高速龍門加工中心擺角銑頭動態特性分析*

陳 艷 張 松 趙 濱 王乾俸

(山東大學機械工程學院，高效潔凈機械制造教育部重點實驗室，山東 濟南250061)

擺角銑頭是五軸加工中心的核心功能部件之一，其結構和性能在很大程度上決定了整臺數控機床的加工性能，因此成為五軸聯動數控機床市場競爭的焦點之一。

表1 每個測點所對應的測試通道及方向

目前對于機床結構性能的研究，主要集中在通過實驗模態分析法或工作模態分析法對結構進行動態參數識別，獲取結構的固有頻率及振型，并通過振動測試確定結構的振源與薄弱環節或者診斷機床故障［1-5］。

為確定五軸聯動龍門銑床的動態性能參數，找出該機床振動的主要振源及其重要功能部件擺角銑頭結構的薄弱環節，本文借助動態信號采集分析系統，首先對五軸高速龍門加工中心擺角銑頭進行了模態實驗，確定了其固有頻率及振型;然后對機床進行了空運轉實驗與切削實驗，確定了機床受迫振動的振源與擺角銑頭結構的薄弱環節;最后針對實驗結果提出了相應的減振方案，為提高機床的加工精度提供了參考和依據。

1 實驗設計

1.1 數控機床

本實驗的測試對象為五軸聯動高架式龍門鏜銑加工中心的擺角銑頭部件(圖1)。該加工中心包括X、Y、Z 三直線軸以及繞X 軸旋轉的A 軸、繞Z 軸旋轉的C 軸。通過A 軸、C 軸與X、Y、Z 軸的組合聯動，可實現多面體和曲面的加工。

1.2 動態測試方案

1.2.1 測試儀器及流程測試裝置采用動態信號測試分析系統，如圖2 所示，主要包括:DH5922 信號測試采集系統，DH131E 加速度傳感器和力錘等。測試流程圖如圖3 所示。

1.2.2 模態測試

在停機狀態下對擺角銑頭進行錘擊實驗。本次實驗使用單點激勵、多點拾振的方法，對實際工況約束下的擺角銑頭進行實驗模態分析。

根據擺角銑頭的結構特點，以不遺漏模態而又盡可能簡化為原則［6］，本次實驗共布置了32 個測點，如圖4 所示，每個測點處均采用3 個加速度傳感器分別測量X、Y、Z 這3 個方向的加速度如圖5 所示。每個傳感器對應一個通道(如表1)，因此本實驗共需要96個通道，分8 批次分別進行信號采集。為保證結果的正確性，每批次均進行4 次數據采集，在結果分析中取平均值。激勵點選在垂直滑枕的背面如圖4 所示。

1.2.3 空運轉條件下的動態特性測試

機床空運轉時的振動與切削加工無關，主要是由機床傳動系統或外部因素引起的，因此，我們在進行加工工況下測試與分析之前，先對空轉時的振動信號進行測試與分析。

如圖6 所示，分別在擺角銑頭端部、擺角銑頭近端部、擺角銑頭中部(連接部位)、垂直滑枕端部等4 個幾何位置布置測點。每個測點處均采用3 個加速度傳感器分別測量X、Y、Z，這3 個方向的加速度。表1 為每個測點所對應的測試通道及方向。進行空轉振動響應測試時，為保證結果的準確性，分別測試在轉速為1000 r/min，2000 r/min，4000 r/min 時各測試點的響應信號。

1.2.4 切削條件下的動態特性測試

為找出切削過程中主要振源及振動位移量的大小，對擺角銑頭進行直線切削實驗與“S”形曲面切削實驗。測試過程中測點的布置與空運轉測試中相同。切削過程中刀具選用WPE20 銑刀，刀片數為4，直徑20 mm，刀長(加刀桿)為300 mm。切削參數選擇該型號加工中心實際加工中常用的加工參數，即進給速度1000 mm/min。分別測試切深10 mm，主軸轉速為1000 r/min，2000 r/min，4000 r/min 時沿Y 方向水平切削，以及切深1 mm，主軸轉速為2000 r/min，切削“S”形曲面時各測試點的響應信號。切削“S”形曲面所用試件如圖7 所示。

表2 擺角銑頭前六階模態頻率及振型

2 結果分析

2.1 模態分析

經過32 次錘擊，得到32 個測點的加速度響應信號，并進行頻響分析［7］，得到各批次頻響函數的幅值-頻率曲線(圖8)。表2 為擺角銑頭的前6 階固有頻率與振型描述，模態振型如圖9 所示。從圖9 中可以看出各階模態頻率在連接部位與擺角銑頭端部的位置振型比較明顯，說明這些位置在受到外界振動激勵時容易產生結構變形，如果結構的變形干擾了機床的正常運轉，說明結構需要改進，以減小這種變形所造成的不必要的影響。

