黨迪，呂志杰，薛磊，孫中陽

（山東建筑大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250101）

0 引言

隨著加工技術(shù)的發(fā)展，鈦合金等材料在航空航天等領(lǐng)域應(yīng)用更加廣泛［1-2］。由于鈦合金本身的難加工特性，在加工過程中存在著諸多問題，如鈦合金高強(qiáng)度造成刀具的磨損、出現(xiàn)不規(guī)則振動(dòng)；伴隨表面振紋和刺耳的噪聲［3-4］、切削過程中溫度過高［5］。因此，在鈦合金加工過程中更重視降低加工過程中的不規(guī)則振動(dòng)和提高已加工面的表面質(zhì)量，由此提出了新的解決方案——超聲振動(dòng)輔助切削，其可以降低切削溫度并提高工件的表面質(zhì)量［6-8］。許東輝［9］通過有限元仿真研究了不同方向的超聲振動(dòng)對(duì)表面殘余應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)表面殘余應(yīng)力隨著超聲振動(dòng)振幅和頻率的增大而逐漸增大。SHUANG等［10］通過改變超聲振動(dòng)的頻率發(fā)現(xiàn)在低頻時(shí)超聲振動(dòng)對(duì)切削力和切屑的形態(tài)影響最強(qiáng)，材料不規(guī)則流動(dòng)時(shí)形成的鋸齒形切屑和高頻時(shí)形成的連續(xù)切屑，是提升加工表面質(zhì)量的潛在技術(shù)。PENG 等［11］通過對(duì)比超聲振動(dòng)切削和普通切削，發(fā)現(xiàn)高速超聲振動(dòng)切削可以使INCONEL 718 合金的表面硬度提高50%。LU等［12］首次研究了超聲振動(dòng)干涉對(duì)表面紋理生成的影響，并分析表征了干涉后的紋理形貌，揭示了超聲銑削參數(shù)與加工質(zhì)量的關(guān)系。趙芝眉［13］通過切削力與振動(dòng)信號(hào)對(duì)切削顫振預(yù)測(cè)，發(fā)現(xiàn)切削力與振動(dòng)信號(hào)的內(nèi)在關(guān)系均能代表車削的不同狀態(tài)。超聲振動(dòng)切削是在刀尖處施加一個(gè)高頻率的微小位移，不同方向的超聲振動(dòng)切削可以瞬時(shí)改變切削中的切削速度、進(jìn)給量和背吃刀量，并與切削本身產(chǎn)生的振動(dòng)相互耦合，降低了切削過程中的振動(dòng)，以達(dá)到改善切削環(huán)境的目的［14-15］。同時(shí)，振動(dòng)切削通過不斷地高頻率分離刀具與工件，形成了斷續(xù)切削的切削狀態(tài)，可以極大程度地改善切削過程中的溫升，減少了刀具的磨損，并在難加工結(jié)構(gòu)件的加工過程中能夠提升工件表面質(zhì)量［16］。

綜上所述，超聲振動(dòng)加工能夠降低切削過程中的平均切削力、最大馮·米塞斯應(yīng)力（常簡稱為Mises應(yīng)力）等，但對(duì)其加工過程中的振動(dòng)信號(hào)及已加工面的表面結(jié)構(gòu)研究仍較少。因此，文章使用有限元軟件ABAQUS建立切削模型，對(duì)切向超聲振動(dòng)和徑向超聲振動(dòng)進(jìn)行仿真試驗(yàn)，提取并分析了仿真結(jié)果中不同振幅下切削應(yīng)力和切削力，得出超聲振動(dòng)切削的最優(yōu)切削方案，以此為基礎(chǔ)搭建試驗(yàn)，研究了超聲振動(dòng)切削對(duì)切削過程中振動(dòng)信號(hào)的影響，以及對(duì)已加工表面的結(jié)構(gòu)影響，以期為超聲振動(dòng)加工提供更詳細(xì)的技術(shù)支撐。

1 鈦合金車削有限元建模

1.1 材料本構(gòu)模型

切削是一個(gè)復(fù)雜的過程，切削過程中工件會(huì)發(fā)生應(yīng)力、應(yīng)變、熱軟化等方面的變化，ABAQUS 中一般通過約翰遜·庫克（Johnson-Cook，J-C）本構(gòu)模型計(jì)算工件力與變形之間的關(guān)系，其可以直接影響仿真結(jié)果；切削熱會(huì)使工件發(fā)生熱軟化，改變應(yīng)力、應(yīng)變過程，也是影響切削質(zhì)量的重要參數(shù)，J-C本構(gòu)模型中需要考慮到溫度變化對(duì)材料強(qiáng)度的影響，因此應(yīng)用J-C 等向強(qiáng)化模型為材料本構(gòu)模型［17］。其方程σ由式（1）表示為

