航空鋁合金7050-T7451干式銑削工藝參數對振動信號影響研究

仲為武 趙東標 王 希 于 暉

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

0 引言

從20世紀90年代中期起,工業發達國家就把干式切削作為制造業研究的重點并廣泛推廣應用。干式切削具有明顯的兩大優點：其一,避免了由于切削液的使用和處理對環境造成的污染,也避免了切削液對工人健康的危害;其二,省去了切削液的消耗和處理所產生的大量費用。據統計,切削液的使用成本占零件總成本的比例高達16%～20%[1]。同傳統的濕式切削相比,干式切削過程失去了切削液的冷卻和潤滑功能,切削區的工件、刀具和切屑之間會產生大應力和高溫,使得切削過程更加復雜,也對機床和刀具提出了更高的要求。

對干式切削的研究分為裝備和工藝兩個方面。裝備研究是指如何提供更好的適應干式切削加工的硬件,包括機床、刀具和夾具等。工藝研究是指在現有的裝備條件下如何合理地組合工藝,以獲得高生產效率和高質量零件,且保證刀具的耐用度。許多學者對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適合于干式切削的工藝條件。Ginting等[4]通過實驗對鈦合金干式銑削工藝參數進行了優化。Abouelatta等[5]通過實驗建立了車削工藝參數、刀具振動與工件表面粗糙度之間關系的數學模型。Risbood等[6]建立了切削力和振動信號與工件表面粗糙度和尺寸偏差之間的神經網絡模型。但是很少有學者研究切削過程中的各種信號(如振動、聲發射)對干式切削過程的影響。

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

1 實驗系統的建立及實驗方案設計

航空鋁合金干式銑削過程信號采集實驗系統見圖1。實驗在Mikron UCP600五軸數控加工中心上進行,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。振動傳感器安裝在工件表面,銑削加工過程中的振動信號經放大調整后送入數據采集卡,計算機通過Labview程序對數據采集卡進行操作,控制采樣過程。信號采集卡為研華高速采集卡PCI-1714U。由于實驗過程中同時對聲發射信號進行采樣,所以采樣頻率取較高的2MHz。

圖1 實驗系統示意圖

實驗參數見表1。n是主軸轉速,ae是銑削寬度,f是每齒進給量。為了減少實驗次數,銑削深度a p取固定值5mm。實驗分為4組,每組做5次測試,共獲得20組數據。

表1 實驗參數

2 實驗結果和討論

2.1 時域分析

圖2所示為第2組實驗的振動信號時間波形,圖中顯示的是兩個刀具旋轉周期采集的數據。從圖2中可以明顯地看出振動信號為準周期信號,這是由銑削過程所固有的斷續切削特性所決定的。由于刀具有3個齒,從圖中還可以明顯地看出每個齒在切入切出時會對工件產生沖擊。由于實驗所用銑刀為新刀,每個齒并不完全相同,所以從圖中可以看到每個齒對應的工件的振動情況各不相同。由此可知,銑削過程產生的振動主要是由斷續切削產生的沖擊造成的,這種振動即強迫振動。另外還可以看出,在每齒進給量不變的前提下,隨著主軸轉速的提高,信號的振幅也隨之增大。

圖2 第二組實驗振動信號

均方根(root mean square,RMS)值是表征信號強度的一種有效參數。為了提高數值的準確性,取兩個刀具旋轉周期采集的數據進行計算。RMS值按下式計算：

式中,xi為采樣數據;m為數據總個數。

圖3和圖 4所示為實驗數據的 RMS值曲線。圖3a～圖 3c橫坐標 1、2、3、4、5分別表示主軸轉速為3000r/min、6000r/min、10 000r/min、14 000r/min、18 000r/min 。

從圖3a～圖3c中可知,在每齒進給量不變的前提下,隨著主軸轉速的提高,振動信號的RMS值基本呈增大趨勢。其原因是,在每齒進給量不變的前提下提高主軸轉速,意味著在銑刀齒切入和脫離工件時,銑削力階躍和跌落的時間梯度變陡,刀具對工件的沖擊強度變大,頻率變高,導致振動信號的 RMS值增大。當a e=0.5mm時,主軸轉速為18 000r/min的 RMS值比14 000r/min的 RMS值增加了0.0417V;當 a e=1.5mm時,此值僅增加了0.0192V;當a e=3mm時,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：主軸轉速和銑削寬度的增大使得金屬切除率提高,同時切削溫度也隨之提高,由于沒有切削液的冷卻作用,很高的切削區溫度軟化了切削區的材料,使切削力反而下降,此時第一到第三變形區產生的熱量也隨之減少,最終導致振動信號的RMS值減小。

