李晨旭，王西彬，顏 培，馮呂晨，程明輝，焦 黎，解麗靜，劉志兵

(1. 北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院, 北京 100081；2. 先進(jìn)加工技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室(北京理工大學(xué)), 北京 100081)

大型鋁合金構(gòu)件廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域，由于其幾何尺寸和材料去除量龐大，傳統(tǒng)數(shù)控機(jī)床往往無法滿足其加工需求. 工業(yè)機(jī)器人具有加工區(qū)域大、靈活性高、制造成本低等優(yōu)勢(shì)，正被逐步用于大型鋁合金構(gòu)件整體制造領(lǐng)域，特別是在大型構(gòu)件的預(yù)加工和粗加工方面[1-4].

然而，工業(yè)機(jī)器人的系統(tǒng)剛度遠(yuǎn)低于數(shù)控機(jī)床，切削加工中容易在切削力的激勵(lì)作用下發(fā)生顫振，降低加工精度甚至嚴(yán)重?fù)p壞加工設(shè)備[5]. 為改善機(jī)器人切削加工性能，提高加工質(zhì)量，諸多學(xué)者就機(jī)器人切削顫振產(chǎn)生機(jī)理及顫振抑制[6-7]、機(jī)器人位姿與走刀軌跡優(yōu)化[8-9]、切削參數(shù)優(yōu)化[10-11]、誤差補(bǔ)償[12]、新工藝[13-14]等方面展開了大量的研究， 但是已發(fā)表文獻(xiàn)中卻鮮有涉及提高機(jī)器人切削加工效率的研究，當(dāng)前普遍的做法是適當(dāng)減小切削深度和每齒進(jìn)給量的同時(shí)增大主軸轉(zhuǎn)速[4,11]. 限于高速電主軸的設(shè)計(jì)制造困難，采用這種方法提高加工效率的成本較高且提升空間有限，難以滿足材料去除體積比高的大型鋁合金構(gòu)件高效加工的要求.

行星復(fù)合銑削方法(銑-銑復(fù)合加工方法)是由王西彬教授[15]提出的一種通過驅(qū)動(dòng)多把立銑刀同時(shí)高速行星轉(zhuǎn)動(dòng)將面銑和端銑復(fù)合，實(shí)現(xiàn)難加工材料高效切削的新方法. 研究表明，相對(duì)于傳統(tǒng)面銑加工，行星復(fù)合銑削方法切削力小，加工質(zhì)量好，刀具整體壽命長(zhǎng)，利于斷屑. 從切削機(jī)理上分析，行星復(fù)合銑削切削力大幅降低是由于立銑刀螺旋角改善了實(shí)際有效前角[16].

然而，上述研究工作并未對(duì)加工效率展開深入討論，且僅對(duì)比分析了傳統(tǒng)數(shù)控機(jī)床上行星復(fù)合銑削與傳統(tǒng)面銑加工的切削性能差異. 行星復(fù)合銑削方法是否同樣適用于大型鋁合金構(gòu)件整體加工，以及相對(duì)于同樣采用立銑刀的機(jī)器人端銑，是否仍然具有突出優(yōu)勢(shì)，均有待驗(yàn)證. 鑒于機(jī)器人銑削加工中多采用端銑加工方式，且工業(yè)機(jī)器人和傳統(tǒng)機(jī)床之間的動(dòng)力學(xué)特性存在顯著差異，即使采取相同的工藝，切削性能也往往不同[17]. 因此，本文在之前研究的基礎(chǔ)上進(jìn)一步開展實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證行星復(fù)合銑削方法在機(jī)器人切削加工中的優(yōu)勢(shì)與可行性.

1 機(jī)器人行星復(fù)合銑削原理

1.1 機(jī)器人行星復(fù)合銑削系統(tǒng)

機(jī)器人行星復(fù)合銑削是指采用機(jī)器人行星復(fù)合銑削工具系統(tǒng)進(jìn)行材料去除的加工方法. 如圖1所示，該系統(tǒng)的硬件部分主要包括工業(yè)機(jī)器人和作為末端執(zhí)行器的行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭[18]，還包括電氣控制單元和冷卻系統(tǒng)(如工業(yè)冷水機(jī))等[19]. 行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭主要由中心公轉(zhuǎn)伺服電機(jī)、電機(jī)支座、支撐外殼、高速電主軸及立銑刀等部件組成，并通過連接法蘭與工業(yè)機(jī)器人末端連接.

