馬 超，張建華，陶國燦，沈?qū)W會

（1.山東大學(xué)高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南250061；2.齊魯工業(yè)大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，山東濟(jì)南250353）

超聲振動輔助銑削加工實(shí)驗(yàn)研究

馬 超1，張建華1，陶國燦1，沈?qū)W會2

（1.山東大學(xué)高效潔凈機(jī)械制造教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南250061；2.齊魯工業(yè)大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，山東濟(jì)南250353）

通過實(shí)驗(yàn)研究了超聲振動輔助銑削加工參數(shù)和振動參數(shù)對切削力與表面粗糙度的影響。在工件上施加沿進(jìn)給方向的高頻率、小振幅的超聲振動。通過切削軌跡研究了超聲振動切削的瞬時切削厚度，進(jìn)而分析了切削力。以主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量和振幅為參數(shù)，設(shè)計了一系列超聲振動輔助銑削加工實(shí)驗(yàn)，并利用方差分析方法研究了各參數(shù)對切削力影響的顯著性。研究結(jié)果表明：與未施加超聲振動相比，施加超聲振動后的切削力明顯降低；超聲振動銑削加工時對切削力的影響程度由大到小依次為振幅、主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量；在特定的參數(shù)下，表面粗糙度也有所改善；表面形貌在同一振幅、不同進(jìn)給量下存在明顯差異。

超聲振動銑削；切削力；表面粗糙度；方差分析

超聲振動加工是在傳統(tǒng)加工方式的基礎(chǔ)上施加外加振動源，振動頻率在超聲頻、振幅在微米級的復(fù)合加工方式。由于在工具或工件上附加了超聲振動，使材料在切削加工時的變形行為、斷裂機(jī)制和刀具的工作狀態(tài)等發(fā)生了與常規(guī)切削加工完全不同的變化。在高頻振動下，刀具的切削加工瞬間完成，且切削速度和刀具運(yùn)動方向都不斷變化，實(shí)質(zhì)上是刀具的快速沖擊和微切削的一種復(fù)合加工過程。

銑削加工由于刀尖相對于工件切削運(yùn)動軌跡較復(fù)雜，另外受振動系統(tǒng)的限制，目前對超聲振動銑削加工的研究較少，研究中的振動形式往往也是一維形式。沈?qū)W會等[1-3]從刀具的運(yùn)動學(xué)形式、單向超聲振動的運(yùn)動位移特點(diǎn)等方面研究了超聲振動輔助微細(xì)銑削的加工特點(diǎn)，同時對超聲振動銑削加工的切削力和加工尺寸精度等進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)施加超聲振動后可降低切削力，提高加工精度。趙云峰等[4]對超聲振動銑削表面粗糙度進(jìn)行了研究。由于加工參數(shù)對切削力和表面粗糙度有所影響，王明海等[5-6]分析了超聲振動輔助銑削加工鈦合金的切削參數(shù)，發(fā)現(xiàn)施加振動的振幅、轉(zhuǎn)速、進(jìn)給等參數(shù)對切削力和表面粗糙度均有影響。Zarchi等[7]對超聲振動加工AISI 420不銹鋼進(jìn)行了研究，建立了超聲振動銑削模型，認(rèn)為小進(jìn)給、高轉(zhuǎn)速下的超聲振動效果更明顯。

本文對超聲振動輔助加工鋁合金2A12進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析了主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量、振幅等參數(shù)對切削力和表面粗糙度的影響，并運(yùn)用方差分析的方法研究了各參數(shù)對加工的影響程度，同時分析了切削力的變化規(guī)律，還運(yùn)用單因素試驗(yàn)的方法分析了不同參數(shù)下的加工表面粗糙度。

1 超聲振動輔助銑削理論分析

1.1 切削厚度分析

在傳統(tǒng)銑削加工中，刀尖的軌跡為擺線式曲線，Bao等[8]根據(jù)刀尖軌跡建立了銑削厚度模型。施加超聲振動后，銑削厚度有所改變（圖1）。而施加超聲振動后，刀尖的軌跡曲線方程為：

