數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性評(píng)價(jià)方法

姜曉飛，張冠偉，胡永秀，張大衛(wèi)

（天津大學(xué)機(jī)構(gòu)理論與裝備設(shè)計(jì)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300354）

數(shù)控機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)性能是指機(jī)床整體結(jié)構(gòu)在動(dòng)態(tài)力作用下的響應(yīng)特性。在機(jī)床加工過程中，動(dòng)態(tài)切削力會(huì)使刀具和工件產(chǎn)生相對(duì)振動(dòng)，當(dāng)振幅超過允許范圍時(shí)，將導(dǎo)致工件表面惡化，刀具磨損加劇，機(jī)床加工精度和生產(chǎn)效率降低，嚴(yán)重時(shí)機(jī)床可能無法正常工作。因此，準(zhǔn)確評(píng)價(jià)數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)特性的優(yōu)劣非常關(guān)鍵。

針對(duì)上述問題，國內(nèi)外科研人員展開了相關(guān)研究，例如：Weck等［1］提出了動(dòng)態(tài)柔度特性分析方法和加工試驗(yàn)方法來鑒定數(shù)控機(jī)床的動(dòng)態(tài)特性；張廣鵬等［2-3］基于模糊數(shù)學(xué)的原理提出了一種機(jī)床整機(jī)動(dòng)態(tài)特性評(píng)價(jià)方法，該方法可同時(shí)考慮多項(xiàng)動(dòng)態(tài)性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，此外他們還應(yīng)用子結(jié)構(gòu)合成思想建立了機(jī)床整機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程，并開發(fā)了相應(yīng)的整機(jī)動(dòng)態(tài)性能預(yù)測(cè)解析軟件；劉世豪等［4］建立了數(shù)控機(jī)床綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)體系，用模糊評(píng)價(jià)法對(duì)數(shù)控機(jī)床各項(xiàng)性能指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)，并采用層次分析法中的1～9 標(biāo)度法確定各項(xiàng)性能指標(biāo)的權(quán)重系數(shù)；Yigit等［5］提出將頻率范圍內(nèi)的整機(jī)柔度平均值作為評(píng)價(jià)機(jī)床動(dòng)態(tài)性能的指標(biāo)之一；丁文政等［6］結(jié)合時(shí)域指標(biāo)和頻域指標(biāo)，提出了高檔數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)性能評(píng)價(jià)體系，采用模糊綜合法建立了機(jī)床動(dòng)態(tài)性能評(píng)價(jià)模型；Altintas 等［7］指出在機(jī)床動(dòng)態(tài)特性研究中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注刀尖點(diǎn)頻響和整機(jī)模態(tài)；張生余等［8］通過激振實(shí)驗(yàn)，提出通過幅相頻率特性來評(píng)價(jià)機(jī)床的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性，按機(jī)床切削穩(wěn)定邊界圖來選擇加工條件，以提升機(jī)床的切削穩(wěn)定性；張耀滿等［9］認(rèn)為機(jī)床主軸系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性對(duì)機(jī)床加工性能的影響很大，應(yīng)將主軸單元的各階固有頻率作為一項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)；Lee等［10］提出了一種在實(shí)際系統(tǒng)建立前根據(jù)微型機(jī)床結(jié)構(gòu)特點(diǎn)來評(píng)價(jià)其靜態(tài)和動(dòng)態(tài)特性的方法，通過選擇合適的主軸轉(zhuǎn)速來減小機(jī)床振動(dòng)。上述文獻(xiàn)針對(duì)機(jī)床動(dòng)態(tài)特性開展了廣泛研究，但未考慮到不同切削參數(shù)下，各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值不同，引起的機(jī)床響應(yīng)也不相同。此外，正弦掃頻信號(hào)與實(shí)際切削力相差甚遠(yuǎn)，不能反映切削過程的實(shí)際情況。

