姜興剛,梁海彤,盧慧敏,代建隊,張德遠(yuǎn)

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動化學(xué)院,北京 100191; 2.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所,北京 100076)

鈦合金薄壁件超聲橢圓振動銑削研究

姜興剛1,梁海彤1,盧慧敏1,代建隊2,張德遠(yuǎn)1

(1.北京航空航天大學(xué)機(jī)械工程及自動化學(xué)院,北京 100191; 2.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所,北京 100076)

針對航空領(lǐng)域中鈦合金薄壁件在銑削過程中存在切削力大、加工精度低等問題,提出了超聲橢圓振動銑削方法進(jìn)行鈦合金薄壁件的加工。超聲橢圓振動銑削時,刀尖的特殊運(yùn)動軌跡使刀尖具有高線速度特性和高頻斷續(xù)切削特性,平均切削力大為降低,從而增強(qiáng)了銑刀的切削能力,提高了切削加工精度。利用自制的超聲銑削刀柄系統(tǒng),對鈦合金試件進(jìn)行銑削實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明與普通銑削相比,超聲橢圓振動銑削的切削力可降低達(dá)50%,零件的形位精度得到了顯著提高。

機(jī)械制造工藝與設(shè)備;超聲橢圓振動銑削;鈦合金薄壁件;高速切削

0 引言

鈦合金薄壁結(jié)構(gòu)件因其具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、失穩(wěn)臨界值高等特性,在航空航天領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[1-2],但同時也帶來了加工制造的難題。由于薄壁結(jié)構(gòu)件剛性較低,在切削力、切削熱、切削振動等因素綜合作用下,極易產(chǎn)生加工變形,難以保證零件的形位精度,甚至造成整個構(gòu)件的報廢。由于鈦合金本身的難加工性,切削力大、工件讓刀量大、加工精度低、產(chǎn)生較大的不可控振動是目前航空鈦合金薄壁件在銑削加工中存在的主要難題[3]。

超聲橢圓振動切削技術(shù)具有顯著降低切削力、提高切削加工系統(tǒng)的穩(wěn)定性、提高加工精度和表面質(zhì)量、延長刀具壽命等特性[4-8]。目前將超聲橢圓振動切削技術(shù)應(yīng)用于銑削工藝的實(shí)用化研究較少, SHAMOTO和Chern等學(xué)者利用超聲橢圓振動銑削技術(shù)進(jìn)行了鏡面零件和微槽的銑削實(shí)驗(yàn)[9-10],取得了一定的實(shí)驗(yàn)效果,但相關(guān)研究僅局限在實(shí)驗(yàn)室的小試件加工,所加工的材料也具有特殊性。由于超聲橢圓振動銑削系統(tǒng)的設(shè)計和制造技術(shù)難度大,這項技術(shù)在工程領(lǐng)域,特別是在航空鈦合金薄壁件這種典型難加工零件的加工中的應(yīng)用研究非常少,相關(guān)銑削機(jī)理的研究更少,大大阻礙了超聲橢圓振動銑削技術(shù)的推廣及深化應(yīng)用。

本文在研究超聲橢圓振動銑削的刀尖運(yùn)動軌跡的基礎(chǔ)上,深入分析了刀尖的線速度特性和切削力降低的機(jī)理。自行研制的超聲波橢圓振動銑削刀柄系統(tǒng),實(shí)現(xiàn)了超聲橢圓振動銑削與普通數(shù)控銑床的快速、高效聯(lián)接。利用該設(shè)備對鈦合金材料進(jìn)行了超聲橢圓振動銑削與普通銑削的對比實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了理論分析的正確性,并進(jìn)一步證明了超聲橢圓振動銑削在鈦合金薄壁件的加工上具有的顯著降低切削力、抑制顫振、提高零件形位精度等優(yōu)異特性。

1 超聲橢圓振動銑削的機(jī)理

刀具的超聲橢圓振動可以經(jīng)由不同形式的換能器獲得,但應(yīng)保證刀尖的橢圓運(yùn)動軌跡與切削面的法線垂直。根據(jù)銑削的特點(diǎn),本文采用雙彎橢圓振動形式,刀具的兩彎曲振動相互疊加,刀尖即在垂直于銑刀軸線的加工平面(如圖1所示的Oxy平面)內(nèi)產(chǎn)生橢圓振動。通過調(diào)節(jié)驅(qū)動電源,控制兩路驅(qū)動電壓的大小和相位差,可以方便地實(shí)現(xiàn)對刀尖橢圓振動的形狀和振幅的調(diào)節(jié)。

