胡 淶 查 俊 朱永生 位文明 李東亞 羅 明牛文鐵 陳耀龍

1.西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，西安，7100492.洛陽軸承研究所有限公司，洛陽，471039 3.西北工業(yè)大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，710072 4.天津大學(xué)機(jī)構(gòu)理論與裝備設(shè)計(jì)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300350

0 引言

航空航天技術(shù)是衡量一個(gè)國家整體科技與軍事實(shí)力的重要因素之一[1]。在航空航天高端技術(shù)領(lǐng)域中，核心功能部件的各個(gè)參數(shù)等級(jí)決定了航空航天技術(shù)的整體發(fā)展水平[2]，如航空航天鈦合金典型薄壁復(fù)雜零件中誘導(dǎo)輪、閉式葉輪、閥體等。由于這些核心功能部件必須在特定的機(jī)床、機(jī)床控制方式以及滲入非標(biāo)機(jī)械部件中進(jìn)行制造加工，因此，國家提出04重大專項(xiàng)《航空航天制造領(lǐng)域高速、高效數(shù)控機(jī)床創(chuàng)新能力平臺(tái)建設(shè)》來對(duì)此領(lǐng)域進(jìn)行攻關(guān)研發(fā)[3]。同樣，“高檔數(shù)控機(jī)床與基礎(chǔ)制造裝備”是《國家中長期科學(xué)和技術(shù)發(fā)展規(guī)劃綱要(2006—2020年)》確定的科技重大專項(xiàng)之一。在前期高速高效加工工藝及裝備技術(shù)創(chuàng)新平臺(tái)建設(shè)的基礎(chǔ)之上，我們需進(jìn)一步提高國產(chǎn)高檔數(shù)控機(jī)床和功能部件的性能，共同解決航空航天制造領(lǐng)域內(nèi)的重大技術(shù)問題。同時(shí)，還要繼續(xù)重點(diǎn)突破專項(xiàng)中要解決的針對(duì)航空航天制造領(lǐng)域的高速高效數(shù)控機(jī)床的核心技術(shù)問題，提高為行業(yè)服務(wù)的能力。

航空航天制造領(lǐng)域高檔數(shù)控機(jī)床創(chuàng)新能力平臺(tái)分為高端電主軸技術(shù)研發(fā)、機(jī)床整機(jī)設(shè)計(jì)、機(jī)床控制和機(jī)床驗(yàn)證四大板塊。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)四大板塊進(jìn)行了大量研究并取得不少成果。

對(duì)于電主軸的研發(fā)，LIU等[4]對(duì)主軸熱誤差建模方法進(jìn)行了深入研究，采用解析仿真方法對(duì)主軸徑向/軸向的線性熱誤差和角度熱誤差進(jìn)行建模；TIAN等[5]提出了直接轉(zhuǎn)矩控制改進(jìn)方法，與傳統(tǒng)直接轉(zhuǎn)矩控制方法相比，改進(jìn)后的方法能使主軸更快地達(dá)到預(yù)定的工作狀態(tài)，且磁鏈和轉(zhuǎn)矩的波動(dòng)較小，控制更精確；GE等[6]提出了一種基于熱變形平衡原理的電主軸熱誤差控制新方法，該方法與未采用熱誤差控制系統(tǒng)的電主軸相比，可減小97%的熱位移，預(yù)期該方法也可應(yīng)用于包括航空航天設(shè)備、光學(xué)和光學(xué)儀器在內(nèi)的各種圓柱形高精度零件的熱誤差控制。

對(duì)于機(jī)床設(shè)計(jì)，李杰等[7]系統(tǒng)性地分析了現(xiàn)有五軸數(shù)控機(jī)床空間定位精度改善方法中尚需解決的問題；KUSHNIR等[8]研究了六種不同車削中心的布局，比較了幾何誤差和機(jī)床結(jié)構(gòu)柔度對(duì)零件精度的影響；CHEN等[9]介紹了一種用于超精密機(jī)床的概念設(shè)計(jì)和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)階段的集成系統(tǒng)。

對(duì)于機(jī)床控制，YAO等[10]提出了一種隱形數(shù)控(INC)系統(tǒng)的新型CNC系統(tǒng)，以此簡化CNC體系結(jié)構(gòu)，提高CNC體系結(jié)構(gòu)可重構(gòu)性和功能可重用性，并建立了一個(gè)INC原型，通過使用當(dāng)前硬件可使INC承擔(dān)不同的制造任務(wù)；BEAREE等[11]研究了伺服參數(shù)和軸動(dòng)力學(xué)對(duì)輪廓精度的影響；PAPAGEORGIOU等[12]發(fā)現(xiàn)機(jī)床中自適應(yīng)反推控制在實(shí)際加工磨損狀態(tài)下對(duì)未知的和不斷增加的機(jī)床磨損具有很大益處。