鑒于數(shù)控機(jī)床強(qiáng)迫振動(dòng)的響應(yīng)與激振力頻率成分有關(guān)，基于實(shí)際切削過程中的動(dòng)態(tài)切削力建立了動(dòng)態(tài)激振力模型。在檢驗(yàn)機(jī)床動(dòng)態(tài)特性時(shí)，通過分頻段激勵(lì)來分析不同頻段下刀具和工件末端的相對(duì)振動(dòng)?？紤]到工件材料和切削參數(shù)不同時(shí)，各頻率成分對(duì)應(yīng)的刀具切削力幅值會(huì)有所差別，機(jī)床的動(dòng)態(tài)響應(yīng)也會(huì)不同，擬研究不同工件材料和切削參數(shù)下刀具的動(dòng)態(tài)切削力和不同機(jī)床的動(dòng)態(tài)特性，并以此判斷機(jī)床在各個(gè)頻段的動(dòng)態(tài)特性，比較在相同動(dòng)態(tài)力作用下不同機(jī)床的動(dòng)態(tài)特性，以期為機(jī)床設(shè)計(jì)提供參考，為機(jī)床出廠前的動(dòng)態(tài)特性評(píng)價(jià)提供指導(dǎo)。

1 切削力分析及動(dòng)態(tài)激振力模型建立

1.1 切削力理論模型

根據(jù)Wang的研究［11］，螺旋立銑刀微元刀刃對(duì)工件的切削力為：

式中：tx為每齒進(jìn)給量，dh為微元刀刃厚度，θ為刀具初始切削角度，kts、krs、kas分別為剪切力切向、徑向、軸向切削系數(shù)，ktp、krp、kap分別為犁切力切向、徑向、軸向切削系數(shù)，這些系數(shù)與刀具的材料特性相關(guān)，由試驗(yàn)確定。

對(duì)式（1）積分，得到單齒總切削力為：

式中：p1和p2分別為單位剪切力和單位犁切力，q1和q2分別為剪切力與犁切力切削系數(shù)矩陣，φ為刀具旋轉(zhuǎn)角，α為刀具螺旋角，β為切削點(diǎn)到起切點(diǎn)的周向包角，da為切削深度，z為窗函數(shù)，R為刀具半徑。

假設(shè)立銑刀有N個(gè)齒，則其總切削力為：

式中：F為多齒總切削力，fk為第k個(gè)齒的切削力，βp為齒間角。

1.2 切削試驗(yàn)及參數(shù)識(shí)別

上述切削力模型中的參數(shù)需通過切削試驗(yàn)來識(shí)別。切削試驗(yàn)中，試件材料為6061鋁合金和45號(hào)鋼。切削參數(shù)如下：切削深度為1，2，3 mm；每齒進(jìn)給量為0.05，0.10，0.15 mm；轉(zhuǎn)速為500，750，1 000 r/min；切削寬度為0.5R，1.0R，1.5R，2R。4種切削寬度下的切削幾何模型如圖1所示，圖中wc表示切削寬度。

切削試驗(yàn)中，選用的刀具為株洲鉆石切削刀具股份有限公司生產(chǎn)的通用硬質(zhì)合金立銑刀GM-4ED20.0，其直徑為20 mm，螺旋角為45°；選用的數(shù)控機(jī)床為立式銑床哈挺VMC600Ⅱ；切削力信號(hào)通過Kistler公司生產(chǎn)的9257b測(cè)力平臺(tái)以及配套的電荷放大器、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)（含DynoWare 數(shù)據(jù)分析軟件）采集，其中壓電傳感器在X、Y、Z三個(gè)方向的靈敏度分別為-7.826，-7.823，-3.769 pC/N，量程為-5 ～5 kN。切削試驗(yàn)平臺(tái)如圖2所示，基于選取的切削參數(shù)進(jìn)行切削試驗(yàn)并采集切削力。

圖1 4種切削寬度下的切削幾何模型Fig.1 Cutting geometry models with four cutting widths

圖2 切削試驗(yàn)平臺(tái)Fig.2 Cutting test platform

根據(jù)平均切削力系數(shù)模型［12］和切削力試驗(yàn)數(shù)據(jù)，用最小二乘法識(shí)別并確定立銑刀切削力系數(shù)kts、krs、kas、ktp、krp、kap，結(jié)果如表1所示。

表1 立銑刀切削力系數(shù)Table 1 Cutting force coefficients of vertical milling單位：N/mm2

基于切削力理論模型計(jì)算不同切削參數(shù)下的動(dòng)態(tài)切削力，并與切削力試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示，結(jié)果顯示兩者吻合度較高。