圖1 機(jī)器人行星復(fù)合銑削工具系統(tǒng)組成

當(dāng)使用機(jī)器人行星復(fù)合銑削工具系統(tǒng)進(jìn)行切削加工時(shí)，首先調(diào)整機(jī)器人位姿，使其靠近待加工表面，然后啟動(dòng)行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭并給定公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速和自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速，最后操控機(jī)器人按照給定切削深度和走刀路徑實(shí)現(xiàn)材料的切削去除. 在原有設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，結(jié)合機(jī)器人服役環(huán)境與接口形式，對(duì)行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，其基本工作原理如圖2所示.

圖2 行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭的工作原理

以四銑刀結(jié)構(gòu)為例，4個(gè)高速電主軸圓周均布固定在刀盤上，4把立銑刀分別安裝在高速電主軸上. 給定公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速，中心公轉(zhuǎn)伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)刀盤實(shí)現(xiàn)公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，高速電主軸則分別驅(qū)動(dòng)對(duì)應(yīng)立銑刀實(shí)現(xiàn)自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)動(dòng).

相對(duì)于采用單個(gè)高速電主軸的機(jī)器人端銑，行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭通過自身機(jī)構(gòu)提供的冗余自由度實(shí)現(xiàn)行星復(fù)合銑削，不會(huì)因?yàn)檎加霉I(yè)機(jī)器人的自由度而影響其靈活性，并且多把立銑刀有序參與切削加工，顯著提高了材料去除效率. 同時(shí)，當(dāng)行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭采用左旋立銑刀和右旋立銑刀相間均勻布置的結(jié)構(gòu)且徑向切削寬度足夠大時(shí)，同一時(shí)刻參與材料切削的相鄰兩把立銑刀的切削分力因?yàn)榉较蛳喾炊嗷サ窒?，機(jī)器人末端所受到的合外力減輕，一定程度上減小了機(jī)器人末端的力致變形，有利于提高機(jī)器人銑削加工精度[15].

1.2 刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡建模

刀尖軌跡是切削加工中的重要特征之一，也是進(jìn)行切削機(jī)理分析的基礎(chǔ). 根據(jù)機(jī)器人端銑和機(jī)器人行星復(fù)合銑削的運(yùn)動(dòng)特征，在工件坐標(biāo)系XOY中做出兩種銑削方式沿任意路徑OO′進(jìn)給時(shí)，任意刀齒數(shù)和任意刀具數(shù)的通用刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡模型如圖3所示，以常用的右旋立銑刀為例，機(jī)器人端銑加工(如圖3(a))的刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡參數(shù)方程為：

η=2π(i-1)/Z.

式中：r為立銑刀半徑(mm)，ns為主軸轉(zhuǎn)速(r/min)，t為切削時(shí)間(min)，Z為刀齒數(shù)量，i為刀齒序號(hào)(1≤i≤Z)，η為第i個(gè)刀齒與第1個(gè)刀齒間的圓心角(rad)，fx(t)、fy(t)為進(jìn)給路徑函數(shù)y=f(x)在t時(shí)刻的坐標(biāo)分量.

(a)機(jī)器人端銑 (b)機(jī)器人行星復(fù)合銑削

同理，如圖3(b)所示，當(dāng)機(jī)器人行星復(fù)合銑削同樣采用右旋立銑刀時(shí)，其通用刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡參數(shù)方程為：

φ=2π(k-1)/NT.

式中：R為立銑刀公轉(zhuǎn)半徑(mm)，nr為立銑刀公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速(r/min)，NT為立銑刀數(shù)量，k為立銑刀序號(hào)(1≤k≤NT)，φ為第k把立銑刀與第1把立銑刀間的圓心角(rad)，px(t)、py(t)為進(jìn)給路徑函數(shù)y=p(x)在t時(shí)刻的坐標(biāo)分量.

以直線進(jìn)給為例，進(jìn)一步比較機(jī)器人端銑與機(jī)器人行星復(fù)合銑削的刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡特征. 當(dāng)兩種銑削方式均沿工件坐標(biāo)系XOY的X軸勻速進(jìn)給時(shí)，上述刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡方程中的進(jìn)給分量分別為:

fx(t)=fzZnst，

px(t)=fpNTnrt，

fy(t)=py(t)=0.

式中：fz為機(jī)器人端銑每齒進(jìn)給量，fp為機(jī)器人行星復(fù)合銑削每刀進(jìn)給量，即立銑刀公轉(zhuǎn)一周沿進(jìn)給方向移動(dòng)的距離.