式中A＝1 089、B＝1 092、C＝0.014、w＝0.93、m＝1.1［18］；ε為塑性應(yīng)變；為應(yīng)變率；為參考應(yīng)變率；T為材料實(shí)時(shí)溫度，℃；Tm為材料熔點(diǎn)，℃；Tr為環(huán)境室溫，℃，

1.2 材料分離失效準(zhǔn)則

在切削過程中要定義一個(gè)分離失效準(zhǔn)則，使單元在受刀具外力的情況下可以變形刪除，并分離成切屑。J-C剪切失效準(zhǔn)則經(jīng)常運(yùn)用到切削仿真中，材料的失效過程經(jīng)過彈性變形階段、應(yīng)變強(qiáng)化階段，當(dāng)應(yīng)變強(qiáng)化達(dá)到頂點(diǎn)材料開始失效，表現(xiàn)在有限元仿真中即為單元?jiǎng)h除。本模型材料的失效過程基于網(wǎng)格的長度變化，當(dāng)網(wǎng)格變量達(dá)到臨界值時(shí)，單元?jiǎng)h除。塑性應(yīng)變方程由式（2）表示為

式中p為壓應(yīng)力，Pa；q為Mises應(yīng)力，Pa；d1、d2、d3、d4、d5為常數(shù)，其中d1＝- 0.09、d2＝0.25、d3＝- 0.5、d4＝- 0.014、d5＝- 3.27。

1.3 建立有限元切削模型

ABAQUS是一種解決非線性問題的工具，在ABAQUS中建立二維切削模型，分為刀具和工件兩部分，其中刀具的前角為5°、后角為7°，刀尖圓弧半徑為0.2 mm，在實(shí)際切削過程中刀具在短時(shí)間磨損量極小，因此刀具設(shè)為三角形網(wǎng)格。為了加快計(jì)算速度，將刀具設(shè)為剛體。待加工件模型的尺寸為5 mm×3 mm、應(yīng)變厚度設(shè)為0.5 mm。工件受切削力變形，采用四邊形網(wǎng)格，分析類型選擇溫度-位移耦合、平面應(yīng)變。切削部分設(shè)置小網(wǎng)格提高計(jì)算精度，非切削區(qū)域設(shè)置大網(wǎng)格減少計(jì)算時(shí)間。環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃，無冷卻液的方式，二維正交模擬幾何模型圖如圖1所示。

圖1 二維正交模擬幾何模型圖

刀具和工件的材料分別為DCMT11T304LF 涂層硬質(zhì)合金刀具的TiAlN涂層、鈦合金，刀具和工件主要性能參數(shù)見表1。

表1 TiAlN涂層刀具及鈦合金材料參數(shù)表

1.4 超聲振動(dòng)參數(shù)設(shè)置

超聲振動(dòng)切削利用斷續(xù)切削提高加工質(zhì)量，工件與刀具接觸時(shí)間稱為切削有效時(shí)間，改變超聲振動(dòng)切削的振幅可以明顯改變切削有效時(shí)間，頻率對(duì)切削有效時(shí)間影響較小，因此在仿真中主要研究超聲振動(dòng)的振幅對(duì)工況的影響。刀具設(shè)置為剛體，參考點(diǎn)運(yùn)動(dòng)與刀具運(yùn)動(dòng)相同，在刀具參考點(diǎn)RP-1上設(shè)置超聲振動(dòng)位移，在設(shè)置超聲振動(dòng)時(shí)，選擇位移邊界條件，幅值選擇以周期變化，在ABAQUS 中設(shè)置周期變化時(shí)，其內(nèi)置的周期變化表達(dá)式a由式（3）表示為

式中傅里葉級(jí)數(shù)中的常數(shù)項(xiàng)A0為初始幅度；An為余弦項(xiàng)系數(shù)、Bn為正弦項(xiàng)系數(shù)，n＝1，2，3，…，N；ω為角頻率，rad／s；t為時(shí)間，t0為開始時(shí)間，s。超聲振動(dòng)的幅值曲線可以看作一個(gè)僅包含sin 函數(shù)的簡單正弦曲線，因此ABAQUS中的周期傅里葉函數(shù)可以簡化，由式（4）表示為