圖3 動(dòng)態(tài)切削力理論值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.3 Comparison between theoretical values and experimental values of cutting force

圖3顯示動(dòng)態(tài)切削力呈周期性變化，因周期函數(shù)可以用傅里葉級(jí)數(shù)展開，故將動(dòng)態(tài)切削力展開成余弦級(jí)數(shù)形式并分析不同切削參數(shù)下切削力的主要頻率成分。切削力的余弦級(jí)數(shù)形式可表示為：

式中：an為第n個(gè)頻率的系數(shù)，a0為常數(shù)項(xiàng)系數(shù)，a為刀具角速度。

1.3 切削力頻率成分分析

當(dāng)轉(zhuǎn)速相同時(shí)，不同切削條件下切削力有相同的頻率成分，但同一頻率對(duì)應(yīng)的切削力幅值不同。為了確定各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值與切削參數(shù)的關(guān)系，比較不同切削寬度、每齒進(jìn)給量下各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值。當(dāng)切削深度為3 mm，轉(zhuǎn)速為500 r/min，試件材料為6061鋁合金時(shí)，4種切削寬度下X、Y、Z方向切削力的頻率成分及對(duì)應(yīng)的幅值分別如圖4至圖6所示。

圖4 X方向切削力的頻率成分及對(duì)應(yīng)的幅值Fig.4 Frequency component and corresponding amplitude of cutting force in X direction

圖5 Y方向切削力的頻率成分及對(duì)應(yīng)的幅值Fig.5 Frequency component and corresponding amplitude of cutting force in Y direction

圖6 Z方向切削力的頻率成分及對(duì)應(yīng)的幅值Fig.6 Frequency component and corresponding amplitude of cutting force in Z direction

由不同切削條件下各頻率成分對(duì)應(yīng)的X、Y、Z方向切削力幅值可知，不同切削寬度下相同頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值相差較大；在相同切削寬度下，各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值與每齒進(jìn)給量呈線性關(guān)系。

1.4 動(dòng)態(tài)激振力模型建立

根據(jù)上文的分析，可以將切削深度為3 mm，轉(zhuǎn)速為500 r/min，試件材料為6061鋁合金，相同切削寬度下的動(dòng)態(tài)切削力表示成關(guān)于每齒進(jìn)給量的函數(shù)。其余2個(gè)切削深度下各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值特征與上述情況一致，也可表示成關(guān)于每齒進(jìn)給量的函數(shù)。

當(dāng)轉(zhuǎn)速不同或試件材料不同時(shí)，動(dòng)態(tài)切削力的頻率成分不同。在上述切削力頻率成分分析的基礎(chǔ)上，分析不同轉(zhuǎn)速和不同試件材料下動(dòng)態(tài)切削力的頻率成分。當(dāng)轉(zhuǎn)速為750或1 000 r/min時(shí)，各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值特征與上述情況一致，也可表示成關(guān)于每齒進(jìn)給量的函數(shù)。同樣，在試件材料為45號(hào)鋼時(shí)，動(dòng)態(tài)切削力也可表示成關(guān)于每齒進(jìn)給量的函數(shù)。

基于上述不同切削參數(shù)下動(dòng)態(tài)切削力各頻率成分的特點(diǎn)，建立動(dòng)態(tài)激振力模型，該激振力模型以每齒進(jìn)給量為自變量，能夠表征不同試件材料、轉(zhuǎn)速、切削寬度、切削深度和每齒進(jìn)給量下的動(dòng)態(tài)切削力，如公式（5）所示。由于高頻率和切削力幅值較小時(shí)對(duì)應(yīng)的頻率對(duì)機(jī)床的影響較小，可將這部分頻率成分刪去。根據(jù)切削力是否包含該頻率成分，取系數(shù)wn=1或0。將動(dòng)態(tài)切削力作為激振力，研究機(jī)床在不同頻段切削力下的動(dòng)態(tài)特性。