對(duì)于機(jī)床驗(yàn)證，LEE等[13]利用雙球桿測(cè)量了五軸機(jī)床與位置無關(guān)的幾何誤差，建立其置信區(qū)間，通過調(diào)整機(jī)床旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)滾珠在刀尖處的位置來最大限度地減小安裝誤差，分析了測(cè)量結(jié)果的標(biāo)準(zhǔn)不確定度；ZHAO等[14]基于生物骨架和夾層桿的構(gòu)型原理，采用結(jié)構(gòu)仿生方法設(shè)計(jì)了一種內(nèi)部帶有加筋肋的機(jī)床立柱，仿生柱在質(zhì)量減小6.13%的情況下，最大靜位移還減小了45.9%，且動(dòng)力性能隨著前兩階固有頻率的提高而提高。

學(xué)者們的研究和貢獻(xiàn)遠(yuǎn)不止于上述文獻(xiàn)，還有一些學(xué)者也進(jìn)行了相關(guān)的研究[15-19]。

本文結(jié)合國家及機(jī)床行業(yè)創(chuàng)新平臺(tái)建設(shè)思想，通過對(duì)平臺(tái)目前研究成果進(jìn)行總結(jié)，分析了高速電主軸單元關(guān)鍵技術(shù)、機(jī)床設(shè)計(jì)、機(jī)床控制以及機(jī)床驗(yàn)證四大板塊內(nèi)容。其中，高速電主軸單元關(guān)鍵技術(shù)包括高速主軸-刀柄-刀具系統(tǒng)動(dòng)力分析、數(shù)字化仿真和樣機(jī)模態(tài)驗(yàn)證分析；機(jī)床設(shè)計(jì)包括直線軸進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)驗(yàn)證分析、多軸聯(lián)動(dòng)與高速五坐標(biāo)混聯(lián)加工裝備分析、擺動(dòng)/回轉(zhuǎn)進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證分析、MTC1000鏜銑磨復(fù)合加工中心結(jié)構(gòu)創(chuàng)新設(shè)計(jì)(花崗巖四立柱、動(dòng)橫梁、力矩電機(jī)直驅(qū)45°擺頭、油靜壓轉(zhuǎn)臺(tái)、多功能復(fù)合結(jié)構(gòu))；機(jī)床控制包括高速啟停殘留振動(dòng)抑制技術(shù)驗(yàn)證分析；機(jī)床驗(yàn)證包括航空航天結(jié)構(gòu)件高速加工現(xiàn)場(chǎng)的數(shù)據(jù)采集、映射、存儲(chǔ)技術(shù)分析。最后展望了基礎(chǔ)裝備制造和高檔數(shù)控機(jī)床的發(fā)展方向。

1 電主軸單元關(guān)鍵技術(shù)

主軸系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性對(duì)工件的加工精度、表面質(zhì)量等有非常重要的影響，而刀具-刀柄結(jié)合面、刀柄-主軸結(jié)合面的合理建模對(duì)計(jì)算主軸系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的準(zhǔn)確性和可靠性也有很大影響。根據(jù)主軸和刀柄間的實(shí)際相互運(yùn)動(dòng)狀況，我們確定了結(jié)合面等效彈簧連接方式，并基于吉村允孝積分法[20]建立了結(jié)合面接觸剛度的解析計(jì)算式，最后將HSK工具系統(tǒng)結(jié)合面動(dòng)力學(xué)模型引入主軸系統(tǒng)，建立結(jié)合面的刀具-刀柄-主軸系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型。

首先，對(duì)刀具-刀柄結(jié)合面及刀柄-主軸結(jié)合面模型進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，結(jié)果如圖1所示，圖中，激勵(lì)比為1.0，對(duì)數(shù)衰減率為0，橫向振動(dòng)100%，軸向振動(dòng)為0，扭轉(zhuǎn)振動(dòng)為0；然后，對(duì)刀具-刀柄結(jié)合面及刀柄-主軸結(jié)合面模型進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，如圖2所示，采用錘擊法進(jìn)行驗(yàn)證，錘擊信號(hào)采用PCB086C03型力錘施加，靈敏度為2.25 mV/N，振動(dòng)信號(hào)用B&K三向加速度傳感器采集，靈敏度為102.5 mV/g，數(shù)據(jù)通過16通道數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)米勒貝姆進(jìn)行采集，并通過電腦進(jìn)行分析，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3所示；最后，將一階模態(tài)響應(yīng)的理論值和實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，如表1所示，刀具-刀柄系統(tǒng)一階模態(tài)頻率理論值與實(shí)驗(yàn)值相差0.5%，刀柄-主軸系統(tǒng)一階模態(tài)頻率理論值與實(shí)驗(yàn)值相差2%，認(rèn)為結(jié)合面模型準(zhǔn)確。

