趙玉龍，李瑩雪，,費(fèi)繼友，秦亞飛，李秀源

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 西安，710049)(2.大連交通大學(xué)動(dòng)車運(yùn)用與維護(hù)工程學(xué)院 大連，116028)

?專家論壇?

固定式三向銑削測(cè)力儀的研究*

趙玉龍1，李瑩雪1，2,費(fèi)繼友2，秦亞飛1，李秀源1

(1.西安交通大學(xué)機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 西安，710049)(2.大連交通大學(xué)動(dòng)車運(yùn)用與維護(hù)工程學(xué)院 大連，116028)

由于銑刀在銑削過程中切削位置不同，固定型銑削測(cè)力儀將產(chǎn)生輸出誤差。為降低銑削位置變化對(duì)傳感器輸出的影響，研制了一種四豎直敏感梁結(jié)構(gòu)的應(yīng)變型固定式三維銑削測(cè)力儀。研究表明,當(dāng)銑削位置范圍限定時(shí)，該測(cè)力儀可以將輸出信號(hào)誤差維持在可用范圍，并分別進(jìn)行了靜態(tài)力測(cè)量和動(dòng)態(tài)銑削實(shí)驗(yàn)。在靜態(tài)力測(cè)量實(shí)驗(yàn)中，在70 mm×70 mm×15 mm工件上，傳感器解耦偏差不大于5.58%；在動(dòng)態(tài)切削實(shí)驗(yàn)中，使用相同加工參數(shù)在不同位置處銑削，傳感器測(cè)得的銑削力峰峰值最大相差3.73%。對(duì)該銑削測(cè)力儀的研究為解決豎直方向高剛度的應(yīng)變型固定式銑削力傳感器的解耦問題提供了新的思路和參考。

固定式三向銑削測(cè)力儀；應(yīng)變式傳感器；豎直彈性梁；偏心受力；偏心受力解耦

引 言

銑削力是判斷刀具狀態(tài)、預(yù)測(cè)加工質(zhì)量、改進(jìn)刀具設(shè)計(jì)參數(shù)和優(yōu)化加工工藝等重要依據(jù)[1-4]，對(duì)銑削力的測(cè)量一直是智能裝備領(lǐng)域的核心研究課題之一。應(yīng)變型固定式銑削測(cè)力儀因其相對(duì)低廉的成本和易于維護(hù)的簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)成為銑削力測(cè)量的重要手段之一[5]。固定式銑削力傳感器使用時(shí)安裝在銑臺(tái)上，工件固定在傳感器頂板上。固定式測(cè)力儀上的受力點(diǎn)會(huì)隨銑刀的加工位置不斷變化，當(dāng)銑削力的作用點(diǎn)不與傳感器頂板中心重合時(shí)，測(cè)力儀的敏感梁可能會(huì)發(fā)生附加變形，傳感器的輸出信號(hào)與中心受力時(shí)相比可能發(fā)生變化，這為求解傳感器統(tǒng)一的解耦矩陣帶來了問題。

由三向測(cè)力儀的解耦矩陣可知，當(dāng)受力點(diǎn)變化時(shí)，測(cè)量電路中主測(cè)量分量的輸出變化和交叉耦合分量的變化是影響傳感器解耦精度的兩個(gè)主要因素。黃震等[6]在對(duì)高頻響銑削測(cè)力儀的解耦研究中發(fā)現(xiàn)，如不引入與受力點(diǎn)位置相關(guān)的力矩標(biāo)定矩陣，在10 mm×4 mm×4 mm工件上，傳感器的三向測(cè)量誤差分別達(dá)到8% ～ 9%,20% ～ 35%和60% ～ 90%。文獻(xiàn)[7]發(fā)現(xiàn)在裝夾16方外圓車刀時(shí)，由于車刀刀尖相對(duì)于刀柄中心的偏移量的不同(最大偏移約為12 mm)，使垂直式八角環(huán)結(jié)構(gòu)三維車削測(cè)力儀的對(duì)稱梁間的交叉耦合輸出分量最大相差3.18%。許林云等[8]在對(duì)平行式八角環(huán)三向測(cè)力傳感器的研究中，通過改變貼片位置，降低力Fz在以Fx為主測(cè)量分量測(cè)量電路中的輸出，使受力點(diǎn)沿x和y方向移動(dòng)時(shí)，交叉耦合不大于7.76%。袁哲俊等[9]設(shè)計(jì)的四直筋式銑削測(cè)力儀利用應(yīng)變片串聯(lián)補(bǔ)償方法，將受力點(diǎn)移動(dòng)引起的主測(cè)量分量和交叉耦合分量的變化進(jìn)行了抵消。筆者[10]也利用相似的方法對(duì)十字梁結(jié)構(gòu)銑削力傳感器進(jìn)行了解耦測(cè)量，使靜態(tài)力解耦偏差不大于4.87%。以上對(duì)固定式測(cè)力儀的解耦研究，目前僅有水平直梁結(jié)構(gòu)的測(cè)力儀設(shè)計(jì)來降低受力點(diǎn)的三維位置移動(dòng)的影響，但該傳感器豎直方向剛度較低，對(duì)提高動(dòng)態(tài)性能不利。筆者對(duì)豎直方向剛度較大的測(cè)力儀、降低受力點(diǎn)位移效應(yīng)的解耦方法作為研究重點(diǎn)進(jìn)行測(cè)力儀設(shè)計(jì)。