式中：knt+bn為不同每齒進(jìn)給量下動(dòng)態(tài)切削力各頻率成分的系數(shù)，代表不同每齒進(jìn)給量下該頻率成分包含的能量，k0t+b0為不同每齒進(jìn)給量下動(dòng)態(tài)切削力中的靜態(tài)部分。

2 數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)特性仿真分析

2.1 數(shù)控機(jī)床有限元模型建立

為分析數(shù)控機(jī)床在不同頻段下的動(dòng)態(tài)特性以及比較不同機(jī)床動(dòng)態(tài)特性的優(yōu)劣，用ANSYS有限元分析軟件建立2臺(tái)機(jī)床的有限元模型并進(jìn)行相應(yīng)仿真分析。鑒于機(jī)床結(jié)合面的剛度和阻尼對(duì)整機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的影響較大，除了定義機(jī)床各個(gè)部件材料屬性之外，在各結(jié)合面上設(shè)置彈簧-阻尼單元［13-15］以模擬真實(shí)的接觸狀況，其剛度和阻尼根據(jù)Guo，Deng等［16-17］提出的方法確定。將絲杠和螺母簡(jiǎn)化為圓柱和圓筒，滾動(dòng)結(jié)合部用1組彈簧-阻尼單元等效，在圓周方向上，彈簧-阻尼單元均勻分布，數(shù)量一般為4～8個(gè)；在絲杠-螺母副軸向方向上，將螺旋滾道簡(jiǎn)化為垂直于絲杠軸線的若干個(gè)環(huán)形滾道，間距為絲杠的導(dǎo)程［18］。滾柱在導(dǎo)軌和滑塊間滾動(dòng)，形成滾動(dòng)結(jié)合面；導(dǎo)軌與機(jī)床結(jié)構(gòu)件之間通過螺栓連接；滑塊與工作臺(tái)通過螺栓連接，形成螺栓連接結(jié)合面，在各個(gè)結(jié)合面間設(shè)置彈簧-阻尼單元。滾動(dòng)體在內(nèi)、外圈間滾動(dòng)，形成滾動(dòng)結(jié)合面。在數(shù)控機(jī)床有限元模型中，將整根軸承簡(jiǎn)化為1組彈簧-阻尼單元。對(duì)于螺栓連接結(jié)合面，以床身和立柱之間的固定結(jié)合面為例，將螺栓簡(jiǎn)化為彈簧-阻尼單元。2 臺(tái)數(shù)控機(jī)床的有限元模型如圖7所示。

2.2 數(shù)控機(jī)床末端振動(dòng)瞬態(tài)分析

圖7 數(shù)控機(jī)床有限元模型Fig.7 Finite element model of NC machine tool

由上述分析可知當(dāng)切削參數(shù)變化時(shí)，各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值也會(huì)發(fā)生變化，因此通過分頻段激勵(lì)來研究切削參數(shù)對(duì)數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)特性的影響?；谵D(zhuǎn)速為500 r/min、切削寬度為0.5R、切削深度為3 mm時(shí)的動(dòng)態(tài)激振力模型，將切削力頻率成分劃分為低頻（0～50.1 Hz）、中頻（50.2～100.2 Hz）和高頻（100.3～150.3 Hz）三個(gè)頻段，在刀具和工件上分別施加大小相等、方向相反的動(dòng)態(tài)激振力以進(jìn)行仿真分析，通過提取刀具和工件間的相對(duì)位移，分別計(jì)算不同頻段下機(jī)床末端X、Y、Z方向的動(dòng)剛度，并比較不同機(jī)床在受到相同激振力時(shí)的動(dòng)態(tài)特性。

圖8 所示為不同頻段下機(jī)床末端X方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線。其中，圖8（a）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床1末端的X方向動(dòng)剛度，圖8（b）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床2末端的X方向動(dòng)剛度，圖8（c）為切削45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床1末端的X方向動(dòng)剛度，圖8（d）為在切削45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床2末端的X方向動(dòng)剛度。

圖8 機(jī)床末端X方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線Fig.8 Relation curve of X-direction dynamic stiffness at the end of machine tool and feed per tooth

