第一篇：《弦振動實驗報告》

弦振動的研究

一、實驗目的 1、觀察固定均勻弦振動共振干涉形成駐波時的波形，加深駐波的認識。

2、了解固定弦振動固有頻率與弦線的線密ρ、弦長 L 和弦的張力Τ的關系，并進行測量。

二、實驗儀器

弦線，電子天平，滑輪及支架，砝碼，電振音叉，米尺

三、實驗 原理

為了研究問題的方便，認為波動是從 A點發出的，沿弦線朝Ｂ端方向傳播，稱為入射波，再由Ｂ端反射沿弦線朝Ａ端傳播，稱為反射波。入射波與反射波在同一條弦線上沿相反方向傳播時將相互干涉，移動劈尖Ｂ到適合位置．弦線上的波就形成駐波。這時，弦線上的波被分成幾段形成波節和波腹。駐波形成如圖（2）所示。

設圖中的兩列波是沿 X 軸相向方向傳播的振幅相等、頻率相同振動方向一致的簡諧波。向右傳播的用細實線表示，向左傳播的用細虛線表示，它們的合成駐波用粗實線表示。由圖可見，兩個波腹間的距離都是等于半個波長，這可從波動方程推導出來。

下面用簡諧波表達式對駐波進行定量描述。設沿 X 軸正方向傳播的波為入射波，沿 X 軸負方向傳播的波為反射波，取它們振動位相始終相同的點作坐標原點 “O”，且在 X＝0 處，振動質點向上達最大位移時開始計時，則它們的波動方程圖（2）

分別為：

Y 1 ＝Acos2?(ft－x/ ?)Y 2 ＝Acos[2?(ft＋x/λ)+ ?] 式中 A 為簡諧波的振幅，f 為頻率，?為波長，X 為弦線上質點的坐標位置。兩波疊加后的合成波為駐波，其方程為：

Y 1

＋Y 2 ＝2Acos[2?（x/ ?）+?/2]Acos2?ft

① 由此可見，入射波與反射波合成后，弦上各點都在以同一頻率作簡諧振動，它們的振幅為｜2A cos[2?（x/ ?）+?/2] |，與時間無關 t，只與質點的位置 x 有關。

由于波節處振幅為零，即：｜cos[2?（x/ ?）+?/2] |＝0 2?（x/ ?）+?/2＝(2k+1)? / 2

(k=0.2.3.…)

可得波節的位置為：

x＝k? /2

② 而相鄰兩波節之間的距離為：

x k ＋ 1 －x k ＝(k＋1)?/2－k? / 2＝? / 2

③ 又因為波腹處的質點振幅為最大，即

｜cos[2?（x/ ?）+?/2] |

=1 2?（x/ ?）+?/2 ＝k?

(k=0.1.2.3.? ?)

可得波腹的位置為：

x＝(2k-1)?/4

④ 這樣相鄰的波腹間的距離也是半個波長。因此，在駐波實驗中，只要測得相鄰兩波節或相鄰兩波腹間的距離，就能確定該波的波長。

在本實驗中，由于固定弦的兩端是由劈尖支撐的，故兩端點稱為波節，所以，只有當弦線的兩個固定端之間的距離（弦長）等于半波長的整數倍時，才能形成駐波，這就是均勻弦振動產生駐波的條件，其數學表達式為：

L＝n? / 2

(n=1.2.3.…)由此可得沿弦線傳播的橫波波長為：

?＝2L / n

⑤ 式中 n 為弦線上駐波的段數，即半波數。

根據波速、頻率及波長的普遍關系式：V＝?f，將⑤式代入可得弦線上橫波的傳播速度：

V＝2Lf/n

⑥ 另一方面，根據波動理論，弦線上橫波的傳播速度為：

V＝(T/ρ)1/2

⑦ 式中 T 為弦線中的張力，ρ 為弦線單位長度的質量，即線密度。

再由⑥⑦式可得

f =（T/ρ）

1/2（n/2L）

得

T＝ρ /(n/2Lf)2

即

ρ＝T(n/2Lf)2

(n=1.2.3.…)

⑧ 由⑧式可知，當給定 T、ρ、L，頻率 f 只有滿足以上公式關系，且積儲相應能量時才能在弦線上有駐波形成。

四、實驗內容

1、測定弦線的線密度：用米尺測量弦線長度，用電子天平測量弦線質量，記錄數據 2、測定 11 個砝碼的質量，記錄數據 3、組裝儀器

4、調節電振音叉頻率，弦線長度和砝碼數量得到多段駐波，用米尺測量駐波長度，記錄頻率，砝碼質量，波數，波長。（靠近振動端的第一個駐波不完整，要從第二個駐波開始測量波長）