筆者提出的豎直梁固定式三向銑削測(cè)力儀不需額外的受力點(diǎn)位置識(shí)別補(bǔ)償算法，僅憑解耦矩陣可在35 mm×35 mm×15 mm的偏移范圍內(nèi)，將主測(cè)量分量的輸出誤差限制在不大于4.98%、交叉耦合分量的輸出誤差限制在不大于3.69%的范圍內(nèi)。這既符合機(jī)床測(cè)力傳感器的靜態(tài)標(biāo)定要求(力加載點(diǎn)位置偏移時(shí)，主測(cè)量分量輸出變化不大于5%，交叉耦合分量輸出變化不大于10%)[11]，又為研制具有高剛度的并聯(lián)式敏感梁結(jié)構(gòu)銑削力傳感器打下基礎(chǔ)。

1 傳感器偏心力解耦原理分析

設(shè)計(jì)的三向豎直梁固定式銑削測(cè)力儀的彈性體結(jié)構(gòu)和測(cè)量電路如圖1所示。測(cè)量電路全部使用惠斯通半橋電路，R為應(yīng)變片初始阻值；R0為定值電阻值；測(cè)量電路X,Y和Z的主測(cè)量分量分別為Fx,Fy和Fz。采用敏感梁局部坐標(biāo)系進(jìn)行應(yīng)變分析，以各梁的縱向軸線為x軸，以該軸線與底座的交點(diǎn)作為原點(diǎn)。xL為局部坐標(biāo)系中的坐標(biāo)變量，應(yīng)變片1 ～ 16分別沿軸向粘貼在xL= 0或xL=l處，應(yīng)變片17 ～ 32兩兩垂直，分別粘貼在xL=l/2附近。

圖1 固定式銑削力傳感器示意圖Fig.1 Diagrams of fixed milling force sensor

將固定式銑削測(cè)力儀的載物平臺(tái)和工件視作剛體，當(dāng)敏感梁質(zhì)量相對(duì)較小時(shí)，根據(jù)力的平移定理，施加的偏心外力可以等效為通過該剛體底面中心點(diǎn)的外力與一個(gè)附加力偶之和，此力偶矩等于該原始偏心外力對(duì)該中心之矩。以該中心受力時(shí)傳感器的輸出信號(hào)為基準(zhǔn)，當(dāng)傳感器在大小和方向相同的非中心外力作用下，欲保持輸出信號(hào)不變，比較前后兩者輸入的區(qū)別，測(cè)力儀在附加力偶單獨(dú)作用下的輸出信號(hào)需盡量減少，理想狀態(tài)下為零。如表1所示，將該附加力偶分解到直角坐標(biāo)系上，分別對(duì)傳感器在單一力偶矩分量作用下的輸出信號(hào)進(jìn)行討論。

表1 附加力偶的矢量分解Tab.1 Vector decomposition of additional moments

1.1 Mxy或Myx作用下的傳感器輸出

當(dāng)Mxy或Myx施加在剛體底面中心所在xy平面時(shí)，敏感梁變形如圖2(a)所示。傳感器單個(gè)敏感梁上的表面軸向應(yīng)變?yōu)?/p>

(1)