1.1 刀尖運(yùn)動軌跡分析

超聲橢圓振動銑削的切削特性與其刀具的特殊運(yùn)動軌跡密切相關(guān)。由于超聲橢圓振動的存在,銑刀刀尖運(yùn)動變得復(fù)雜,由直線進(jìn)給運(yùn)動、回轉(zhuǎn)運(yùn)動及高頻微小橢圓振動疊加而成,運(yùn)動構(gòu)成如圖1所示。

對于進(jìn)給運(yùn)動分量,在圖1所示的坐標(biāo)系中,其運(yùn)動軌跡可表示為

圖1 刀尖運(yùn)動構(gòu)成Fig.1 Motion component of tool nose

式中:vf為銑削進(jìn)給速度。

銑刀的回轉(zhuǎn)運(yùn)動在穩(wěn)定加工階段,可視為勻速圓周運(yùn)動,其軌跡表達(dá)式為

式中:ωr為主軸旋轉(zhuǎn)角速度;r為銑刀半徑。

刀尖的高頻橢圓振動軌跡存在于Oxy平面內(nèi),由于刀柄的回轉(zhuǎn)運(yùn)動,刀尖橢圓振動方向亦不斷變化,如圖2所示,設(shè)初始位置橢圓長軸在x方向,當(dāng)?shù)侗D(zhuǎn)過α角時,橢圓長軸方向與OUV坐標(biāo)系的U軸方向一致。

圖2 橢圓振動軌跡方向隨銑刀旋轉(zhuǎn)變化示意圖Fig.2 Azimuth variation of elliptical vibration trace

易得橢圓軌跡方程為

式中:a、b分別為超聲橢圓振動在橢圓長、短軸兩個方向的振幅;f為超聲振動頻率。

考慮橢圓方向的旋轉(zhuǎn),需要將坐標(biāo)系OUV中的橢圓方程轉(zhuǎn)換成Oxy坐標(biāo)系中的軌跡方程,其坐標(biāo)變換表達(dá)式為

式中:α=ωrt.

將以上3部分運(yùn)動分量進(jìn)行疊加,即為刀尖運(yùn)動軌跡,可表示為

分別將對應(yīng)表達(dá)式代入(5)式,即可得到銑刀刀尖的運(yùn)動軌跡方程

根據(jù)(6)式,可繪制出超聲橢圓振動銑削時單個刀尖的運(yùn)動軌跡及切削過程示意圖,如圖3所示。

圖3 刀尖切削過程示意圖Fig.3 Cutting process of tool nose

圖3中,虛線所示為銑刀刀尖的運(yùn)動軌跡,A-BC-D-E所示的軌跡區(qū)段對應(yīng)一個超聲振動周期。由圖3可知,以A點(diǎn)為起點(diǎn),單個超聲振動周期內(nèi)刀尖的切削過程可以分為4個階段:A-B階段是空切階段,切削力為0,在此階段,刀刃開始向工件方向運(yùn)動;B-C階段是切入階段,從B點(diǎn)開始,刀刃開始切入工件,進(jìn)入切削階段,切削厚度逐漸增加;C-D階段是切出階段,切削厚度逐漸減小,但刀具在切削厚度方向上的速度逐漸加快;D-E階段是空切階段,從D點(diǎn)開始,刀刃切出工件,與工件分離,切削力降低至0.從E(A′)點(diǎn)開始,刀刃又進(jìn)入下一個振動切削周期。圖3中刀尖當(dāng)前所處位置即為下一個超聲振動周期的切入點(diǎn)B′.由此可見,在合適的參數(shù)條件下,銑刀在隨主軸的回轉(zhuǎn)對工件進(jìn)行切削的同時,刀尖還對工件進(jìn)行超聲頻的間歇分離切削。