從圖8可以看出：2臺(tái)機(jī)床在低頻段下X方向動(dòng)剛度較小，說明機(jī)床在低頻段下X方向動(dòng)態(tài)特性較差；在切削同一材料試件時(shí)，機(jī)床2 在低頻段下X方向動(dòng)剛度略大于機(jī)床1（中、高頻段下機(jī)床末端的振動(dòng)位移很小，可忽略），表明在低頻段下機(jī)床2的X方向動(dòng)態(tài)特性更好；切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床在低頻段下X方向動(dòng)剛度要大于切削45號(hào)鋼時(shí)，表明2臺(tái)機(jī)床在切削鋁合金時(shí)X方向動(dòng)態(tài)特性較優(yōu)。

圖9 所示為不同頻段下機(jī)床末端Y方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線。其中，圖9（a）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床1末端的Y方向動(dòng)剛度，圖9（b）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床2末端的Y方向動(dòng)剛度，圖9（c）為切削45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床1末端的Y方向動(dòng)剛度，圖9（d）為切削45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床2末端的Y方向動(dòng)剛度。

圖9 機(jī)床末端Y方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線Fig.9 Relation curve of Y-direction dynamic stiffness at the end of machine tool and feed per tooth

從圖9可以看出：在切削鋁合金時(shí)，2臺(tái)機(jī)床在低頻段下Y方向動(dòng)剛度較小，說明此時(shí)機(jī)床在低頻段下Y方向動(dòng)態(tài)特性較差；在切削45 號(hào)鋼時(shí)，2 臺(tái)機(jī)床在低、中頻段下Y方向動(dòng)剛度較小，說明此時(shí)機(jī)床在低、中頻段下Y方向動(dòng)態(tài)特性較差；在切削同一材料試件時(shí)，機(jī)床2的Y方向動(dòng)剛度小于機(jī)床1，說明機(jī)床1在Y方向的動(dòng)態(tài)特性更優(yōu)；切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床的Y方向動(dòng)剛度大于切削45號(hào)鋼時(shí)，表明2臺(tái)機(jī)床在切削鋁合金時(shí)Y方向動(dòng)態(tài)特性較優(yōu)。

圖10所示為不同頻段下機(jī)床末端Z方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線。其中，圖10（a）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床1末端的Z方向動(dòng)剛度，圖10（b）為切削6061鋁合金時(shí)機(jī)床2末端的Z方向動(dòng)剛度，圖10（c）為切削45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床1末端的Z方向動(dòng)剛度，圖10（d）為切削45 號(hào)鋼時(shí)機(jī)床2 末端的Z方向動(dòng)剛度。

從圖10可以看出：在切削不同材料試件時(shí)，機(jī)床在低頻段和中頻段下Z方向動(dòng)剛度較小，說明機(jī)床在低、中頻段下Z方向動(dòng)態(tài)特性較差；在切削相同材料試件時(shí)，機(jī)床2的Z方向動(dòng)剛度小于機(jī)床1，說明機(jī)床1的Z方向動(dòng)態(tài)特性較優(yōu)；在切削6061鋁合金和45號(hào)鋼時(shí)機(jī)床的Z方向動(dòng)剛度差別不大，表明切削不同材料試件時(shí)機(jī)床Z方向動(dòng)態(tài)特性相差不大。

3 激振試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 激振試驗(yàn)

為驗(yàn)證上述有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)2臺(tái)機(jī)床進(jìn)行激振試驗(yàn)，激振試驗(yàn)臺(tái)如圖11所示，通過采集機(jī)床末端的相對(duì)振動(dòng)位移來計(jì)算其相對(duì)動(dòng)剛度。選用寶應(yīng)縣寶飛振動(dòng)儀器廠生產(chǎn)的DJ-20非接觸式激振器進(jìn)行激振，其最大激振力為20 N，工作頻率范圍為1～500 Hz，激振力波形失真度小于5%；用電容傳感器采集機(jī)床末端的相對(duì)振動(dòng)位移；在刀桿靠近主軸端處貼應(yīng)變片以采集刀桿受到的激振力?；诓杉脑囼?yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算機(jī)床在各個(gè)頻段下X、Y、Z方向動(dòng)剛度，并與有限元分析結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果如表2至表5所示。

圖10 機(jī)床末端Z方向動(dòng)剛度與每齒進(jìn)給量的關(guān)系曲線Fig.10 Relation curve of Z-direction dynamic stiffness at the end of machine tool and feed per tooth