其中：b，h和l分別為敏感梁的寬度、厚度和長(zhǎng)度；L為傳感器中心臺(tái)面邊長(zhǎng)的一半；E為材料的彈性模量；i為敏感梁A～D的編號(hào)；Mxy可替換為Myx。

圖2 彈性梁在偏心力作用下的變形Fig.2 Deformations of elastic beams under eccentric forces

將xL帶入式(1)，傳感器測(cè)量電路的輸出為

UX(Mxy)=UY(Mxy)=UZ(Mxy)=0

(2)

其中：U為測(cè)量電路的輸出電壓。

可見，Mxy和Myx對(duì)傳感器輸出端的影響可以通過惠斯通電橋電路消除。當(dāng)Mxy和Myx作用于傳感器時(shí)，對(duì)測(cè)量電路的輸出基本沒有影響。

1.2 Myz或Mzy作用下的傳感器輸出

當(dāng)Myz或Mzy施加在剛體底面中心yz平面時(shí)，敏感梁的變形如圖2(b)所示。各敏感梁側(cè)壁軸線上的軸向應(yīng)變?yōu)?/p>

(3)

其中：Mzy可替換為Myz。

將xL的值帶入式(3)，傳感器測(cè)量電路輸出電壓為

(4)

由式(4)可知，Mzy或Myz對(duì)測(cè)量電路X和Z基本無影響，但對(duì)測(cè)量電路Y的影響無法完全通過惠斯通電橋電路消除。

y向附加力偶分量作用的情況與x向力偶作用近似，通過以上分析，將傳感器非中心受力與中心受力時(shí)輸出相比較，非中心受力對(duì)測(cè)力儀的輸出影響如表2所示。其中:Y代表有影響;N代表無影響。

表2 非上板底面中心點(diǎn)受力對(duì)傳感器輸出的影響Tab.2 The influence of eccentric force on sensor output

1.3 敏感梁尺寸優(yōu)化對(duì)傳感器輸出的影響

除了表2列出的27種偏心力作用的情況下，仍有4種情況下傳感器的輸出信號(hào)受到受力點(diǎn)位置移動(dòng)的影響，但這部分誤差可以通過尺寸優(yōu)化降低。以傳感器上板中心受力的輸出電壓為基準(zhǔn)，受力點(diǎn)沿x或y方向移動(dòng)時(shí)，測(cè)量電路X或Y在Fz的作用下的輸出誤差EX(Fz)或EY(Fz)用式(5)表示

(5)

其中：UY(Fy)為Fy作用于剛體底面中心時(shí)測(cè)量電路Y的輸出；Ly為力的作用點(diǎn)到該中心的y向距離；EY，Ly和UY(Fy)可以被EX，Lx和UX(Fx)代替。

當(dāng)受力點(diǎn)沿z方向移動(dòng)時(shí)，測(cè)量電路X或Y的輸出誤差EX(Fx)或EY(Fy)可表示為

(6)

其中：Lz為力的作用點(diǎn)到傳感器上板底面中心點(diǎn)的z向距離；載物臺(tái)z向厚度記為L(zhǎng)z’；EX(Fx)和EY(Fy)的表達(dá)式相同。

由式(5)和式(6)可知，以上輸出誤差都與Q成正比，傳感器的尺寸優(yōu)化使用其中一項(xiàng)作為目標(biāo)函數(shù)即可，此處選用EX(Fz)。由于需要滿足5b≤l和5h≤l，考慮到對(duì)貼片操作空間的要求，取l=50 mm，則b≤10 mm，h≤10 mm，取L=50 mm，傳感器上板厚度為10 mm，此時(shí)Ly=35 mm。在保持彈性梁橫截面面積基本不變的前提下，選取5對(duì)(b，h)計(jì)算EX(Fz)，如圖3所示。使用ANSYS軟件對(duì)敏感區(qū)應(yīng)變進(jìn)行仿真，利用應(yīng)變量與輸出電壓的線性關(guān)系計(jì)算EX(Fz)。當(dāng)施力點(diǎn)位于Lx=Ly= 50 mm時(shí)，仿真結(jié)果如圖3所示。

圖3 Fz在測(cè)量電路X中引起的信號(hào)輸出誤差Fig.3 The output errors of measuring circuit X under Fz