每齒進(jìn)給量是進(jìn)行銑削力與表面形貌分析和工藝參數(shù)制定的重要參數(shù). 根據(jù)單位時(shí)間內(nèi)立銑刀的總進(jìn)給量等于立銑刀軸心所經(jīng)過的路徑長(zhǎng)度，推導(dǎo)得到機(jī)器人行星復(fù)合銑削加工沿直線進(jìn)給時(shí)，銑刀的實(shí)際每齒進(jìn)給量為

式中：T為公轉(zhuǎn)周期(min)，T=1/nr；km為轉(zhuǎn)速比，表示銑刀自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速與公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速的比值，即km=ns/nr.

因此，當(dāng)行星復(fù)合銑削動(dòng)力頭結(jié)構(gòu)與立銑刀型號(hào)確定時(shí)，刀齒數(shù)Z、公轉(zhuǎn)半徑R和刀具數(shù)量NT隨之確定，立銑刀實(shí)際每齒進(jìn)給量fe是刀盤每轉(zhuǎn)進(jìn)給量fp、自轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速ns和公轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速nr的函數(shù)，表示為

fe=F(ns,nr,fp).

根據(jù)以上分析畫出機(jī)器人端銑中第i個(gè)刀尖和機(jī)器人行星復(fù)合銑削中第k把刀上第i個(gè)刀尖的運(yùn)動(dòng)軌跡，如圖4所示，為了清晰對(duì)比，對(duì)細(xì)節(jié)部分進(jìn)行了適當(dāng)?shù)姆糯?

(a)機(jī)器人端銑

(b)機(jī)器人行星復(fù)合銑削

機(jī)器人端銑多采用單軸形式的高速電主軸作為末端執(zhí)行器，因僅能裝夾一把刀具，所以每個(gè)刀尖點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)軌跡都是沿著進(jìn)給方向分布的余擺線，相鄰刀尖點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)軌跡存在固定的相位差，如圖4(a)所示. 機(jī)器人行星復(fù)合銑削中，刀具繞其軸心自轉(zhuǎn)的同時(shí)圍繞刀盤軸心公轉(zhuǎn)，因此刀尖點(diǎn)運(yùn)動(dòng)軌跡是沿著刀具軸心運(yùn)動(dòng)軌跡均勻分布的余擺線，如圖4(b)所示，而不同刀具軸心運(yùn)動(dòng)軌跡的差別僅在于初始相位角的不同. 因此，從刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡的角度而言，機(jī)器人行星復(fù)合銑削相當(dāng)于多個(gè)間隔固定相位角的擺線銑削的有序組合.

2 機(jī)器人銑削對(duì)比實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

工藝研究是進(jìn)行新技術(shù)開發(fā)與設(shè)備研制的重要基礎(chǔ)，為探究機(jī)器人行星復(fù)合銑削與機(jī)器人端銑在實(shí)際加工效率、切削力和加工質(zhì)量等方面的差異，同時(shí)為行星復(fù)合動(dòng)力頭的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供工藝數(shù)據(jù)支持，搭建了機(jī)器人銑削加工實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，如圖5所示. 其中FANUC工業(yè)機(jī)器人的型號(hào)為M-20iA/35MT，額定負(fù)載35 kg，重復(fù)定位精度為±0.03 mm；末端電主軸額定功率3.5 kW，最高轉(zhuǎn)速為18 000 r/min. 工業(yè)機(jī)器人和工作臺(tái)底部采用地腳螺栓固定，Kistler平板測(cè)力儀固定在工作臺(tái)上，用于實(shí)時(shí)采集銑削過程中工件受到的切削力. 設(shè)置機(jī)器人用戶坐標(biāo)系與測(cè)力儀坐標(biāo)系相同.

實(shí)驗(yàn)所用的刀具均為2刃Φ10 mm無涂層硬質(zhì)合金立銑刀，螺旋角為50°. 工件材料為鋁合金，牌號(hào)為2024，其主要化學(xué)成分如表1所示[20]. Al-2024因具有較高的強(qiáng)度和良好的切削性能等特點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域. 為避免機(jī)器人空間位姿突變引起系統(tǒng)剛度變化影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果，工件尺寸設(shè)計(jì)為100 mm×65 mm×20 mm，并假設(shè)機(jī)器人位姿剛度在較小空間范圍內(nèi)恒定[21].