為了評價測量結果，需分析每個測點的相干函數，取值區間為0 -1，外界因素影響越小，其值越接近1。經過數據分析，得到各測點的相干函數均值曲線如圖10 所示，在實驗測得各階頻率處的相干函數分別為:0.87、0.86、0.96、0.89、0.93、0.98，其相干系數均在0.85 以上，由此可認為外界干擾對本機床測試的影響較小，本次實驗數據比較準確。

該龍門機床的最高轉速為6000 r/min，即銑削時的激振頻率在0～100 Hz 之間。經測試得到該擺角銑頭存在低階固有頻率28.11 Hz 與95.57 Hz，為避免發生共振，銑削加工時轉速應盡量避開1650～1700 r/min、5700 r/min～5750 r/min。

2.2 空運轉條件下的動態特性分析

對各轉速下采集的信號進行頻譜分析，圖11 為各轉速下的響應頻譜。由圖中可看出各測點的加速度均在相同的頻率下達到峰值，說明了測試的可靠性。提取各轉速下加速度峰值所對應的頻率如表3 所示。

表3 空運轉實驗各轉速下的機床主要振動頻率

由于轉速不同，空轉時所對應的激振頻率在各轉速下也不相同。由表3 可以看出，在各轉速下，振動響應較大的地方所對應的頻率也不相同，但均與該轉速下的激振頻率相同或成倍數關系。由此可以得出，空轉狀態下，擺角銑頭的振動主要是來源于主軸轉子的旋轉不平衡引起的受迫振動。對測試結果進行對時間t 的二次積分，再進行頻譜分析，可得頻率-位移響應曲線，提取各轉速下每個測點的主要頻率所對應的位移的最大值，并進行比較，結果如圖12。從圖中可以看出，隨著轉速的增加，擺角銑頭的振動略有加劇，但各轉速下的振動位移量均在通道6 處達到最大值，即擺角銑頭近端部Z 方向的變形量最大，說明擺角銑頭結構該處的剛度較低。

2.3 切削條件下的動態特性分析

2.3.1 直線切削

對采集的信號進行頻譜分析，圖13 為各轉速下的響應頻譜。由圖中可看出各測點頻譜在峰值處具有很好的相似性，說明了測試的可靠性。提取各轉速下加速度峰值所對應的頻率如表4 所示。將測試結果進行對時間t 的二次積分，再進行頻譜分析，可得頻率-位移響應曲線，提取各轉速下每個測點的主要頻率所對應的位移的最大值，并進行比較，結果如圖14 所示。從圖14 可以看出，各轉速下的振動位移量均比空轉時有所增加，且在通道1、6 處達到最大值，即在擺角銑頭端部的X 方向與近端部Z 方向剛度較小。

表4 直線切削實驗各轉速下的機床主要振動頻率

2.3.2 加工曲面

對比切削響應頻譜，分別選出主軸轉速為2000 r/min 時空載、直線切削、“S”形曲線切削工況下，響應峰值最大的測點，對該測點測試結果進行二次積分與頻譜分析，提取每個主要頻率所對應的位移的最大值，并進行比較如圖15 所示。從圖中可以看出，空轉時由于主軸轉子的旋轉不平衡所產生的受迫振動位移遠遠小于切削時的振動位移，即切削工況下機床產生的振動主要為機床切削所引起的振動。

2.4 減振方案分析

根據以上實驗分析，可以得出引起該機床振動的原因主要有外界干擾對機床振動的影響。主軸轉子旋轉不平衡引起的振動、切削引起的振動等。其中切削是引起機床振動的主要振源。

外界干擾對機床振動的影響很小，由于機床結構較大，且該機床車間環境較復雜，可通過將機床安置在防振地基上，設置彈簧或橡皮墊等緩沖裝置來減小振動［8］。主軸轉子旋轉不平衡引起的振動振幅較小，在機床使用過程中，應注意機床轉速的選取:機床主軸旋轉所引起的激振頻率應避開擺角銑頭的固有頻率，以避免產生共振。

切削是引起機床振動的主要振源。減小因切削引起振動的方法有:(1)通過對擺角銑頭結構進行優化設計，提高其端部的X 方向與近端部Z 方向剛度來提高結構的抗振性;(2)合理選擇與切削有關的參數，如切削深度、進給量、轉速等。

3 結語

本文首先通過對五軸高速龍門加工中心擺角銑頭進行了錘擊實驗，確定了擺角銑頭的前六階固有頻率與振型，并根據振型確定擺角銑頭與垂直滑枕的連接部位以及銑頭端部為該部件的薄弱環節;再通過對擺角銑頭進行空運轉測試、直線進給切削測試與“S”形曲面切削測試，確定了切削是引起該機床受迫振動的主要振源，且擺角銑頭端部的X 方向與近端部Z 方向剛度較低，可通過優化設計提高這兩個部位的剛度來提高機床的抗震性。

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