如圖3所示，當(dāng)b=10 mm，h=5 mm時(shí)，EX(Fz)較小(理論計(jì)算結(jié)果為1.43%，仿真結(jié)果為1.55%)，且受傳感器上板厚度等其他因素的影響最小。因此，選用該尺寸制作傳感器敏感梁，會(huì)將4種無法完全消除的力作用點(diǎn)的偏心影響降到最低。

2 傳感器靜態(tài)受力實(shí)驗(yàn)

2.1 傳感器的制作

如圖4所示，傳感器上板尺寸為100mm×100mm×10mm，豎直梁尺寸為5mm×10mm×50 mm，材質(zhì)為17-4PH不銹鋼，選用蚌埠天光傳感器公司生產(chǎn)的1 kΩ單柵半導(dǎo)體應(yīng)變片貼裝，并在應(yīng)變片表面敷以硅膠進(jìn)行保護(hù)。

圖4 四豎直梁傳感器實(shí)物圖Fig.4 A photograph of the sensor with four vertical beams

2.2 傳感器靜態(tài)力標(biāo)定實(shí)驗(yàn)

使用80 mm×80 mm×15 mm工件，選擇傳感器載物臺(tái)面及工件表面上的6個(gè)位置點(diǎn)分別進(jìn)行力的加載實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)環(huán)境如圖5所示。使用深圳三思UTM6104電子萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)施加靜態(tài)力，使用美國(guó)福祿克8846A臺(tái)式數(shù)字萬用表對(duì)測(cè)量電路的電壓輸出進(jìn)行測(cè)量，使用臺(tái)灣固緯GPS-3303C穩(wěn)壓電源對(duì)測(cè)量電路提供5 V直流供電。為更準(zhǔn)確地測(cè)量傳感器的輸出值，使用美國(guó)德州儀器INA128芯片分別對(duì)輸出信號(hào)進(jìn)行放大，測(cè)量電路X，Y和Z的放大倍數(shù)約為99，99和209。

圖5 傳感器靜態(tài)力受力實(shí)驗(yàn)Fig.5 Sensor static force loading test

利用ANSYS軟件估算靜態(tài)力的施力范圍，在工件角點(diǎn)上施加三軸向分量分別為60 N的外力時(shí)，工件水平和豎直方向上的最大位移為19.60 μm。因此，靜態(tài)力施加范圍為0 ～ 60 N，加載的單向靜態(tài)力的大小先線性增加，再線性減少，變化步長(zhǎng)為6 N，力保載時(shí)間為25 s，每個(gè)位置點(diǎn)進(jìn)行3次實(shí)驗(yàn)，以3次測(cè)量得到的數(shù)據(jù)平均值進(jìn)行計(jì)算。

2.2.1 傳感器的偏心輸出誤差

(p=2,3,…,6;Fi′=6,12,…,60)

(7)

其中：ΔU為輸出電壓和無加載時(shí)相比的變化量；p為施力點(diǎn)的位置；i=X則i′=x;i=Y則i′=y;i=Z則i′=z。

如圖6所示，當(dāng)外力作用點(diǎn)在距傳感器上板面中心35 mm×35 mm×15 mm的空間范圍內(nèi)移動(dòng)時(shí)，傳感器測(cè)量電路主測(cè)量分量的輸出變化不超過4.98%，交叉干擾分量輸出變化不大于3.69%。參考現(xiàn)階段對(duì)固定式三維銑削力傳感器的解耦研究，當(dāng)受力點(diǎn)位置變化時(shí)，四直筋式測(cè)力儀交叉干擾不超過4%[9]，十字梁銑削力傳感器輸出信號(hào)偏差最大不超過5.60%[10]。因此，優(yōu)化尺寸后的豎直梁固定式銑削力傳感器在抑制銑削位置變化對(duì)輸出信號(hào)產(chǎn)生的影響上具有一定的實(shí)用價(jià)值。

2.2.2 傳感器的靜態(tài)解耦誤差

利用最小二乘法將所有測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，得到傳感器的解耦矩陣如式(8)所示，輸出電壓?jiǎn)挝粸閙V。將在相同受力位置、受相同大小的單向力作用時(shí)的傳感器三路輸出電壓分別相加，作為UX，UY和UZ，使用式(8)進(jìn)行矩陣解耦。將力分量數(shù)值與萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)施加的標(biāo)準(zhǔn)靜態(tài)力比較，誤差如圖7所示，最大解耦誤差不超過5.58%。

(8)

圖6 靜態(tài)受力情況下的測(cè)量電路輸出誤差Fig.6 Errors of measuring circuits under static forces