圖5 機(jī)器人銑削實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

表1 鋁合金2024主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

2.2 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)方案采用單因素對(duì)比實(shí)驗(yàn)，除銑削方式不同外的其他實(shí)驗(yàn)條件均應(yīng)盡可能保持一致. 為避免機(jī)器人模態(tài)耦合效應(yīng)的影響，將主軸轉(zhuǎn)速設(shè)置為10 000 r/min[22]，其余實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表2所示，表中符號(hào)的含義與1.2小節(jié)一致，切削方式均為順銑.

表2 單因素銑削實(shí)驗(yàn)工藝參數(shù)

當(dāng)采用以上實(shí)驗(yàn)參數(shù)時(shí)，同一時(shí)刻僅有單個(gè)切削刃參與機(jī)器人端銑或單把立銑刀參與機(jī)器人行星復(fù)合銑削. 因此本文借鑒文獻(xiàn)[16]中的做法，采用單把立銑刀沿余擺線軌跡進(jìn)給的方式等效模擬機(jī)器人行星復(fù)合銑削4把銑刀時(shí)的實(shí)際加工狀態(tài). 為全面對(duì)比，同時(shí)考慮機(jī)器人端銑沿不同方向進(jìn)給時(shí)的情況. 實(shí)驗(yàn)走刀軌跡規(guī)劃方案如圖6所示，(a)為機(jī)器人行星復(fù)合銑削單把立銑刀的走刀軌跡，(b)和(c)分別為沿X和Y方向進(jìn)給時(shí)機(jī)器人端銑的走刀軌跡. 記錄去除每層材料的時(shí)間，并實(shí)時(shí)采集切削力.

圖6 走刀軌跡設(shè)計(jì)

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 銑削力對(duì)比

采用低通FFT濾波法去除銑削力信號(hào)中的低頻噪聲后，機(jī)器人行星復(fù)合銑削和X或Y方向機(jī)器人端銑的切削力信號(hào)分別如圖7～9所示，兩種機(jī)器人銑削方式的三向切削分力均呈現(xiàn)明顯周期性.

圖7 機(jī)器人行星復(fù)合銑削切削力

圖8 X方向機(jī)器人端銑切削力

圖9 Y方向機(jī)器人端銑切削力

從最大銑削力分量幅值的角度對(duì)比分析，兩種銑削方式中，機(jī)器人行星復(fù)合銑削的最大切削力分量Fx幅值最小，其次是沿X方向進(jìn)給的機(jī)器人端銑切削力分量Fy，沿Y方向進(jìn)給的機(jī)器人端銑切削力分量Fx幅值最大. 但兩種銑削方式的最大切削力分量的波谷值相差并不大，均為-30 ～-40 N(負(fù)號(hào)僅表示瞬時(shí)切削力方向不同).

機(jī)器人行星復(fù)合銑削中切削力分量Fx與Fy幅值相近，而X或Y方向機(jī)器人端銑切削力分量Fx與Fy幅值差異較大，主要原因是不同的走刀軌跡和進(jìn)給方向?qū)е轮髑邢髁Ψ较蚺c測(cè)力儀坐標(biāo)軸之間夾角不同.

振幅大小能夠反映切削力在對(duì)應(yīng)頻率的強(qiáng)弱，截取兩種銑削方式平穩(wěn)切削時(shí)的切削力信號(hào)，并分別對(duì)其進(jìn)行FFT變換(快速傅里葉變換)，結(jié)果見圖10～12. 由于實(shí)驗(yàn)中的主軸轉(zhuǎn)速均為10 000 r/min，對(duì)應(yīng)的主軸轉(zhuǎn)動(dòng)頻率約為166.67 Hz，刀齒通過頻率約為333.33 Hz.

圖10 機(jī)器人行星復(fù)合銑削切削力FFT變換

圖11 X方向機(jī)器人端銑切削力FFT變換

圖12 Y方向機(jī)器人端銑切削力FFT變換

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，兩種銑削方式的切削力均具有相似的頻譜結(jié)構(gòu)，各切削力分量的能量主要集中分布在中低頻分量，并以主軸轉(zhuǎn)動(dòng)頻率和刀齒通過頻率占優(yōu)，譜峰值均出現(xiàn)在對(duì)應(yīng)最大切削力分量的頻譜曲線中. 機(jī)器人行星復(fù)合銑削最大切削力分量的譜峰值最小，其次是Y方向機(jī)器人端銑，X方向機(jī)器人普通銑削最大切削力分量譜峰值最大.