式中ω＝125 600 rad／s；B1為所需的超聲振動(dòng)振幅，其值分別為0、5、10、15、20 μm。將所需的參數(shù)輸入到ABAQUS 幅值周期選項(xiàng)中可得到刀具在切削過程中頻率為20 kHz的超聲振動(dòng)。

將上述工件和刀具的材料參數(shù)導(dǎo)入ABAQUS切削仿真模型中。設(shè)置仿真試驗(yàn)，切削速度為60 m／min，超聲振動(dòng)方向選擇徑向和切向，振動(dòng)的頻率為20 kHz，考慮到超聲振動(dòng)切削是在刀尖添加一個(gè)微小位移，振幅過小對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響不明顯，振幅過大會(huì)影響已加工表面結(jié)構(gòu)，所以振幅選擇為0、5、10、15、20 μm，工件的切削深度為0.5 mm，應(yīng)變厚度為0.5 mm。仿真試驗(yàn)參數(shù)見表2。

表2 超聲振動(dòng)模擬試驗(yàn)參數(shù)表

2 仿真結(jié)果及其分析

2.1 切削應(yīng)力分析

Mises應(yīng)力是基于剪切應(yīng)變的一種等效應(yīng)力，定義為當(dāng)單元變形達(dá)到一定程度時(shí)材料開始屈服，一般用來衡量疲勞、破壞，最大Mises應(yīng)力是切削仿真中的重要指標(biāo)。將表2 中9 組試驗(yàn)參數(shù)導(dǎo)入到ABAQUS中，切削速度與切削深度不變，只改變超聲振動(dòng)輔助切削的振幅與方向設(shè)計(jì)仿真試驗(yàn)。最大Mises應(yīng)力仿真結(jié)果如圖2所示，不同切削條件最大Mises應(yīng)力圖如圖3所示。

圖2 普通車削與超聲振動(dòng)車削Mises應(yīng)力云圖

圖3 不同切削條件最大Mises應(yīng)力圖

超聲振動(dòng)切削因其斷續(xù)切削的特性可以降低過程中的加工應(yīng)力，從圖2、3可以看出，不施加任何方向的超聲振動(dòng)時(shí)最大Mises應(yīng)力為1 301 Pa，由變化曲線可知在0 ～10 μm 范圍內(nèi)振幅對(duì)最大Mises 應(yīng)力影響最為明顯，其最大Mises 應(yīng)力減小，振幅為10 μm時(shí)徑向超聲振動(dòng)的最大Mises 應(yīng)力為1 228 Pa、切向應(yīng)力為1 219 Pa。在10～20 μm內(nèi)應(yīng)力趨于平穩(wěn)并發(fā)生波動(dòng)，說明在0～10 μm內(nèi)振幅增大，最大加工Mises應(yīng)力減小，并在10 μm時(shí)達(dá)到平穩(wěn)，相比于普通切削約降低了6%，在10 ～20 μm 內(nèi)振幅繼續(xù)增大，最大加工Mises 應(yīng)力不會(huì)持續(xù)大幅減小，說明在一定范圍內(nèi)Mises 應(yīng)力會(huì)隨著超聲振動(dòng)切削振幅增大而減小，超過了此范圍，Mises 應(yīng)力趨于平穩(wěn)。從圖3曲線可以看出徑向和切向超聲振動(dòng)對(duì)最大Mises 應(yīng)力的影響基本相同，其中切向效果略好于徑向。

2.2 切削力分析

切削力的整體變化趨勢(shì)與最大Mises應(yīng)力減小應(yīng)力的變化趨勢(shì)相似，在超聲振動(dòng)振幅較小時(shí)切削力降低明顯，隨著超聲振動(dòng)振幅繼續(xù)增大，切削力在測(cè)量范圍內(nèi)逐漸趨于平穩(wěn)，其變化趨勢(shì)如圖4所示。