圖7 傳感器受力位置點(diǎn)1～6處的解耦誤差Fig.7 Sensor decoupling errors for force applied points 1～6

由于基于時(shí)域的銑削力刀具磨損判別方法多通過觀察切削力平均值的相對(duì)增長(zhǎng)趨勢(shì)實(shí)現(xiàn)，且當(dāng)?shù)毒叱霈F(xiàn)磨損時(shí)，平均銑削力增長(zhǎng)速度極快。例如，在微銑削力加工中，當(dāng)直徑為2 mm、銑刀磨損約0.04mm時(shí)，F(xiàn)x和Fy分別增長(zhǎng)約3.18和3.25倍[12]。因此，筆者研發(fā)的豎直梁固定式銑削力傳感器在解算精度上基本可以滿足銑削過程在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的要求。另外，若將解耦矩陣使用軟件算法進(jìn)行優(yōu)化，得到的測(cè)力儀解耦誤差可能更小，這里不再進(jìn)一步討論。

3 傳感器銑削實(shí)驗(yàn)

3.1 傳感器動(dòng)態(tài)解耦矩陣的確定

圖8 傳感器彈性梁中點(diǎn)的位移頻響曲線Fig.8 The frequency response curves of the displacement of the elastic beam midpoint

測(cè)量時(shí)，在傳感器上夾持80 mm×80 mm×15 mm的45號(hào)鋼質(zhì)工件，使用美國(guó)PCB 086E80力錘分別沿水平和豎直方向敲擊工件，將PCB 356A66壓電型加速度計(jì)分別粘貼在傳感器彈性梁側(cè)表面的中點(diǎn)和軸線上端點(diǎn)處，通過德國(guó)西門子SCADAS305移動(dòng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對(duì)力和加速度信號(hào)進(jìn)行采集和處理。圖8為在梁中點(diǎn)處測(cè)得的三向位移頻響曲線。在梁端點(diǎn)測(cè)得的頻響曲線與該圖相似，這里不再繪出。如圖8所示，傳感器的一階共振頻率約為429 Hz。當(dāng)銑削激勵(lì)信號(hào)遠(yuǎn)小于共振頻率時(shí)，忽略壓電型傳感器低頻測(cè)量的誤差，測(cè)得的加速度計(jì)位移幅頻特性曲線均小于1，且相頻特性曲線與0 Hz時(shí)基本一致。當(dāng)使用靜態(tài)力標(biāo)定矩陣替代動(dòng)態(tài)力標(biāo)定矩陣對(duì)銑削數(shù)據(jù)進(jìn)行解耦時(shí)，幾乎不影響求解出的力分量間的相對(duì)比例關(guān)系。在不考慮工件質(zhì)量變化的情況下，由于測(cè)量結(jié)果是通過振動(dòng)系統(tǒng)間接得到的，傳感器實(shí)際所受銑削力將與該解耦結(jié)果近似呈線性關(guān)系。

3.2 傳感器銑削實(shí)驗(yàn)

銑削實(shí)驗(yàn)環(huán)境如圖9(a)所示，選用直徑d0為16 mm的三刃高速鋼立銑刀以順銑方式沿x方向進(jìn)行切削。傳感器電壓輸出使用美國(guó)泰克MSO4104示波器進(jìn)行記錄，采樣頻率不小于10 kHz，所得信號(hào)經(jīng)過400 Hz低通濾波器濾波。圖9(b)中①～④為實(shí)驗(yàn)中的切除部分，銑削出的臺(tái)階貫穿整個(gè)工件。4組實(shí)驗(yàn)銑削參數(shù)如表3所示。其中，實(shí)驗(yàn)1與實(shí)驗(yàn)2,3和4的銑削參數(shù)相同，但加工位置不同。編輯加工步驟時(shí)，盡量保證實(shí)驗(yàn)1和實(shí)驗(yàn)2，3和4間的工件質(zhì)量相差較小。

圖9 傳感器銑削實(shí)驗(yàn)Fig.9 Sensor milling experiment

使用式(8)的解耦矩陣求解被測(cè)力，實(shí)驗(yàn)1和3的銑削力時(shí)域波形和Fx的頻譜圖如圖10所示。刀刃產(chǎn)生的激勵(lì)信號(hào)的頻率可以從圖中讀出，由于實(shí)驗(yàn)2與實(shí)驗(yàn)1波形近似，實(shí)驗(yàn)4與實(shí)驗(yàn)3波形近似，其余圖形不再一一列出。以各組實(shí)驗(yàn)中進(jìn)入穩(wěn)定銑削狀態(tài)下的數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，將主軸旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的峰峰值平均，計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表3 銑削實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Milling parameters in experiments