式中：fz為每齒進(jìn)給量；n為主軸轉(zhuǎn)速；N為刀具齒數(shù)；R為刀具半徑；A為振幅；f為超聲振動頻率。

圖1 振動銑削示意圖

通過對式（1）求導(dǎo)，可得進(jìn)給方向的速度為：

進(jìn)而得出每齒進(jìn)給量為：

在普通銑削加工中，切削厚度是刀具轉(zhuǎn)角的函數(shù)，即：

因此，由上述分析可得超聲振動輔助銑削加工的切削厚度為：

1.2 切削力分析

根據(jù)切削力模型，切向力Ft和軸向力Fr分別為：

式中：Kt為切削力系數(shù)；b為切削深度；h為切削厚度。由于切削力系數(shù)和切削深度在加工過程中為常數(shù)，所以只要得到瞬時切削厚度就能得到切削力。

根據(jù)式（6）～式（8）聯(lián)立可得：

即可獲取超聲振動輔助銑削加工中的切削力。

2 超聲振動銑削加工實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計

銑削實(shí)驗(yàn)在數(shù)控銑床上進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)裝置見圖2。工件固定在超聲振子上產(chǎn)生沿進(jìn)給方向的超聲振動，其振幅由超聲電源控制。工件和超聲振子固定在9257A測力儀上進(jìn)而獲取切削力。實(shí)驗(yàn)裝置的具體參數(shù)見表1。實(shí)驗(yàn)中，單變量改變振幅、主軸轉(zhuǎn)速及每齒進(jìn)給量，研究各參數(shù)對切削力和表面粗糙度的影響。同時，按表2所示的參數(shù)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。切削力數(shù)據(jù)可通過測力儀獲取。對已加工表面進(jìn)行超聲清洗，然后在表面粗糙度儀上對每個表面進(jìn)行三次測量，取平均值后作為該加工面的表面粗糙度結(jié)果。

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置圖

表1 實(shí)驗(yàn)裝置及參數(shù)

表2 加工條件

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 切削力實(shí)驗(yàn)結(jié)果

通過單因素試驗(yàn)可獲得不同的主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量、振幅條件下的切削分力，進(jìn)而可計算出切削合力。為了得到不同參數(shù)對切削力的影響程度，以切削合力作為因變量，主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量和振幅作為因子進(jìn)行方差分析檢驗(yàn)，結(jié)果見表3。可看出，主軸轉(zhuǎn)速和振幅的P值均小于0.01，說明對切削力的影響程度較大；而每齒進(jìn)給量的P值大于0.05，說明對切削力的影響不明顯。從分析結(jié)果中還可看出，F(xiàn)值由大到小依次為振幅、主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量，說明振幅對結(jié)果的影響效果很明顯。

表3 主體間效應(yīng)的檢驗(yàn)

圖3是在不同加工參數(shù)下的切削力變化規(guī)律。從總體上看，隨著轉(zhuǎn)速的增加，切削力逐漸增大。由于超聲振動施加于進(jìn)給方向（即X方向），切削合力在一定程度上反映不出振動對加工的影響，因此，進(jìn)一步分析了不同加工參數(shù)對各分力的影響（圖4～圖6）。從中可看出，軸向的切削分力較大，變化規(guī)律和切削合力相類似；在沿進(jìn)給方向且主軸轉(zhuǎn)速高于5000 r/min的情況下，振幅6 μm時的切削力小于振幅12 μm時的切削力。主要原因?yàn)椋杭庸l件中每齒進(jìn)給量與振幅尺寸相當(dāng)，當(dāng)振幅為12 μm時，由于振動切削，加工的沖擊性較大，系統(tǒng)穩(wěn)定性有所降低，故切削力較大。進(jìn)給方向的垂直方向也有類似的結(jié)果。