1.2 刀尖運(yùn)動學(xué)分析

在進(jìn)行超聲橢圓振動銑削時,刀尖線速度v是微小超聲橢圓振動線速度ve、主軸回轉(zhuǎn)線速度vr及直線進(jìn)給速度vf的合成,由于vf與ve和vr相比,數(shù)值很小,計算刀尖速度時可忽略。ve和vr的數(shù)學(xué)表達(dá)式分別為r

依據(jù)計算可知,vr在橢圓振動的短軸端點(diǎn)處(2πft= kπ+π/2,k為整數(shù))達(dá)到線速度的最大值ve,max,在橢圓振動的長軸端點(diǎn)處(2πft=kπ,k為整數(shù))達(dá)到線速度的最小值ve,min.依據(jù)軌跡方程(6)式,若銑刀半徑r=3 mm,主軸轉(zhuǎn)速n=1 200 r/min,進(jìn)給速度vf=60 mm/min,超聲橢圓振動頻率f=20 000 Hz、長軸方向振幅a=12 μm,短軸方向振幅b=8 μm,可以利用Matlab軟件繪制得到如圖4所示的刀尖線速度曲線。從圖4可見,在此條件下刀尖線速度的最大值為67.824 m/min.

圖4 超聲橢圓振動銑削刀尖線速度曲線Fig.4 Linear speed of ultrasonic elliptical vibration milling of tool nose

如圖3所示,在一個橢圓振動周期內(nèi),刀尖對工件進(jìn)行切削作用的區(qū)段為B-C-D,刀尖運(yùn)動至C點(diǎn)時,超聲橢圓振動的刀尖線速度與主軸回轉(zhuǎn)的刀尖線速度方向一致,其合成線速度達(dá)到最大值;刀尖運(yùn)動至D點(diǎn)時,超聲橢圓振動的刀尖線速度與主軸回轉(zhuǎn)的刀尖線速度方向相垂直,此時的刀尖合成線速度為切削區(qū)段內(nèi)的最小值,如圖5(b)所示,按圖4中的計算參數(shù),依據(jù)(7)式、(8)式進(jìn)行計算,并進(jìn)行矢量合成,計算得D點(diǎn)的刀尖速度約為37.680 m/min.而普通銑削時的刀尖線速度為22.608 m/min.可見,在切削區(qū)段B-C-D內(nèi),超聲橢圓振動銑削的刀尖線速度均大于普通銑削時的刀尖線速度,而在C點(diǎn)兩側(cè)的區(qū)段內(nèi)則達(dá)到了高速銑削鈦合金的線速度(約60 m/min[11]).從圖4可知,這一超過60 m/min的高速切削區(qū)間持續(xù)時間約為超聲振動周期的1/5,且占切削區(qū)段時間的1/2以上?？梢?超聲橢圓振動銑削在低主軸轉(zhuǎn)速下,一定程度上實(shí)現(xiàn)了普通銑削的高速化。隨著超聲振動頻率、振幅的增加,這種高速化效果還有進(jìn)一步增強(qiáng)的趨勢。

圖5 刀尖線速度合成示意圖Fig.5 Linear speed of tool nose

1.3 銑削力降低機(jī)理分析

超聲橢圓振動銑削由于其刀尖的特殊運(yùn)動軌跡,使其在切削過程中的受力狀態(tài)不同于普通銑削。

1.3.1 超聲頻分離切削

銑削加工本身就是一個斷續(xù)切削的過程,隨著銑刀的回轉(zhuǎn)運(yùn)動,刀尖對工件進(jìn)行周期性的切削與分離。對于單個切削刃,在滿刀端銑的切削條件下,其與工件之間的切削與分離的時間相等。設(shè)刀尖對工件的銑削力峰值為FM,其切削力的變化示意曲線如圖6(a)中實(shí)線所示,可知其平均銑削力FR= kFM,如圖6(a)中虛線所示。在超聲振動銑削的過程中,由于刀尖的超聲振動,刀尖隨主軸的旋轉(zhuǎn)對工件進(jìn)行斷續(xù)切削的同時,還與工件間產(chǎn)生了超聲頻的分離,切削力也相應(yīng)產(chǎn)生超聲頻的變化,設(shè)刀尖與工件間的瞬時切削力峰值也為FM,切削力變化示意曲線如圖6(b)中實(shí)線所示。