表1 一階模態(tài)實(shí)驗(yàn)值與理論值對(duì)比

(a)刀具-刀柄結(jié)合面 (b)刀柄-主軸結(jié)合面

(a)刀具-刀柄結(jié)合面模態(tài)測(cè)試實(shí)驗(yàn)

(a)刀具-刀柄結(jié)合面

本文以轉(zhuǎn)速和裝配過盈量為變量，對(duì)刀柄與主軸接觸進(jìn)行仿真，得到接觸錐面和接觸端面在不同轉(zhuǎn)速和不同過盈量下接觸壓力的大小；然后，通過接觸壓力與結(jié)合面剛度關(guān)系式得到刀具與刀柄結(jié)合面以及刀柄與主軸結(jié)合面的接觸剛度，并采用軸承擬靜力學(xué)模型求得主軸軸承剛度；最后將HSK結(jié)合面動(dòng)力學(xué)模型引入主軸系統(tǒng)，建立考慮結(jié)合面的主軸-刀柄-刀具系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型，并對(duì)動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行數(shù)字化仿真分析。動(dòng)力學(xué)分析模型將主軸劃分為30個(gè)節(jié)點(diǎn)，拉桿劃分為32個(gè)節(jié)點(diǎn)，主軸+拉桿與主軸+刀柄結(jié)合面+刀具結(jié)合面+拉桿都為62節(jié)點(diǎn)，如圖4所示。

圖4 主軸+拉桿+結(jié)合面模型及節(jié)點(diǎn)劃分

靜態(tài)分析結(jié)果如表2所示，臨界轉(zhuǎn)速分析結(jié)果如表3所示。主軸+拉桿加入刀柄結(jié)合面后軸系變形變小，因此剛度變大。根據(jù)主軸+拉桿+結(jié)合面分析，一階臨界轉(zhuǎn)速位于工作轉(zhuǎn)速內(nèi)，因此工作轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)可能會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)?？紤]結(jié)合面影響后整個(gè)軸系的固有頻率降低，同時(shí)對(duì)整個(gè)軸系分析來講，拉桿與刀柄結(jié)合面極大降低了整個(gè)軸系的固有頻率，不會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)。

表2 模型靜態(tài)分析結(jié)果

表3 模型無阻尼臨界轉(zhuǎn)速結(jié)果

對(duì)主軸-刀柄-刀具系統(tǒng)模態(tài)進(jìn)行整機(jī)測(cè)試。加速度傳感器安裝在主軸外殼上，如圖5所示，測(cè)試結(jié)果為一系列固有頻率。本項(xiàng)目對(duì)三款電主軸進(jìn)行了理論技術(shù)研究和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，三款電主軸結(jié)果如表4所示。

圖5 主軸-刀柄-刀具系統(tǒng)模態(tài)測(cè)試

由表4可以看出，三款電主軸的實(shí)驗(yàn)值與理論值最大誤差為0.7%，主軸-刀柄-刀具系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析模型能更加直觀地得到主軸系統(tǒng)的固有頻率，且可以認(rèn)為其計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致。

表4 實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果

2 高檔機(jī)床設(shè)計(jì)共性技術(shù)

關(guān)于高檔機(jī)床設(shè)計(jì)共性技術(shù)的研究，本文主要針對(duì)6大動(dòng)力學(xué)建模、系統(tǒng)軟件設(shè)計(jì)和典型的創(chuàng)新機(jī)床設(shè)計(jì)成果進(jìn)展進(jìn)行總結(jié)。

2.1 直線軸進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)分析

為對(duì)機(jī)床直線軸進(jìn)給系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性展開全面研究，并為后續(xù)動(dòng)態(tài)誤差的研究奠定基礎(chǔ)，我們基于動(dòng)態(tài)子結(jié)構(gòu)綜合法，考慮各結(jié)合面線剛度、角剛度和絲杠的各向振動(dòng)，同時(shí)考慮絲杠柔性，建立了直線軸進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型。進(jìn)給系統(tǒng)等效模型如圖6所示。

