǒng)一階固有頻率為193.7 Hz，與加工過程實(shí)測(cè)振動(dòng)頻率接近。圖7所示為工藝系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性仿真結(jié)果，仿真的一階振型顯示頂尖處的X、Y方向振動(dòng)較為明顯，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致。主軸系統(tǒng)的一階固有頻率為440.286 Hz，振幅較小，因此加工時(shí)主要會(huì)由高頻振動(dòng)產(chǎn)生影響，說明主軸剛度相對(duì)尾座系統(tǒng)較好。刀架系統(tǒng)的一階固有頻率為132.971 Hz，但阻尼比很大為7.785%，說明振動(dòng)衰減會(huì)很快，因此刀架并非引起系統(tǒng)振動(dòng)的主因，其振動(dòng)幅度不大，說明刀架剛度相對(duì)尾座系統(tǒng)較好。

綜合空載測(cè)試、切削加工過程測(cè)試、激振試驗(yàn)對(duì)比和動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果都共同表明工藝系統(tǒng)的尾座部分剛性差。針對(duì)測(cè)試結(jié)果可以重點(diǎn)改善尾座與滑塊結(jié)合面的剛度，將線軌替換為硬軌，進(jìn)一步查看并改善尾座實(shí)際液壓壓力值，改善套筒與殼體之間的間隙，改進(jìn)裝夾方案，改進(jìn)走刀方式，采用減震刀桿等措施提高工藝系統(tǒng)的剛性，減少切削顫振。

5 結(jié)論

試驗(yàn)對(duì)機(jī)床加工振動(dòng)情況進(jìn)行了再現(xiàn)，空載試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示系統(tǒng)基本無振動(dòng)，通過加工過程中的在線測(cè)量、激振試驗(yàn)、模擬仿真數(shù)據(jù)及分析得出一致的結(jié)論：切削顫振發(fā)生在工藝系統(tǒng)的固有頻率195 Hz附近，尾座部分結(jié)合面的剛性差是引起切削顫振的主要原因，激振試驗(yàn)進(jìn)一步表明，振動(dòng)主要來源于尾座的立柱X方向，滑塊Y方向和套筒Z方向，可以針對(duì)分析結(jié)果對(duì)尾座的相應(yīng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改善。