五、數據 記錄 及處理

1、弦線密度測定 弦線總長：2.00m

總質量：0.383g

σ=0.383/2.00=0.1915

g/m 2、砝碼質量測定：

蘭州 g=9.793m/s2 編號 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

質量/g 10.015 10.016 9.988 10.020 10.009 10.000 10.013 10.006 10.018 10.018 4.997

波數 波長 L/cm 張力 T/N 頻率 f/Hz 砝碼 m/g 9 17.30 0.049 45.04 4.997 8 17.38 0.049 48.17 4.997 7 16.13 0.049 49.26 4.997 6 20.31 0.098 43.70 10.015 5 23.16 0.098 16.51 10.015 4 30.60 0.196 53.21 20.031 3 41.44 0.343 54.81 35.022 2 69.50 0.980 50.00 100.093 T/N 0.049 0.049 0.049 0.098 0.098 0.196 0.343 0.980 v/m/s 0.506 0.506 0.506 0.715 0.715 1.012 1.338 2．262

lgT/N-1.309-1.309-1.309-1.009-1.009-0.708-0.465-0.009 lgv/m/s-0.296-0.296-0.296-0.146-0.146 0.005 0.126 0.354

六、實驗分析

本實驗結果基本符合經驗公式，但還存在誤差，分析有以下原因 ：

1、未等掛在弦線上的砝碼穩定就開始測量。

2、未等形成的駐波穩定就開始記錄數據。

3、用米尺測量時讀數不夠精確。

七、實驗問題 1、.如果要確定 v 與σ的關系，實驗應如何安排?

答：應準備材質不同的弦線，在頻率 f 和張力 T 一定的情況下，出現不同數量的駐波，測量對應波長 L，V=2Lf，作出σ—V 圖像。σ作為 V 的冪函數令σ=AV，兩邊取對數得 lgσ=lgA+BlgV 作 lgσ—lgV 圖像求 A,B.若 B=V,A=T 則公式推導正確。

2、弦振動時，使 N（波數）為偶數，將音叉轉 90°后，觀察現象，并說明原因。

答：旋轉音叉 90°波數變為 N/2。原因是音叉帶動的弦線由原來的左右擺動變成了前后擺動，形成的都是橫波，原來左右振動一個周期形成兩個波，旋轉 90°之后前后振動一個周期只形成了一個波，此時，電振音叉的振動頻率不變，但是弦線的振動頻率變為了原來的一半，所以波數減半。

第二篇：2013--振動實驗-實驗報告說明

《振動實驗》課程實驗報告明細

一、實驗報告：

1、簡諧振動幅值與頻率的測量

2、振動系統固有頻率的測定（李薩如圖）

3、正弦掃頻法測簡支梁的固有頻率

4、懸臂梁固有頻率及振型測定/ 二自由度系統固有頻率及振型測量（二選一）

5、主動隔振實驗

6、被動隔振實驗

7、單式吸振器吸振實驗/ 復式吸振器吸振實驗（二選一）

8、油阻尼減振實驗

9、拍振實驗

10、衰減振動測量

書寫要求：

1、實驗報告內容：

每份實驗報告都應包括：實驗名稱、目的、設備型號、原理、步驟、結果及分析、體會（可選）

2、手寫；實驗結果可以打印

3、采用統一的格式

二、振動總結報告

介紹振動的發展歷史，應用及前沿問題。可以是讀文獻寫寫感想或者對文獻綜合分析一下，加入一些自己的觀點。

再或者實驗心得，收獲，對本門課的建議。

A4紙，2頁1000字左右。

三、成績評定：

以實驗報告+ 總結報告+考慮平時出勤及動手操作等構成最終的成績！

航建學院 力學實驗中心 振動實驗室(2046)

第三篇：現代控制實驗報告二基于降維觀測器的振動車床控制

現代控制理論基礎 上機實驗報告之二

基于降維觀測器的 超精密車床振動控制

院

系：

專

業：自動化 姓

名：

班

號： 指導教師：

哈爾濱工業大學 2013年x月x日

一、工程背景介紹

在實驗一中針對亞微米超精密車床的振動控制系統，我們采用全狀態反饋法設計了控制規律。但是在工程實踐中，傳感器一般只能測量基座和床身的位移信號，不能測量它們的速度及加速度信號，所以后兩個狀態變量不能獲得，換句話說全狀態反饋很難真正實現。