圖6 進(jìn)給系統(tǒng)等效模型

2.2 直線軸進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)分析

為了對(duì)進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合特性進(jìn)行研究，根據(jù)推導(dǎo)的進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ秃徒涣饔来磐诫姍C(jī)控制系統(tǒng)模型，建立了基于MATLAB/Simulink的進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型，如圖7所示。

圖7 進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型

2.3 模態(tài)縮減的直線進(jìn)給系統(tǒng)剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)分析

考慮結(jié)構(gòu)件柔性、進(jìn)給系統(tǒng)傳動(dòng)件結(jié)合面間剛度和滾珠絲杠的柔性特征，構(gòu)建了基于模態(tài)縮減的剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合進(jìn)給系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，如圖8所示。

圖8 基于模態(tài)縮減的剛?cè)狁詈?機(jī)電耦合進(jìn)給系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

2.4 多軸聯(lián)動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)分析

以單軸進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型為基礎(chǔ)，考慮軸間耦合因素，在Simulink模塊下，建立了多軸聯(lián)動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型，如圖9所示。

圖9 多軸聯(lián)動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型

2.5 擺動(dòng)/回轉(zhuǎn)進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)分析

數(shù)控機(jī)床擺動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)采用皮帶輪、蝸輪蝸桿機(jī)構(gòu)以及齒輪配合來實(shí)現(xiàn)A軸和B軸的擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)。由于A軸與B軸擺動(dòng)進(jìn)給的傳動(dòng)方案一致，故以B軸為例進(jìn)行說明。圖10為B軸擺動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)示意圖，圖中q表示轉(zhuǎn)速。建立擺動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型，如圖11所示。

圖10 擺動(dòng)/回轉(zhuǎn)進(jìn)給系統(tǒng)

圖11 擺動(dòng)/回轉(zhuǎn)進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型

2.6 高速五坐標(biāo)混聯(lián)加工裝備機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)分析

為了研究機(jī)電系統(tǒng)的耦合作用及其對(duì)高速五坐標(biāo)混聯(lián)加工裝備綜合性能的影響，建立了高速五坐標(biāo)混聯(lián)加工裝備的整機(jī)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型，并初步分析了其機(jī)電耦合性能。依次建立了進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)械結(jié)構(gòu)部分的數(shù)字化模型和虛擬樣機(jī)動(dòng)力學(xué)模型、電機(jī)伺服系統(tǒng)(含控制系統(tǒng))的仿真模型、高速混聯(lián)加工裝備進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合整體動(dòng)力學(xué)模型，并分析了典型運(yùn)動(dòng)中機(jī)電耦合狀態(tài)下的輸出特性，為后續(xù)開展慣性、剛度、阻尼等要素對(duì)整機(jī)及進(jìn)給系統(tǒng)動(dòng)特性、多軸聯(lián)動(dòng)精度影響規(guī)律的研究，以及伺服電機(jī)慣量與負(fù)載慣量匹配等研究奠定技術(shù)基礎(chǔ)，如圖12所示。

圖12 高速五坐標(biāo)混聯(lián)加工裝備進(jìn)給系統(tǒng)的機(jī)電耦合仿真模型

2.7 進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)軟件系統(tǒng)

進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)仿真與設(shè)計(jì)軟件系統(tǒng)包括用戶信息管理功能、進(jìn)給系統(tǒng)選擇功能、機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)仿真功能，系統(tǒng)框架見圖13。以擺動(dòng)進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)仿真為例，界面見圖14，包括A軸仿真選項(xiàng)卡、B軸仿真選項(xiàng)卡、參數(shù)導(dǎo)入及參數(shù)輸入?yún)^(qū)、Simulink仿真按鈕以及模型展示區(qū)。通過選擇選項(xiàng)卡，按照消息提示框以及模型示意圖將參數(shù)從SolidWorks中導(dǎo)入，即可進(jìn)行Simulink仿真計(jì)算及仿真結(jié)果顯示。

圖13 進(jìn)給系統(tǒng)機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)仿真與設(shè)計(jì)軟件系統(tǒng)