為了便于對超聲橢圓振動銑削的平均銑削力進(jìn)行計算,這里引入占空比的概念。設(shè)一個超聲振動的周期為T,其中刀尖對工件進(jìn)行切削作用的時間為t1,分離的時間為t2,則占空比d可以定義為

圖6 銑削力曲線Fig.6 Theoretical milling force curves of regular milling and ultrasonic elliptical vibration milling

表示一個超聲振動周期內(nèi),刃尖對工件切削作用的時間所占的比重。在1.2節(jié)所取的參數(shù)下,易計算得T=1/f=50 μs.一個超聲振動周期內(nèi),切削區(qū)段B-D的持續(xù)時間t1=24.2 μs,故此時的占空比為d=t1/T=24.2/50=0.484,則超聲橢圓振動銑削的平均銑削力為FU=d·k·Fm=0.484FR,與普通銑削相比,銑削力降幅達(dá)51.6%,平均銑削力曲線如圖6(b)虛線所示。可見,超聲橢圓振動銑削時,刀尖與工件間產(chǎn)生的超聲頻分離切削可以實(shí)現(xiàn)切削力的大幅下降。

此外,刀尖與工件之間超聲頻的間歇分離,也有助于切削區(qū)域的充分冷卻,利于刀具切削性能的保持[12],同樣對切削力的降低有積極意義。

1.3.2 高速化切削

由前文分析,超聲橢圓振動銑削在自身主軸轉(zhuǎn)速較低的情況下,刀尖依然具有高線速度的特性,如圖3所示C點(diǎn)兩側(cè)的區(qū)域內(nèi),其線速度達(dá)到了普通的高速銑削鈦合金的刀尖線速度。但是刀尖的超聲振動卻使刀尖具有了高速銑削所沒有的高加速度。

由于超聲橢圓振動銑削中刀尖的高速化特性,使得在切削區(qū)域,刀尖和工件材料的接觸時間非常短,同時刀尖的高加速度又進(jìn)一步促使了材料的脆性斷裂,使材料發(fā)生突變滑移和絕熱剪切,切削區(qū)域的應(yīng)變硬化來不及發(fā)生,故切削力在高速切削下反而出現(xiàn)下降[13]。正是由于這種高速度并高加速度的切削特性,超聲橢圓振動銑削的瞬時切削力不僅小于普通低速切削,而且當(dāng)參數(shù)選擇合適時,還會低于高速銑削。

可見,一個超聲振動周期內(nèi)刀尖出現(xiàn)的分離及刀尖的高線速度是引起超聲橢圓振動銑削切削力下降的主要因素,下降的幅度與二者持續(xù)時間的長短直接相關(guān),也即均取決于刀尖的特殊運(yùn)動軌跡,由前文得出的刀尖運(yùn)動軌跡方程可知,銑削參數(shù)進(jìn)給速度v、主軸回轉(zhuǎn)角速度ωr及超聲參數(shù)振動頻率f、振幅a、b共同確定了刀尖的運(yùn)動軌跡,也即這些參數(shù)均會對超聲銑削時切削力的下降幅度產(chǎn)生影響。

2 銑削對比實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及材料

超聲橢圓振動銑削刀柄是實(shí)現(xiàn)超聲橢圓振動銑削的核心部件,其結(jié)構(gòu)組成如圖7所示。與對工件施加超聲振動的形式[10]相反,超聲橢圓振動銑刀柄是將超聲橢圓振動施加于刀尖之上,相較于前者,具有結(jié)構(gòu)緊湊、振動模式多樣、易于與現(xiàn)有數(shù)控銑削設(shè)備集成的優(yōu)點(diǎn)。銑削實(shí)驗(yàn)平臺為XK7132數(shù)控銑床,刀具選擇直徑為6 mm的硬質(zhì)合金四刃直柄立銑刀,實(shí)驗(yàn)試件材料為鈦合金TC4,實(shí)驗(yàn)中使用的測力儀為Kistler車削測力儀,實(shí)驗(yàn)設(shè)備構(gòu)成如圖8所示。

圖7 銑刀柄結(jié)構(gòu)Fig.7 Structure of elliptical ultrasonic vibration milling cutter shank