圖3 主軸轉速/每齒進給量與振動信號RMS值間的關系

圖4 銑削寬度與振動信號RMS值間的關系

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

由圖 4可知,當主軸轉速為3000～14 000r/min時,振動信號的RMS值隨銑削寬度的增大而增大。當主軸轉速為18 000r/min時,銑削寬度為3mm的振動信號的RMS值反而小于銑削寬度為1.5mm的振動信號的RMS值。產生這一現象的原因同圖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,切削參數對振動信號的RMS值影響由大到小排列依次為：主軸轉速—每齒進給量—銑削寬度。

2.2 小波包能量分析

小波包變換經常用來分析信號中的頻率成分,且可以對信號進行時頻局部化分析。為了揭示不同工藝條件對振動信號各頻帶的影響,對振動信號進行12層小波包分解,得到4096(212)個小波包系數序列。通過計算可知,每個頻率帶的寬度為244Hz。之前通過對振動信號進行快速傅里葉變換已知振動信號中的大部分頻率成分在0～20k Hz之間,故僅選擇前80個小波包系數進行研究,對應的頻率寬度為0～19 531Hz。

4096個頻帶可由下式得到：

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

每個頻帶的能量由下式得到：

式中,s12,j為經12層小波包分解得到的第j個頻帶的重構信號;t為整個加工時間;N為分析數據的長度;xj,k為第j個頻帶上第k個離散時間點的振動幅值。

由式(3)可得到特征矢量：

考慮到當數據量非常大時能量值會很大,對其進行歸一化處理：

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

圖5是第一組實驗數據10個頻帶的能量分布圖。由圖5可知,信號能量集中在三個區域：頻帶1(0～1953Hz),頻帶2～4(3906～7812Hz)頻帶6～8(11 719～15 625Hz)。這一現象在其他三組實驗數據中同樣存在。

為了清晰地揭示信號能量分布規律,通過下式可得到振動信號三個能量集中區的能量百分比矢量：

圖5 第一組實驗振動信號能量分布

圖6是振動信號三個能量集中區的能量分布圖。圖6a ～ 圖 6c橫坐標1、2 、3、4 、5分別表示主軸轉 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,隨著主軸轉速的提高和每齒進給量的增大,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。當主軸轉速提高時,銑削寬度為0.5mm的振動信號在頻帶t6～t8的能量百分比呈略微上升趨勢,而當銑削寬度為1.5mm和3.0mm時,則近似不變。如果把振動信號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論：隨著主軸轉速的提高,振動信號低頻帶的能量百分比降低,高頻帶的能量百分比上升。但同時從圖6a～圖6c又可看出,隨著主軸轉速的進一步提高,低頻帶能量百分比的降低速度會放緩,最終將趨于近似恒定。一般認為,振動信號的低頻成分代表切削過程的穩定因素,高頻成分代表不穩定因素[7]。從這個意義上講,提高主軸轉速會使切削過程變得不穩定,但當主軸轉速達到和超過某一閾值后切削過程則不會繼續劣化,會穩定在一定的水平上。

圖6 主軸轉速/每齒進給量與振動信號能量分布之間的關系

圖7所示為銑削寬度與振動信號能量分布之間的關系。圖7的橫坐標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,銑削寬度的變化對振動信號在低頻帶和高頻帶的能量分布影響不顯著。

圖7 銑削寬度與振動信號能量分布之間關系

3 結論

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

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

(3)切削參數對振動信號RMS值的影響由大到小排列依次為：主軸轉速—每齒進給量—銑削寬度。

(4)隨著主軸轉速的提高,振動信號低頻帶的能量百分比降低,高頻帶的能量百分比上升。隨著主軸轉速的進一步提高,高低頻帶能量百分比的變化速度會放緩,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.高速干切削過程監測及分析[J].中國機械工程,2009,20(4)：394-396.