圖4 不同振幅的平均切削力變化圖

由圖4 可知，當(dāng)切削狀態(tài)為普通切削時(shí)平均切削力最大為408.45 N，切向超聲振動(dòng)切削在振幅為0～10 μm時(shí)平均切削力不斷減小并在振幅為10 μm時(shí)達(dá)到最小，隨著振幅繼續(xù)增大平均切削力增大，在超聲振動(dòng)振幅較小時(shí)，斷續(xù)切削的作用可以減小平均切削力，當(dāng)隨著振幅繼續(xù)變大，切向超聲振動(dòng)的方向與刀具的進(jìn)給方向相同；隨著振幅繼續(xù)增大，材料容易在刀尖處形成聚集，使平均切削力變大。徑向超聲振動(dòng)在振幅為0～10 μm時(shí)，平均切削力變化與切向超聲振動(dòng)相似，平均切削力在10 μm 時(shí)為365.86 N。隨著振幅繼續(xù)增大平均切削力繼續(xù)減小，徑向超聲振動(dòng)方向垂直與切削方向和進(jìn)給方向，而隨著斷續(xù)切削的作用，超聲振動(dòng)的振幅增大，平均切削力減??；當(dāng)振幅在10～20 μm后，平均切削力趨于平穩(wěn)，但徑向超聲振動(dòng)方向會(huì)改變切削的背吃刀量，超聲振動(dòng)的振幅過大將導(dǎo)致加工平面的精度降低，因此徑向超聲振動(dòng)的振幅也不宜過大。根據(jù)徑向、切向超聲振動(dòng)的變化可知，無論是在切向還是徑向，振幅為10 μm時(shí)超聲振動(dòng)在降低平均切削力方面都有明顯的優(yōu)勢(shì)，雖然繼續(xù)增大振幅切向的最大Mises 應(yīng)力與徑向的平均切削力有繼續(xù)降低的趨勢(shì)，但繼續(xù)增大振幅可能會(huì)對(duì)加工表面結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響。

由工件切削應(yīng)力分析可知，超聲振動(dòng)振幅在0～10 μm 時(shí)，超聲振動(dòng)對(duì)最大Mises 應(yīng)力的影響最敏感，繼續(xù)增大超聲振動(dòng)的振幅對(duì)最大應(yīng)力并無明顯影響，在分析平均切削力時(shí)振幅為10 μm 時(shí)相較于其他振幅也有明顯的優(yōu)勢(shì)。因此選擇10 μm 作為超聲振動(dòng)的振幅，對(duì)切削過程中平均切削力進(jìn)一步分析，切削力對(duì)比圖如圖5所示。

圖5 各切削力對(duì)比圖

鈦合金切削時(shí)會(huì)形成鋸齒形切屑，因此切削波動(dòng)較大，由圖5 可知，普通切削時(shí)平均切削力為408.45 N，并且由于鋸齒形切屑的原因切削力波動(dòng)非常大。徑向超聲振動(dòng)切削的平均切削力為363.70 N，當(dāng)在切削過程中施加超聲振動(dòng)后，雖然切屑仍為鋸齒形切屑，但切削力的波動(dòng)明顯變小，相較于普通切削更加平穩(wěn)。切向超聲振動(dòng)輔助切削的平均切削力為365.86 N與徑向超聲振動(dòng)基本持平，振幅為10 μm超聲振動(dòng)切削可以有效降低切削過程中11.0%的主切削力。超聲振動(dòng)切削在切削過程中刀具與工件不斷分離接觸，從而形成斷續(xù)切削，斷續(xù)過程中刀具與工件分開時(shí)切削力大幅降低，因此超聲振動(dòng)切削降低了平均切削力。由徑向和切向切削力分析計(jì)算可以得出徑向超聲振動(dòng)切削切削力標(biāo)準(zhǔn)差為41.91，而切向超聲振動(dòng)切削力標(biāo)準(zhǔn)差為45.55，徑向超聲振動(dòng)比切向更加平穩(wěn)，切削力平穩(wěn)有助于提高已加工表面的表面質(zhì)量。因此試驗(yàn)時(shí)選擇10 μm徑向超聲振動(dòng)輔助切削。