圖8 超聲橢圓振動銑削實(shí)驗(yàn)設(shè)備Fig.8 Experimental equipment

2.2 實(shí)驗(yàn)方法

利用上述實(shí)驗(yàn)設(shè)備,對鈦合金TC4試件進(jìn)行銑槽實(shí)驗(yàn),為保證普通銑削與超聲橢圓振動銑削的加工參數(shù)及刀具狀態(tài)完全相同,盡量減小材料不均勻性等因素的干擾,對每個槽半段進(jìn)行普通銑削,半段進(jìn)行超聲振動銑削,通過控制超聲電源的開關(guān)來實(shí)現(xiàn)兩種銑削方式的轉(zhuǎn)換。經(jīng)電學(xué)匹配調(diào)試,超聲橢圓振動銑刀柄在17 862 Hz的頻率點(diǎn),橢圓振動達(dá)到最佳狀態(tài),經(jīng)激光測微儀測定,在銑刀頭相互垂直的兩個方向上,最大振幅分別達(dá)到12 μm與8 μm.實(shí)驗(yàn)中主軸轉(zhuǎn)速為1 180 r/min,進(jìn)給速度為36 mm/min,由于本實(shí)驗(yàn)裝備面向鈦合金薄壁零件的精加工,故實(shí)驗(yàn)時銑削深度均小于1 mm,銑削深度分別取0.2 mm、0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm、0.8 mm.

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

3.1 切削力

圖9 切深0.5 mm切削力測量結(jié)果Fig.9 Milling force curves(milling depth:0.5 mm)

在銑削深度為0.5 mm的實(shí)驗(yàn)條件下,測力儀采集到的銑削過程中x、y、z 3個方向的切削力Fx、Fy、Fz數(shù)值曲線如圖9所示,由切削力曲線可以看出,相較于普通銑削,超聲橢圓振動銑削在x、y、z 3個方向的銑削力顯著下降。對測力儀采集到的銑削力數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理,在不同切深條件下,普通與超聲橢圓振動銑削在x、y、z 3個方向的平均銑削力及降幅大小,列于表1中。在該實(shí)驗(yàn)參數(shù)條件下,依據(jù)1.3節(jié)的理論分析方法,對切削力的降幅進(jìn)行計算,T=1/f=56 μs,切削區(qū)段B-D的持續(xù)時間t1= 27.9 μs,則占空比d=t1/T=27.9/56=0.498,可知切削力的理論降幅為50.2%,這與表1所示,不同切深條件下,x、y、z 3個方向的平均切削力的降幅基本一致。

表1 普通與超聲橢圓振動銑削切削力Tab.1 Cutting force of regular milling and ultrasonic elliptical vibration milling

3.2 形位精度

在模擬實(shí)際加工中薄壁件的讓刀和顫振問題時,本文通過降低超聲振動銑削刀柄的剛度,以刀具讓刀來代替工件讓刀。

3.2.1 位置精度

實(shí)驗(yàn)中,工件裝夾穩(wěn)固,具有良好的剛性。將實(shí)驗(yàn)得到的不同銑削深度的槽置于30倍顯微鏡下進(jìn)行觀察,發(fā)現(xiàn)在超聲銑削與普通銑削的銜接部位,存在明顯的槽邊錯位現(xiàn)象,如圖10所示。銑削槽出現(xiàn)的錯位說明普通銑削和超聲橢圓振動銑削所造成的銑刀偏移量不同。在普通銑削過程中,切削力大,刀具剛性不足,刀具的傾斜偏移較大。而在超聲橢圓振動銑削時,切削力顯著下降,刀具產(chǎn)生的偏移量隨之減小,因此在這兩種銑削方式的銜接部位出現(xiàn)了銑削槽錯位的痕跡。實(shí)驗(yàn)表明,超聲橢圓振動銑削的刀具偏移量小,更接近于刀具的理論軌跡,得到的凹槽位置精度更高。

圖10 普通銑削與超聲橢圓銑削銜接部位偏移量消除Fig.10 Reduction in relieving amount at the linkage between regular milling and ultrasonic elliptical vibration milling