2.8 MTC1000鏜銑磨復(fù)合加工中心創(chuàng)新結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

在04專項(xiàng)平臺(tái)中，重點(diǎn)研發(fā)了一臺(tái)MTC1000鏜銑磨復(fù)合五軸加工中心，該加工中心主要應(yīng)用于航空航天類典型零件的加工。MTC1000五軸機(jī)床試驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)要求如下：加速度不低于1g，最大進(jìn)給速度不低于80 m/min，角加速度不低于1.25 rad/s2，最大轉(zhuǎn)速不低于60 r/min，多軸聯(lián)動(dòng)動(dòng)態(tài)輪廓誤差不大于0.05 mm。為達(dá)到以上要求，須對(duì)五軸機(jī)床進(jìn)行創(chuàng)新設(shè)計(jì)。整體設(shè)計(jì)如圖15所示，裝配外形如圖16所示，內(nèi)部重要結(jié)構(gòu)如圖17所示。

圖15 MTC1000鏜銑磨復(fù)合五軸加工中心設(shè)計(jì)圖

圖16 MTC1000鏜銑磨復(fù)合五軸加工中心裝配圖

圖17 MTC1000鏜銑磨復(fù)合五軸加工中心內(nèi)部重要結(jié)構(gòu)

如圖15～圖17所示，在MTC1000整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，采用了花崗巖四立柱、動(dòng)橫梁、力矩電機(jī)直驅(qū)45°擺頭、油靜壓轉(zhuǎn)臺(tái)以及多功能復(fù)合結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)可滿足我國航空航天難加工部件的加工?？紤]到傳統(tǒng)機(jī)床鋼件基座會(huì)隨著年限的增加，內(nèi)部出現(xiàn)變形，應(yīng)力發(fā)生變化，從而導(dǎo)致機(jī)床加工精度降低并且不穩(wěn)定，因此MTC1000基座采用花崗石材質(zhì)，可提高機(jī)床加工精度和精度穩(wěn)定性。

3 高檔機(jī)床控制分析

3.1 算法原理分析

數(shù)控機(jī)床在高速啟停運(yùn)動(dòng)階段，進(jìn)給系統(tǒng)末端(刀尖點(diǎn)或工件切觸點(diǎn))會(huì)出現(xiàn)殘余振動(dòng)，表現(xiàn)為收斂振動(dòng)的過渡過程。該殘余振動(dòng)會(huì)影響加工表面尖角與大曲率突變段的加工質(zhì)量，造成過切/欠切與表面振紋，或在鉆攻加工中降低定位精度，延長定位時(shí)間。抑制殘余振動(dòng)的難點(diǎn)在于以下兩個(gè)方面：從控制的角度，進(jìn)給系統(tǒng)末端不直接可測(cè)且不直接可控，這極大地限制了抑振效果，增加了控制難度；從指令的角度，難點(diǎn)則在于如何權(quán)衡/規(guī)避快速性與平穩(wěn)性的矛盾。為此，本項(xiàng)目綜合采用分段直線加減速與峰值濾波器控制技術(shù)，較好地解決了數(shù)控機(jī)床高速啟停振動(dòng)抑制問題。分段直線加減速過程能消除指令中指定頻段處的能量，從而避免在啟停過程中激勵(lì)起進(jìn)給系統(tǒng)的共振模態(tài)。從原理上，這樣的頻率消去作用來源于脈沖序列對(duì)指定頻率響應(yīng)的“抵消”作用，或稱為“延遲濾波”作用。

3.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

分段直線加減速算法的實(shí)驗(yàn)室驗(yàn)證通過數(shù)值仿真完成, 在Simulink中分別建立直線形、S形以及分段直線形加減速的有限長脈沖濾波器模型，如圖18所示，通過仿真結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證算法的有效性。設(shè)伺服進(jìn)給系統(tǒng)為二階系統(tǒng)，進(jìn)給系統(tǒng)的諧振頻率為50 Hz，阻尼比為0.2，在加速時(shí)間和最大速度相同時(shí)，得到理想指令經(jīng)過三種加減速方式處理后作用于伺服進(jìn)給系統(tǒng)后的速度響應(yīng)與速度波動(dòng)的頻譜，如圖19所示。

(a)直線形

(a)速度響應(yīng)曲線

由圖19可以看出，直線形和S形加減速的方式均產(chǎn)生了速度波動(dòng)，且速度波動(dòng)頻率為進(jìn)給系統(tǒng)的固有頻率50 Hz。分段直線形加減速后的指令幾乎沒有造成速度波動(dòng)，很好地抑制了速度波動(dòng)的產(chǎn)生，使進(jìn)給系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)更加穩(wěn)定。