刀具軸向跳動(dòng)是影響被加工表面加工質(zhì)量的重要因素，軸向切削力的強(qiáng)弱能夠側(cè)面反映軸向跳動(dòng)量的大小. 根據(jù)兩種銑削方式的頻譜圖，機(jī)器人行星復(fù)合銑削的軸向切削力分量Fz的譜峰值最小，其次是X方向機(jī)器人端銑，Y方向機(jī)器人端銑的Fz的譜峰值最大. 可以預(yù)見這種趨勢(shì)也會(huì)同樣體現(xiàn)在已加工表面的表面質(zhì)量上.

3.2 加工效率與表面粗糙度

從立銑刀切入工件的瞬間開始計(jì)時(shí)，到完成每層材料去除的切出瞬間停止計(jì)時(shí)，計(jì)算5次重復(fù)實(shí)驗(yàn)的平均時(shí)間，結(jié)果如圖13所示.

由于實(shí)驗(yàn)中采用單把立銑刀等效模擬機(jī)器人行星復(fù)合銑削中4把立銑刀的實(shí)際加工狀態(tài)，所以實(shí)驗(yàn)測(cè)得的平均每層材料去除時(shí)間(435 s)是采用真實(shí)機(jī)器人行星復(fù)合銑削時(shí)長(zhǎng)的4倍，這里取處理后的數(shù)據(jù)作為最終材料去除時(shí)間. 機(jī)器人行星復(fù)合銑削與機(jī)器人端銑平均去除每層材料所用的時(shí)間分別為108.75、138.25和158.75 s，相對(duì)于X和Y方向機(jī)器人端銑，機(jī)器人行星復(fù)合銑削的加工效率分別提升了21.34%和31.50%. 由于機(jī)器人端銑中沿Y方向進(jìn)給時(shí)的走刀空行程數(shù)比沿X方向進(jìn)給時(shí)的更多，所以沿Y方向進(jìn)給的每層材料去除時(shí)間也更長(zhǎng).

圖13 去除每層材料所用切削時(shí)間與表面粗糙度對(duì)比

以表面粗糙度作為標(biāo)準(zhǔn)衡量已加工表面的表面質(zhì)量，均勻選取試件已加工表面上的5個(gè)樣點(diǎn)，重復(fù)測(cè)量3次每個(gè)樣點(diǎn)處的表面粗糙度值，并計(jì)算平均值作為該試件已加工表面的最終表面粗糙度值，如圖13所示.

機(jī)器人行星復(fù)合銑削中已加工表面的表面粗糙度值最小，其次是X方向機(jī)器人端銑，Y方向機(jī)器人端銑表面粗糙度最大，這與3.1小節(jié)中的分析結(jié)果相同. 相對(duì)于X和Y方向機(jī)器人端銑，機(jī)器人行星復(fù)合銑削已加工表面的表面粗糙度分別降低了33.33%和47.37%.

4 結(jié) 論

1)本文提出一種應(yīng)用于大型鋁合金構(gòu)件高效銑削加工的機(jī)器人行星復(fù)合銑削工具系統(tǒng)，建立了理論模型，比較了機(jī)器人行星復(fù)合銑削與機(jī)器人端銑的刀尖運(yùn)動(dòng)軌跡特征，發(fā)現(xiàn)機(jī)器人行星復(fù)合銑削相當(dāng)于多個(gè)間隔固定相位角的擺線銑削的有序組合.

2)機(jī)器人銑削對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，相對(duì)于單把立銑刀的X和Y方向機(jī)器人端銑，采用4把立銑刀結(jié)構(gòu)的機(jī)器人行星復(fù)合銑削的最大切削力分量幅值和軸向切削力分量譜峰值更小，加工效率分別提升了21.34%和31.50%，同時(shí)表面粗糙度值分別降低了33.33%和47.37%，證明了機(jī)器人行星復(fù)合銑削能夠在提高銑削加工效率的同時(shí)改善加工質(zhì)量.

3)相對(duì)于機(jī)器人端銑加工，機(jī)器人行星復(fù)合銑削的切削力優(yōu)勢(shì)能夠有效抑制機(jī)械臂的變形和軸向跳動(dòng)對(duì)加工質(zhì)量的影響，從而為提高大型鋁合金構(gòu)件機(jī)器人銑削的加工質(zhì)量提供可靠保證. 同時(shí),其加工效率的優(yōu)勢(shì)為切削參數(shù)提供了更大的選擇范圍，使其能夠在不降低加工效率的前提下，通過調(diào)整工藝參數(shù)提高加工穩(wěn)定性和加工質(zhì)量，從而為實(shí)現(xiàn)大型鋁合金構(gòu)件高效機(jī)器人銑削提供了新方案.