普通與超聲橢圓兩種銑削方式下實(shí)際槽邊相對于理論槽邊的偏移量分別為wR與wU,如圖11所示,對不同銑削深度下槽邊偏移量wR、wU進(jìn)行測量,計算得到的偏移量均值列于表2中。由表2數(shù)據(jù)可以看出,銑削深度越大,普通銑削由于銑削力的增大而造成的偏移量也越大,而超聲橢圓振動銑削的偏移量則增幅很小,這說明超聲橢圓振動銑削提高加工面位置精度的能力是十分顯著、穩(wěn)定的。

圖11 槽邊偏移量示意圖Fig.11 Groove edge offset

表2 普通銑削與超聲橢圓振動銑削槽邊偏移量Tab.2 Groove offset of regular milling and ultrasonic elliptical vibration milling with different milling depth

3.2.2 直線度

在30倍顯微鏡下,對銑削深度為0.5 mm時,超聲橢圓振動銑削及普通銑削得到的槽邊形貌進(jìn)行觀察,兩種銑削模式下得到的槽邊直線度放大對比如圖12所示。從圖12可知,普通銑削得到的槽邊呈現(xiàn)明顯的波紋狀,直線度較差;與之相比,超聲橢圓振動銑削得到的槽邊較為整齊,無明顯的波紋狀起伏,直線度好。

圖12 放大30倍槽邊直線度對比Fig.12 Comparison between straightnesses of ultrasonic elliptical vibration milling and regular milling(30×)

由圖9所示的銑削力測量圖線亦可以看出,普通銑削的過程中伴有明顯的低頻振動,3個方向的力曲線均有很大幅度的波動,系統(tǒng)剛性較弱;而超聲橢圓振動銑削的區(qū)段內(nèi),力曲線則十分整齊,波動幅度很小,說明超聲橢圓振動銑削對低頻振動具有明顯抑制作用,有助于提高系統(tǒng)的剛性。

4 結(jié)論

本文針對航空領(lǐng)域中鈦合金薄壁零件銑削精度不足的問題,提出了超聲橢圓振動銑削的加工方法,通過理論分析及對比銑削實(shí)驗(yàn)研究,得到以下結(jié)論:

1)通過分析超聲橢圓振動銑削的刀尖運(yùn)動構(gòu)成,計算推導(dǎo)出了刀尖的運(yùn)動軌跡方程,結(jié)合繪制的刀尖切削過程示意圖,分析出,超聲橢圓振動銑削過程實(shí)為高頻分離切削的過程,且具有實(shí)現(xiàn)刀尖線速度高速化的特性,基于這兩點(diǎn)特性,可以實(shí)現(xiàn)超聲橢圓振動銑削的切削力大幅下降,可達(dá)50%.

2)通過進(jìn)行普通與超聲橢圓振動銑削鈦合金對比實(shí)驗(yàn),證明超聲橢圓振動銑削可以實(shí)現(xiàn)切削力的大幅下降,降幅與理論分析一致;此外,實(shí)驗(yàn)表明超聲橢圓振動銑削具有抑制顫振、提高零件形位精度的能力。

References)

[1] 王少紅.航空薄壁零件的銑削加工變形控制研究[D].大連:大連交通大學(xué),2008.

WANG Shao-hong.Research on deformation in end milling of aerospace thin-walled structure part[D].Dalian:Dalian Jiaotong U-niversity,2008.(in Chinese)

[2] 石廣豐,王景梅,宋林森,等.薄壁零件的制造工藝研究現(xiàn)狀[J].長春理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2012,35(1):68-72.

SHI Guang-feng,WANG Jing-mei,SONG Lin-seng,et al.Research status of manufacturing process of thin-walled workpiece [J].Journal of Changchun University of Science and Technology: Natural Science,2012,35(1):68-72.(in Chinese)

[3] 高翔,王勇.薄壁零件精密數(shù)控銑削關(guān)鍵技術(shù)研究[J].機(jī)床與液壓,2009,37(9):14-17.

GAO Xiang,WANG Yong.Research on the precise NC milling technology of thin-walled workpieces[J].Machine Tool&Hydraulics,2009,37(9):14-17.(in Chinese)

[4] 馬春翔,胡德金.超聲波橢圓振動切削技術(shù)[J].機(jī)械工程學(xué)報,2003,39(12):67-70.