3.3 集成驗(yàn)證

為了更好地說明仿真結(jié)果的可行性，進(jìn)行集成驗(yàn)證。高速啟停殘留振動(dòng)抑制算法的集成驗(yàn)證在裝備GNC62數(shù)控系統(tǒng)的立式加工中心上進(jìn)行，在機(jī)床Y軸上運(yùn)行加減速啟停過程，通過停止段的主軸末端殘留振動(dòng)來考察算法的效果。采用的運(yùn)動(dòng)參數(shù)如下：行程100 mm、速度15 m/min、加速度5 m/s2，對(duì)比用的加減速算法為傳統(tǒng)直線加減速算法。圖20為現(xiàn)場(chǎng)儀器布置圖，圖中激光干涉尺動(dòng)態(tài)采集主軸末端的位移信號(hào)，用于考察加減速過程的殘留振動(dòng)情況。

圖20 加減速運(yùn)行過程測(cè)試裝置圖

測(cè)試結(jié)果如下：Y軸的殘留振動(dòng)頻率為25.7 Hz，衰減率為62%。據(jù)此設(shè)定加減速參數(shù)，如表5所示。同時(shí)，限制增益提高的振動(dòng)頻率為659 Hz，相角為-202°，據(jù)此設(shè)定峰值濾波器參數(shù)，如表6所示。

表5 分段直線加減速參數(shù)

表6 峰值濾波器參數(shù)

高速啟停殘留振動(dòng)抑制算法的效果對(duì)比如圖21所示，可見采用抑制算法后停止段的殘留振動(dòng)顯著減小。分段直線加減速殘留振動(dòng)數(shù)據(jù)如表7所示。

圖21 分段直線加減速抑振效果對(duì)比

表7 分段直線加減速殘留振動(dòng)數(shù)據(jù)

高速啟停殘留振動(dòng)抑制算法已成功集成到GNC62數(shù)控系統(tǒng)的數(shù)控功能與伺服驅(qū)動(dòng)中。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)驗(yàn)證，集成該算法后，高速啟停殘留振動(dòng)的抑制性能有了顯著改善，加減速啟停過程(加速度為5 m/s2)的停止段動(dòng)態(tài)誤差由56 μm減小到5 μm,振動(dòng)時(shí)間由228 ms縮短到50 ms。

4 機(jī)床驗(yàn)證

4.1 結(jié)構(gòu)件高速加工現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)的采集、映射與存儲(chǔ)系統(tǒng)的搭建

針對(duì)航空結(jié)構(gòu)件高速加工過程的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)問題，搭建了切削加工現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)的采集、映射與存儲(chǔ)系統(tǒng)，如圖22所示，該系統(tǒng)可為切削數(shù)據(jù)的處理、切削參數(shù)的優(yōu)化及形成切削大數(shù)據(jù)服務(wù)原型系統(tǒng)提供硬件支持。切削過程的切削力、加速度等過程數(shù)據(jù)由帶監(jiān)測(cè)功能的夾具測(cè)量得到，該夾具中的每個(gè)定位和支撐元件嵌入了獨(dú)立測(cè)力單元，可通過獲取每個(gè)定位點(diǎn)和支撐點(diǎn)由切削力引起的動(dòng)態(tài)裝夾力來計(jì)算切削力，同時(shí)可以監(jiān)控裝夾狀態(tài)。多個(gè)振動(dòng)加速度計(jì)分布在主軸箱外殼、工作臺(tái)和夾具體表面，同時(shí)監(jiān)測(cè)加工工藝系統(tǒng)中各子結(jié)構(gòu)不同位置的振動(dòng)。加工完成后，工件表面質(zhì)量(如粗糙度與表面紋理等)可由輪廓掃描儀測(cè)量得到。加工后工件厚度由在機(jī)測(cè)頭進(jìn)行在機(jī)測(cè)量獲得。機(jī)床功率來自數(shù)控系統(tǒng)內(nèi)部數(shù)據(jù)，同時(shí)可支持讀取實(shí)時(shí)主軸負(fù)載功率、主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給、機(jī)床坐標(biāo)和工件坐標(biāo)等信息。上述監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)通過工業(yè)以太網(wǎng)數(shù)據(jù)采集器進(jìn)行收集與處理，并實(shí)時(shí)上傳至數(shù)據(jù)接收端(PC)，經(jīng)進(jìn)一步數(shù)據(jù)預(yù)處理后分類上傳至數(shù)據(jù)庫服務(wù)器進(jìn)行統(tǒng)一管理。基于數(shù)據(jù)庫服務(wù)器中積累的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，高性能計(jì)算工作站可展開加工過程分析與參數(shù)優(yōu)化等數(shù)據(jù)應(yīng)用功能。將提取到的數(shù)控系統(tǒng)內(nèi)部的時(shí)間、機(jī)床坐標(biāo)和工件坐標(biāo)進(jìn)行時(shí)空映射，將切削力、振動(dòng)、實(shí)時(shí)加工參數(shù)、機(jī)床功率等與工件加工位置、加工后工件表面質(zhì)量和幾何精度相對(duì)應(yīng)，可用于后續(xù)數(shù)據(jù)分析和加工過程優(yōu)化。