3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

經(jīng)過仿真分析不同切削狀態(tài)下的最大Mises應(yīng)力、切削力以及在振幅為10 μm 時(shí)切削過程中切削力的變化曲線，通過系統(tǒng)的分析對(duì)比，最終選擇最優(yōu)的切削方案為振幅為10 μm 時(shí)的徑向超聲振動(dòng)輔助切削。為了探究超聲振動(dòng)輔助切削在實(shí)際應(yīng)用中與普通切削的優(yōu)缺點(diǎn)，必須通過實(shí)際試驗(yàn)驗(yàn)證。切削力和最大Mises應(yīng)力主要受切削過程中的工件變形、切削熱和加工過程中的振動(dòng)耦合作用，其中最大Mises應(yīng)力過大會(huì)導(dǎo)致切削過程不平穩(wěn)，增大加工過程中系統(tǒng)的振動(dòng)，加工過程中系統(tǒng)的振動(dòng)會(huì)直接影響切削力是否平穩(wěn)，切削力的周期性變化會(huì)使已加工表面的表面結(jié)構(gòu)變差。測(cè)量切削力時(shí)，通過電阻應(yīng)變式傳感器測(cè)量刀桿上由切削力產(chǎn)生的變形，通過電路轉(zhuǎn)換、放大、標(biāo)定之后推算出被測(cè)的切削力。切削振動(dòng)信號(hào)通過測(cè)量刀尖振動(dòng)產(chǎn)生的位移而獲得，并且信號(hào)分析可以側(cè)面反映出切削力的大小和變化［19］。

設(shè)計(jì)一個(gè)實(shí)現(xiàn)超聲振動(dòng)輔助切削的試驗(yàn)，并采集振幅為10 μm 時(shí)的徑向超聲振動(dòng)切削狀態(tài)下的振動(dòng)信號(hào)，與普通切削條件下的振動(dòng)信號(hào)，并使用粗糙度測(cè)量儀，測(cè)量加工后的表面結(jié)構(gòu)，對(duì)切削過程、試驗(yàn)結(jié)果兩方面測(cè)量，觀測(cè)超聲振動(dòng)輔助切削在實(shí)際工程應(yīng)用中的表現(xiàn)，試驗(yàn)平臺(tái)如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)平臺(tái)圖

試驗(yàn)平臺(tái)主要由超聲振動(dòng)輔助加工系統(tǒng)、數(shù)控車削中心和動(dòng)態(tài)測(cè)試系統(tǒng)3部分組成。超聲振動(dòng)輔助加工系統(tǒng)使用聚能超聲波割刀，型號(hào)為SCQ-1500F，車床使用CY-K360n 數(shù)控車削中心，動(dòng)態(tài)測(cè)試系統(tǒng)選用DH5923N動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)，信號(hào)放大裝置使用電橋應(yīng)變片的方式。

由于信號(hào)頻率較高，傳感器選用加速度力傳感器，加工件選用規(guī)格為Φ100 mm×400 mm的鈦合金棒料，刀具使用DCMT11T304LF 涂層硬質(zhì)合金刀具，刀具表面的涂層為TiAlN。切削試驗(yàn)參數(shù)見表3。

表3 切削試驗(yàn)參數(shù)表

3.2 振動(dòng)信號(hào)結(jié)果與分析

由于在刀具與工件接觸面積不變的情況下最大Mises應(yīng)力過大會(huì)導(dǎo)致切削過程不平穩(wěn)，增大加工過程中系統(tǒng)的振動(dòng)，因此使用切削動(dòng)態(tài)信號(hào)來驗(yàn)證仿真中的切削應(yīng)力。

使用東華測(cè)試DH5923N 采集普通切削和超聲振動(dòng)輔助切削過程中的振動(dòng)信號(hào)，利用系統(tǒng)中自帶的算法對(duì)信號(hào)放大分析，采樣頻率設(shè)置為5 kHz，測(cè)量切削過程中＜1 kHz的振動(dòng)信號(hào)，采樣時(shí)間為10 s，可得不同切削狀態(tài)下的時(shí)域信號(hào)和頻域信號(hào)如圖7所示。

圖7 切削時(shí)頻域信號(hào)圖

由圖7（a）和（b）可以看出在相同切削條件下，普通切削采集到的時(shí)域信號(hào)從波形看信號(hào)跳動(dòng)的范圍比較大，證明切削過程中有比較大的振動(dòng)產(chǎn)生。采用徑向超聲振動(dòng)輔助切削時(shí)采集到的時(shí)域信號(hào)跳動(dòng)的范圍約減小了28%，說明徑向超聲振動(dòng)輔助切削可以降低切削過程中的徑向振動(dòng)。由圖7（d）可以看出信號(hào)的振動(dòng)頻率主要來源于主軸轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的振動(dòng)和刀具固有頻率上產(chǎn)生的振動(dòng)，由圖7（c）與（d）對(duì)比峰值可以看出超聲振動(dòng)切削可以有效地降低切削過程中由主軸回轉(zhuǎn)產(chǎn)生的振動(dòng)和在固有頻率上的振動(dòng)，降幅約為22%。因此，超聲振動(dòng)輔助切削可以抵消機(jī)床坐標(biāo)系中x軸方向的振動(dòng)，提高了加工質(zhì)量。