圖11 激振試驗(yàn)臺(tái)Fig.11 Excitation test bench

表2 機(jī)床1切削6061鋁合金時(shí)的動(dòng)剛度Table 2 Dynamic stiffness of machine tool 1 during cutting 6061 aluminum alloy

表3 機(jī)床2切削6061鋁合金時(shí)的動(dòng)剛度Table 3 Dynamic stiffness of machine tool 2 during cutting 6061 aluminum alloy

表4 機(jī)床1切削45號(hào)鋼時(shí)的動(dòng)剛度Table 4 Dynamic stiffness of machine tool 1 during cutting 45# steel

表5 機(jī)床2切削45號(hào)鋼時(shí)的動(dòng)剛度Table 5 Dynamic stiffness of machine tool 2 during cutting 45# steel

由表中數(shù)據(jù)可知，激振試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果的相對(duì)誤差不大，驗(yàn)證了機(jī)床動(dòng)態(tài)特性有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.2 激振試驗(yàn)結(jié)果與掃頻分析結(jié)果比較

正弦掃頻分析用于研究單個(gè)頻率激勵(lì)下機(jī)床的動(dòng)態(tài)特性，當(dāng)激振頻率等于固有頻率時(shí)，機(jī)床的振動(dòng)較大。然而機(jī)床在實(shí)際切削時(shí)會(huì)同時(shí)受到多個(gè)頻率的激勵(lì)，且各個(gè)頻率對(duì)應(yīng)的切削力幅值不同，此時(shí)機(jī)床為非線性系統(tǒng)，不能將各個(gè)頻率激勵(lì)下的振動(dòng)位移簡(jiǎn)單疊加。由上文可知不同切削參數(shù)和試件材料下，切削力的主要頻率成分以及各頻率成分對(duì)應(yīng)的切削力幅值不同，機(jī)床在復(fù)雜多變切削力作用下的動(dòng)態(tài)特性不能用正弦掃頻這樣單一的信號(hào)來分析。

正弦掃頻信號(hào)作用下機(jī)床1末端的振動(dòng)頻譜如圖12 所示，圖中峰值對(duì)應(yīng)的固有頻率分別為30.5，44.5，62.1 Hz。分頻段切削力作用下機(jī)床1末端的振動(dòng)頻譜如圖13所示。

對(duì)比正弦掃頻響應(yīng)結(jié)果與切削力激振作用下的振動(dòng)頻譜可知，后者更能準(zhǔn)確地反映機(jī)床振動(dòng)的頻域信息。結(jié)合機(jī)床各個(gè)方向的模態(tài)，可找到振動(dòng)最大的部位，這可為機(jī)床動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化提供參考。

4 結(jié) 論

圖12 正弦掃頻信號(hào)作用下機(jī)床1末端的振動(dòng)頻譜Fig.12 Frequency spectrum of vibration at the end of machine tool 1 under the action of harmonic sweep signal

1）提出了一種數(shù)控機(jī)床動(dòng)態(tài)特性評(píng)價(jià)方法，該方法能夠準(zhǔn)確判斷數(shù)控機(jī)床在不同切削力作用下的動(dòng)態(tài)特性。

2）切削參數(shù)和試件材料會(huì)影響切削力的頻率成分及對(duì)應(yīng)的幅值；通過分頻段激勵(lì)，可以檢驗(yàn)機(jī)床在各頻段切削力作用下的動(dòng)態(tài)特性。

3）通過搭建激振試驗(yàn)平臺(tái)，用真實(shí)的切削力對(duì)機(jī)床進(jìn)行激振，驗(yàn)證了有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

4）通過分析機(jī)床末端相對(duì)振動(dòng)的頻域信號(hào)，結(jié)合機(jī)床各個(gè)方向上的模態(tài)，可以找出機(jī)床在切削力作用下的主要振動(dòng)部位，這可為機(jī)床動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化提供參考。

圖13 分頻段切削力作用下機(jī)床1末端的振動(dòng)頻譜Fig.13 Frequency spectrum of vibration at the end of machine tool 1 under the action of variable sub-band cutting force