圖10 銑削力時(shí)域和頻域圖Fig.10 Milling forces in both time and frequency domain

表4 銑削實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.4 The results of milling experiment

根據(jù)高速鋼銑刀銑削碳鋼的經(jīng)驗(yàn)公式[13]，F(xiàn)x與Fy的比值約在2～2.57(0.8/0.4～0.9/0.35)之間，F(xiàn)x與Fz的比值約在1～1.2(0.8/0.8～0.9/0.75)之間。根據(jù)表4的測(cè)量數(shù)據(jù)，F(xiàn)x/Fy和Fx/Fz的計(jì)算結(jié)果如表5所示。解耦得到的銑削力分量間的比值與理論值基本相符，證明了解耦方法的正確性。

根據(jù)表4，將實(shí)驗(yàn)1與實(shí)驗(yàn)2，3，4的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。分別以實(shí)驗(yàn)1和3的數(shù)據(jù)作為基準(zhǔn)，傳感器在不同銑削位置處測(cè)得的力分量的差值如表6所示。以中心點(diǎn)為基準(zhǔn)，在水平等效相距24 mm或豎直相距10.75 mm的不同位置處切削，傳感器測(cè)得數(shù)據(jù)的最大偏差為3.73%。這再次證明了當(dāng)偏心外力作用在工件上時(shí)，筆者提出的豎直梁結(jié)構(gòu)三維銑削測(cè)力儀可以減弱其對(duì)輸出信號(hào)的影響。

表5 銑削力分量測(cè)量值比值Tab.5 The ratio of measured milling force components

表6 不同銑削位置間的測(cè)量量差值Tab.6 Output differences between milling positions

4 結(jié)束語

設(shè)計(jì)了一種應(yīng)變型固定式豎直梁結(jié)構(gòu)三向銑削測(cè)力儀，可以有效抑制由于銑削過程中受力點(diǎn)的偏移對(duì)傳感器輸出信號(hào)造成的影響。從理論上闡明了當(dāng)受力點(diǎn)在一定空間范圍內(nèi)移動(dòng)時(shí)，測(cè)力儀通過應(yīng)變片串聯(lián)可以直接消除大部分情況下的輸出信號(hào)變化，通過尺寸優(yōu)化可以將其余情況下的輸出變化維持在可用范圍內(nèi)。利用靜態(tài)力測(cè)量實(shí)驗(yàn)和動(dòng)態(tài)銑削實(shí)驗(yàn)分別驗(yàn)證了傳感器設(shè)計(jì)的可行性。靜態(tài)施力實(shí)驗(yàn)中，當(dāng)受力點(diǎn)維持在距傳感器載物臺(tái)面中心35 mm×35 mm×15 mm范圍內(nèi)時(shí)，傳感器最大解耦偏差為5.58%。在工件上水平等效相距24 mm或豎直相距10.75 mm的不同位置處切削，傳感器的銑削力信號(hào)峰峰值最大相差3.73%。本研究為解決豎直方向高剛度的應(yīng)變型固定式銑削測(cè)力儀的解耦問題提供了新的思路和參考。

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* 國(guó)家杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51325503)

2016-12-13

TP212

趙玉龍，男，1968年3月生，教授、博士生導(dǎo)師?，F(xiàn)為長(zhǎng)江學(xué)者特聘教授、科技部中青年科技創(chuàng)新領(lǐng)軍人才、國(guó)家自然基金委杰出青年基金、國(guó)務(wù)院特殊津貼專家、國(guó)家“百千萬人才”和國(guó)家中青年突出貢獻(xiàn)專家。主要研究方向?yàn)镸EMS技術(shù)、傳感器技術(shù)及微納制造領(lǐng)域基礎(chǔ)理論和工程應(yīng)用。曾發(fā)表《A novel high temperature pressure sensor on the basis of SOI layers》(《Sensors and Actuator,A Physical》2003,Vol.108)等論文。 E-mail：zhaoyulong@mail.xjtu.edu.cn