(a)系統(tǒng)設(shè)計(jì)構(gòu)成

4.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

以某航空鋁合金結(jié)構(gòu)件為對(duì)象，開展現(xiàn)場(chǎng)加工數(shù)據(jù)采集、映射與存儲(chǔ)系統(tǒng)驗(yàn)證，如圖23所示。加工過程中的切削力和加速度信號(hào)經(jīng)電荷放大器放大后由工業(yè)以太網(wǎng)數(shù)據(jù)采集器采集，并由采集器通過以太網(wǎng)接口將數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)傳遞至數(shù)據(jù)接收端，隨即上傳至數(shù)據(jù)庫服務(wù)器進(jìn)行管理。在鋁合金結(jié)構(gòu)件加工完成后，由表面質(zhì)量在機(jī)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)進(jìn)行表面質(zhì)量光學(xué)掃描，掃描結(jié)果可直接傳輸至數(shù)據(jù)接收端，并上傳至數(shù)據(jù)庫服務(wù)器，為后續(xù)大數(shù)據(jù)服務(wù)系統(tǒng)的數(shù)據(jù)分析和工藝優(yōu)化提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

圖23 某航空結(jié)構(gòu)件加工現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)采集、映射與存儲(chǔ)案例

以航空鋁合金結(jié)構(gòu)件為例，分別展示功率信號(hào)、切削力信號(hào)、加速度信號(hào)與該結(jié)構(gòu)件的時(shí)空映射，如圖24所示。

圖24 某航空結(jié)構(gòu)件現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)時(shí)空映射案例

為實(shí)現(xiàn)上述時(shí)空映射，需要對(duì)現(xiàn)場(chǎng)加工數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。項(xiàng)目研究中，提出并實(shí)現(xiàn)了基于嵌入式傳感的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)采集方法。圖25所示的力傳感夾具系統(tǒng)由一組集成薄膜壓力傳感器的夾具組成。圖25a為由多個(gè)集成薄膜壓力傳感器的夾具定位支撐工件的示意圖，圖25b為集成薄膜壓力傳感器的夾具結(jié)構(gòu)。力傳感元件由兩個(gè)高分子聚合物型(PVDF)薄膜傳感器組成，薄膜傳感器由壓塊和底座上下兩部分裝配在一起，兩部分可通過螺釘連接。在圖25b中，底座下部分固定，壓塊頂部與工件接觸。由于PVDF傳感器的厚度很小，當(dāng)施加力時(shí)上部不會(huì)滑動(dòng)或旋轉(zhuǎn)，因此可以假設(shè)只有法向壓力作用于PVDF傳感器，忽略傳感器的剪切效應(yīng)。

圖25 帶銑削力測(cè)量的夾具系統(tǒng)

為了對(duì)比，同時(shí)采用Kistler測(cè)力臺(tái)測(cè)量動(dòng)態(tài)銑削力。在銑削實(shí)驗(yàn)中，主軸轉(zhuǎn)速設(shè)定為3000 r/min，進(jìn)給速度設(shè)定為100 mm/min，銑刀為直徑6 mm的4刃平底銑刀，徑向切深為1 mm，軸向切深為0.8 mm，順銑結(jié)果如圖26所示，逆銑結(jié)果如圖27所示?？梢钥闯觯瑴y(cè)力夾具測(cè)量結(jié)果與測(cè)力臺(tái)測(cè)量結(jié)果吻合較好，圖中刀齒周期和主軸周期清晰可見。保持其他參數(shù)不變，改變徑向切深ae為0.5 mm，結(jié)果如圖28所示，可以看出，隨著徑向切深減小，刀齒嚙合時(shí)間明顯縮短。