MA Chun-xiang,HU De-jin.Ultrasonic elliptical vibration cutting [J].Chinese Journal of Mechanical Engineering,2003,39(12): 67-70.(in Chinese)

[5] 馬春翔,社本英二,森肋俊道.超聲波橢圓振動切削提高加工系統(tǒng)穩(wěn)定性的研究[J].兵工學(xué)報,2004,25(6):752-756.

MA Chun-xiang,Shamoto E,Moriwaki T.A study on the improvement of machining system stability by applying ultrasonic elliptical vibration cutting[J].Acta Armamentarii,2004,25(6):752-756.(in Chinese)

[6] Moriwaki T,Shamoto E.Ultrasonic elliptical vibration cutting [J].CIRP Annals-Manufacturing Technology,1995,44(1): 31-34.

[7] LI X,ZHANG D Y.Ultrasonic elliptical vibration transducer driven by single actuator and its application in precision cutting[J]. Materials Processing Technology,2006,180(1/2/3):91-95.

[8] Gi D K,Byoung G L.An ultrasonic elliptical vibration cutting device for micro V-groove machining:kinematical analysis and micro V-groove machining characteristics[J].Materials Processing Technology,2007,190(1/2/3):181-188.

[9] SHAMOTO E,Suzuki N,Hino R,et al.A new method to machine sculptured surfaces by applying ultrasonic elliptical vibration cutting[C]∥2005 International Symposium on Micro-NanoMechatronics and Human Science.Nagayo,Japan:Inst of Elec and Elec Eng Computer Society,2005:84-89.

[10] Chern G L,Chang Y C.Using two-dimensional vibration cutting for micro-milling[J].International Journal of Machine Tools& Manufacture,2006,46(6):659-666.

[11] 艾興.高速切削加工技術(shù)[M].北京:國防工業(yè)出版社,2003.

AI Xing.High speed machining technology[M].Beijing:National Defense Industry Press,2003.(in Chinese)

[12] 張德遠(yuǎn).實(shí)用化振動切削技術(shù)——總論[J].新技術(shù)新工藝, 2006,26(10):28-29.

ZHANG De-yuan.Practical vibration cutting technology—general comment[J].New Technology&New Process,2006,26(10): 28-29.(in Chinese)

[13] 張伯霖.高速切削技術(shù)及應(yīng)用[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 2002.

ZHANG Bo-lin.High speed machining technology and application[M].Beijing:China Machine Press,2002.(in Chinese)

Investigation of Ultrasonic Elliptical Vibration Milling of Thin-walled Titanium Alloy Parts

JIANG Xing-gang1,LIANG Hai-tong1,LU Hui-min1,DAI Jian-dui2,ZHANG De-yuan1
(1.School of Mechanical Engineering and Automation,Beihang University,Beijing 100191,China; 2.Beijing Institute of Space Lunch Technology,Beijing 100076,China)

An ultrasonic elliptical vibration milling(UEVM)method is proposed for low precision and large cutting force in milling of thin-walled titanium alloy part.The equation set of ultrasonic vibration milling tool tip trajectory is given.The linear speed characters of tool nose and the mechanism of cutting force reduction are analyzed.In the experiment of comparing milling with regular milling(RM)with an ultrasonic elliptical vibration milling cutter shank system which is self-developed,it is proved that the ultrasonic elliptical vibration milling has outstanding characteristics in reducing the cutting force,restraining tool offset and improving the precision.The possible reasons causing these characters are also given. Because of its excellent features,the ultrasonic elliptical vibration milling could be a new way to solve the problem in milling thin-walled titanium alloy part.

manufacturing technology and equipment;ultrasonic elliptical vibration milling;thin-walled titanium alloy part;high speed cutting

TH161

A

1000-1093(2014)11-1891-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.11.022

2014-01-14

國家自然科學(xué)基金項目(51475031);國家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金項目(51305018)作者簡介:姜興剛(1970—),男,副教授,碩士生導(dǎo)師。E-mail:sdjxg@163.com;

張德遠(yuǎn)(1963—),男,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail:zhangdy@buaa.edu.cn