3.3 表面結(jié)構(gòu)結(jié)果與分析

切削力的周期性變化會(huì)影響已加工表面的表面結(jié)構(gòu)，表面結(jié)構(gòu)在一定程度上體現(xiàn)了切削過程中切削力是否平穩(wěn)，因此使用表面結(jié)構(gòu)驗(yàn)證超聲振動(dòng)切削對(duì)切削力的影響。根據(jù)表3 的兩組試驗(yàn)，分別測(cè)量普通切削與超聲振動(dòng)切削加工后的表面結(jié)構(gòu)。選擇儀器TR200粗糙度測(cè)試儀，為了保證測(cè)量準(zhǔn)確無誤，每個(gè)加工圓周面在不同地方測(cè)量3 組數(shù)據(jù)取其中間數(shù)據(jù)，可得原始表面輪廓曲線的測(cè)量數(shù)據(jù)如圖8所示。

圖8 不同切削狀態(tài)下已加工原始表面輪廓曲線圖

從加工表面原始輪廓圖可以看出，普通切削狀態(tài)下加工表面的表面波紋度輪廓有較大的起伏，因此采用表面結(jié)構(gòu)比使用表面粗糙度和表面質(zhì)量表達(dá)更合適。超聲振動(dòng)切削狀態(tài)下加工表面的原始輪廓圖的表面波紋度較小，表面粗糙度輪廓呈鋸齒形曲線波動(dòng)，這個(gè)波動(dòng)是由于施加在刀具上的超聲振動(dòng)與機(jī)床在切削過程中產(chǎn)生的隨機(jī)振動(dòng)相耦合產(chǎn)生的，與超聲振動(dòng)的最大振幅相似，其頻率相差較大，綜合可得已加工表面原始輪廓的極差約降低了23%。結(jié)合對(duì)振動(dòng)信號(hào)結(jié)果分析可知，刀具的超聲振動(dòng)抑制了主軸轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的振動(dòng)和刀桿固有頻率處產(chǎn)生的振動(dòng)，但振幅過大時(shí)施加在超聲振動(dòng)上的規(guī)則振動(dòng)會(huì)在加工表面上增大表面粗糙度輪廓，因此當(dāng)超聲振動(dòng)方向?yàn)閺较驎r(shí)，超聲振動(dòng)的振幅不宜過大，其值過大可能會(huì)使表面結(jié)構(gòu)相較于普通切削變差。

4 結(jié)論

通過以上研究得出以下結(jié)論：

（1）超聲振動(dòng)振幅在10 μm 時(shí)，最大Mises 應(yīng)力相比于普通切削降低了6%。振幅繼續(xù)增大，最大加工Mises應(yīng)力不會(huì)持續(xù)大幅減小，說明僅在一定范圍內(nèi)Mises應(yīng)力會(huì)隨著超聲振動(dòng)切削振幅增大而減小。

（2）當(dāng)振幅為10 μm 時(shí)，普通切削與徑向和切向平均切削力相比，超聲振動(dòng)切削可以有效降低切削過程中11%的主切削力，且徑向切削的切削力方差小，切削過程更加平穩(wěn)。

（3）超聲振動(dòng)輔助切削可以有效減小切削過程中振動(dòng)信號(hào)的波動(dòng)范圍約為28%。對(duì)比頻域信號(hào)可知，超聲振動(dòng)輔助切削能夠減小主軸回轉(zhuǎn)及刀架固有頻率引起的振動(dòng)約為22%。超聲振動(dòng)加工是通過耦合降低主軸回轉(zhuǎn)與刀桿固有頻率產(chǎn)生的振動(dòng)。

（4）超聲振動(dòng)加工降低了已加工表面原始輪廓的極差約為23%，但振幅過大會(huì)影響表面粗糙度輪廓，因此當(dāng)超聲振動(dòng)方向?yàn)閺较驎r(shí)，超聲振動(dòng)的振幅不宜過大，其振幅過大可能會(huì)使表面結(jié)構(gòu)相較于普通切削變差。