(a)X方向的銑削力 (b)Y方向的銑削力

(a)X方向的銑削力 (b)Y方向的銑削力

(a)X方向的銑削力 (b)Y方向的銑削力

在項(xiàng)目實(shí)施過程中，還研究了基于動(dòng)態(tài)裝夾力監(jiān)測(cè)的加工狀態(tài)數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè)方法，并設(shè)計(jì)制造了原型系統(tǒng)。監(jiān)測(cè)模型如圖29所示，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖30所示。實(shí)驗(yàn)采用TC4鈦合金薄壁件作為對(duì)象，刀具為硬質(zhì)合金4齒平底銑刀，壓電傳感器采用PVDF壓電薄膜傳感器，并將傳感器內(nèi)置于夾具內(nèi)側(cè)，對(duì)工件和夾具間的動(dòng)態(tài)夾緊力信號(hào)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。銑削實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置如下：主軸轉(zhuǎn)速為3000 r/min，進(jìn)給速度為1000 mm/min,切削深度為3 mm,切削寬度為0.1 mm。通過數(shù)字信號(hào)采集器采集信號(hào)并傳遞至數(shù)據(jù)接收端，進(jìn)而顯示動(dòng)態(tài)夾緊力的實(shí)時(shí)信號(hào)。

圖29 監(jiān)測(cè)模型

圖30 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

根據(jù)圖29和圖30進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖31所示，其中，1為工件的加工表面結(jié)果，2為各階段監(jiān)測(cè)信號(hào)的頻譜分布，3為實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)的動(dòng)態(tài)夾緊力時(shí)域信號(hào)，4為監(jiān)測(cè)信號(hào)的小波時(shí)頻圖。由加工參數(shù)可知，切削時(shí)間為6 s，刀齒通過頻率為160 Hz。銑削實(shí)驗(yàn)過程可分為A、B、C三個(gè)階段。

圖31 加工現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)采集結(jié)果

由圖31可知，在階段B中，加工過程發(fā)生了劇烈的顫振，工件表面留下了明顯的振紋；同時(shí)，在階段B的時(shí)域信號(hào)中，動(dòng)態(tài)夾緊力也反映出了劇烈的波動(dòng)現(xiàn)象，其頻譜分布和小波時(shí)頻圖中也出現(xiàn)了明顯的顫振成分。階段A和階段C的時(shí)域信號(hào)相對(duì)于階段B較為穩(wěn)定，且信號(hào)頻譜主要由刀齒通過頻率及其倍頻組成，因此階段A和階段C的切削過程較為穩(wěn)定。在時(shí)頻信號(hào)中，階段A和階段C在640 Hz以上沒有出現(xiàn)雜亂的頻譜分布，僅刀具切入時(shí)的振動(dòng)和切出時(shí)的振動(dòng)被反映出來；同時(shí)，相對(duì)于階段B的工件表面，階段A和階段C的表面較為平整。因此，薄壁工件銑削過程中的振動(dòng)監(jiān)測(cè)可以通過動(dòng)態(tài)夾緊力的測(cè)量來實(shí)現(xiàn)，且根據(jù)動(dòng)態(tài)夾緊力信號(hào)的動(dòng)態(tài)特性也能對(duì)當(dāng)前加工過程的穩(wěn)定性進(jìn)行初步的推斷，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)加工過程的在線監(jiān)測(cè)。

5 結(jié)語

(1)國與國之間的硬實(shí)力競(jìng)爭持續(xù)存在，航空航天領(lǐng)域的技術(shù)發(fā)展也備受矚目。從04重大專項(xiàng)課題層面上，所研究的試驗(yàn)機(jī)床基本滿足要求，但從技術(shù)穩(wěn)定性和推廣性方面考慮，還需加大力度。

(2)目前，我國在航空航天領(lǐng)域的技術(shù)水平雖然有所進(jìn)步，但與全球航空航天領(lǐng)域?qū)Ρ?，還有差距，必須大力發(fā)展。主要體現(xiàn)在制造加工理論、工藝及基礎(chǔ)體系裝備的原創(chuàng)性和系統(tǒng)性掌握不夠深入。高檔數(shù)控機(jī)床關(guān)鍵核心部件技術(shù)仍未掌握在國人手中。

(3)典型材料及復(fù)雜零件的高端制造、超精密制造可能是未來基礎(chǔ)裝備制造及高檔數(shù)控機(jī)床發(fā)展的方向，包含加工工藝、制造新理論、高質(zhì)量制造尖端技術(shù)、模塊區(qū)域化生產(chǎn)技術(shù)以及尖端技術(shù)新標(biāo)準(zhǔn)等，這使得高檔、高效、高速/超高速基礎(chǔ)裝備和集成數(shù)控機(jī)床面臨更高的挑戰(zhàn)和機(jī)遇。