圖3 切削合力

圖4 X方向切削力

圖5 Y方向切削力

圖7是在振幅6 μm、每齒進(jìn)給量4 μm條件下，傳統(tǒng)銑削和超聲振動輔助銑削加工沿進(jìn)給方向的切削力對比?？煽闯觯┘映曊駝拥那邢髁γ黠@低于未施加超聲振動的切削力。圖8是在振幅12 μm、每齒進(jìn)給量4 μm條件下，傳統(tǒng)銑削和超聲振動輔助銑削加工沿進(jìn)給方向的切削力對比?？煽闯?，施加超聲振動的切削力比未施加超聲振動的切削力大。上述情況說明施加適當(dāng)振幅的超聲振動可有效降低加工時的切削力，即振幅需與加工參數(shù)相適應(yīng)，若振幅過大，使加工過程中的沖擊效果過于劇烈，反而會導(dǎo)致切削力增大。

圖6 Z方向切削力

圖7 進(jìn)給方向切削力（A=6 μm，fz=4 μm）

圖8 進(jìn)給方向切削力（A=6 μm，fz=4 μm）

3.2 表面粗糙度實(shí)驗(yàn)結(jié)果

為了獲取不同參數(shù)下的表面粗糙度情況，在白光干涉儀下測量表面形貌，每個加工參數(shù)下均測量三次取平均值作為加工表面粗糙度值。測量結(jié)果見表4，表面粗糙度值分別記錄為Ra、Rq、Rt。一般來說，表面粗糙度主要研究Ra，所以對Ra進(jìn)行分析。

表4 超聲振動輔助銑削加工表面粗糙度測量結(jié)果

圖9、圖10分別是振幅為6、12 μm時，不同參數(shù)下的表面粗糙度測量結(jié)果。從圖9可看出，當(dāng)振幅為6 μm時，表面粗糙度值隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加呈先減小、后增大的趨勢，且隨著每齒進(jìn)給量的增加，表面粗糙度值越大。從圖10可看出，當(dāng)振幅為12 μm時，表面粗糙度值隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加呈先增大、后減小的趨勢，且每齒進(jìn)給量為12 μm時的Ra值降幅最明顯。由此可看出，施加超聲振動后，表面粗糙度值在一定程度上得以改善，不同的振幅對表面粗糙度的影響也有所不同。振幅不能過小，否則無法和傳統(tǒng)銑削區(qū)分，發(fā)揮不出超聲振動銑削的優(yōu)越性；振幅也不宜過大，否則會造成系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，進(jìn)而使表面粗糙度值增大。不同的切削參數(shù)對振幅的適應(yīng)程度也有所區(qū)別，因此需根據(jù)切削參數(shù)、材料、加工系統(tǒng)等因素選取合適的振動參數(shù)。

圖9 振幅6 μm條件下的表面粗糙度變化趨勢

圖10 振幅12 μm條件下的表面粗糙度變化趨勢

3.3 表面形貌實(shí)驗(yàn)結(jié)果

為了研究超聲振動對銑削加工表面的影響，在超景深顯微鏡下拍攝了超聲振動輔助銑削加工表面的微觀形貌。圖11是在主軸轉(zhuǎn)速為9000 r/min、振幅為12 μm條件下的表面形貌?？煽闯觯词┘映曊駝拥你娤鞅砻嫘蚊矠閭鹘y(tǒng)銑刀紋理 （圖11a）。施加超聲振動后，隨著每齒進(jìn)給量的變化，表面微觀形貌呈現(xiàn)出明顯的差異。由圖11b～圖11d可見，加工表面均呈現(xiàn)出以某個微小的紋理按一定的規(guī)律排布這一表面現(xiàn)象。當(dāng)每齒進(jìn)給量為4 μm時，表面為菱形網(wǎng)狀排布；當(dāng)每齒進(jìn)給量為8 μm時，每條切削軌跡上的坡度由高到低重復(fù)排布，且不同切削軌跡上的坡度單元錯開一定的角度；當(dāng)每齒進(jìn)給量為12 μm時，切削軌跡寬度增大。由此可看出，主軸轉(zhuǎn)速、每齒進(jìn)給量及振幅共同決定了切削的微觀表面形貌，而材料、微觀表面形貌共同決定著表面性質(zhì)，因此，施加超聲振動將改變加工表面的性質(zhì)。

4 結(jié)論

圖11 不同參數(shù)下的加工表面微觀形貌

（1）根據(jù)銑削加工軌跡和超聲振動的特點(diǎn)，推導(dǎo)出沿進(jìn)給方向超聲振動輔助銑削加工的切削厚度和切削力模型。對于分析其加工特點(diǎn)有一定的指導(dǎo)作用。

（2）方差分析表明，振幅和主軸轉(zhuǎn)速對切削力的影響非常顯著，而每齒進(jìn)給量的影響程度相對較小。超聲振動輔助加工主要影響進(jìn)給方向切削力，與傳統(tǒng)加工相比，小振幅可明顯降低切削力，振幅為6 μm時較明顯。振幅過大，由于沖擊效果較突出，切削力反而變大。

（3）當(dāng)振幅為6 μm時，表面粗糙度值隨著主軸轉(zhuǎn)速的增加呈先減小、后增大的趨勢。而在12 μm振幅條件下，表面粗糙度值明顯降低，尤其是在大進(jìn)給的情況下。

（4）施加超聲振動后，加工表面的微觀形貌存在顯著的差異，不同的振動參數(shù)和加工參數(shù)的配置將會得出不同的表面形貌，這對加工表面的性質(zhì)將產(chǎn)生很大的影響。

[1] 沈?qū)W會，張建華，趙云峰，等.超聲振動輔助微細(xì)銑削工件動態(tài)位移分析 [J].沈陽工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2012，32（2）：180-185.

[2] 沈?qū)W會，張建華，邢棟梁，等.超聲振動輔助微細(xì)銑削加工尺寸精度實(shí)驗(yàn)[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報，2011，42（3）：229-233.

[3] 沈?qū)W會，張建華，邢棟梁.超聲振動銑削運(yùn)動學(xué)及其對切削力的影響 [J].沈陽工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2012，34（5）：530-535.

[4] 趙云峰，張建華，沈?qū)W會，等.超聲振動銑削2A12表面粗糙度實(shí)驗(yàn)研究[J].組合機(jī)床與自動化加工技術(shù)，2011（1）：22-25.

[5] 王明海，李世永，鄭耀輝，等.超聲振動銑削加工參數(shù)對切削力的影響[J].中國機(jī)械工程，2014，25（15）：2024-2029.

[6] 王明海，李世永，鄭耀輝.超聲銑削鈦合金材料表面粗糙度研究[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報，2014，45（6）：341-346.

[7]ZARCHIM M A，RAZFAR M R，ABDULLAH A. Influence of ultrasonic vibrations on side milling of AISI 420 stainless steel[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2012，66（1-4）：83-89.

[8] BAO W Y，TANSEL I N.Modeling micro-end-milling operations.Part I:analytical cutting force model[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture，2000，40（15）：2155-2173.

Study on Ultrasonic Vibration Assisted Milling Experiment

MA Chao1，ZHANG Jianhua1，TAO Guocan1，SHEN Xuehui2
（1.Key Laboratory of High Efficiency and Clean Mechanical Manufacture of Ministry of Education，Shandong University，Jinan 250061，China；2.School of Mechanical and Automotive Engineering，Qilu University of Technology，Jinan 250353）

This paper studies the ultrasonic vibration assisted milling of aluminum alloy 2A12.The influence of machining parameters and vibration parameters to cutting force and surface roughness were investigated.The ultrasonic vibration，which has high frequency and small amplitude，was superimposed on the feed direction of workpiece.The chip thickness in ultrasonic vibration assisted milling was analyzed through the cutting trajectory，thereby，the cutting force was studied.A series of experiments were conducted with the parameters of spindle speed，feed rate per tooth and amplitude.The influence of various parameters on cutting force of significance was studied by the method of analysis of variance. The results showed that the cutting force decreased when the ultrasonic vibration superimposed.The influence on cutting force is in the order of amplitude，spindle speed and feed rate per tooth.The surface roughness could also be improved.The surface topography has obvious difference in different parameters.

ultrasonic vibration milling；cutting force；surface roughness；analysis of variance

TG663

A

1009－279X（2017）02－0050-05

2016-11-07

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51475275）

馬超，男，1991年生，碩士研究生。