為了解決這個問題，本實驗設計一個降維（2維）狀態觀測器，用來解決狀態變量 x2、x3的估計問題，從而真正實現全狀態反饋控制。

二、實驗目的

通過本次上機實驗，使同學們熟練掌握： 1.降維狀態觀測器的概念及設計原理； 2.線性系統分離原理的內涵；

3.進一步熟悉極點配置及狀態反饋控制律的設計過程； 4.MATLAB 語言的應用。

三、性能指標

閉環系統漸近穩定；降維觀測器漸近穩定。

四、給定的實際參數

某一亞微米超精密車床隔振系統的各個參數為：

k0?1200N/m,ke?980N/A,m?120kg,c?0.2,R?300?,L?0.95H

五、車床振動系統的開環狀態空間模型

開環系統的狀態空間表達式為：

?1??0??x10??x1??0???????x???0?u?x?001??2????2?????x???x3????3???3157.9?10.5?315.8?????8.6???? ??x1???y??100??x??2?????x3???

六、降維觀測器方程的推導

構造2維降維狀態觀測器如下： ?z??(A22?LA12)z?[(A22?LA12)?(A21?LA11)]y?(B2?LB1)u ???x?Q1y?Q2(z?Ly)0?1??0，B1?[0]，A?22?????3157.9???10.5?315.8??其中，A12?[10]，A21??11?[0]，A?1??00??l1??0?????B2???，Q1??0?，Q2??10?，L??l?

?8.6?2???????010????設降維觀測器的理想幾點為?120,?80，則理想特征方程為

f*(?)?(??80)(??120)??2?200??9600

降維觀測器特征方程為

f(?)?det[?I?(A22?LA12)]??2?(315.8?l1)??(315.8l1?l2?10.5)

令f*(?)?f(?)，得到

??115.8? L????46159? 得到2維降維狀態觀測器為

?1??116?32700??0??z?z?y????46170?316???9233700???8.6?u???????? ?00??1??????116?y?x??10?z?????????01???46159???

七、基于降維觀測器的狀態反饋控制率設計

??1??2?根據性能指標?p?e?100%?5%，解得??0.69。

根據性能指標ts?4???0.5，解得???8。留出裕量，取??0.8,?n?15，則：???12,?n1??2?9。為此得兩共軛極點s1??12?9j,s2??12?9j。取第三個極點s3??100。得出系統期望特征多項式為：

f(?)?(??12?9j)(??12?9j)(??100)??3?124?2?2625??22500

(12)設狀態反饋控制律為：

u??k1k2?x1???vk3??x ?2???x3??則閉環狀態空間表達式為：

?1??0??x1?????2?0??x??0??x???3???3157.9?8.6k1?10.5?8.6k2????x1???y??100??x??2?????x3???此時閉環系統的特征多項式為：

??x1??0???x???0?v??2????x3????315.8?8.6k3?????8.6??01

f*(?)??3??2(315.8?8.6k3)??(10.5?8.6k2)?3157.9?8.6k（13）

將式（12）與式（13）比較得：

?315.8?8.6k3?124? ?10.5?8.6k2?2625?3157.9?8.6k?225001?解得：

?k1?2249??k2?292.5 ?k??22.3?3實際狀態反饋控制率為u?Kx?v。

?

八、閉環系統的數字仿真

1.閉環系統的單位階躍響應仿真

由以上設計過程，借助Matlab畫出的系統的simulink仿真圖如圖1：

圖1 simulink仿真圖

系統的響應曲線如圖

2、圖3：

圖2 系統階躍響應曲線

圖3 系統階躍響應曲線 由仿真結果可以看出，系統的超調量為

?p?0.45%?5，%調整時間為ts?0.32s?，滿足指標要求。0.s52.閉環系統的狀態響應仿真

假設存在某一初始振動狀態：

x1(0)?3?10?5m,x2(0)??1?10?5m/s,x3(0)?2?10?5m/s2。

降維觀測器的初始狀態為：

??x2(0)?2?10?5m/s,x3(0)?1?10?5m/s2

用Matlab仿真得到系統各狀態變量變化曲線如圖４：

圖4 系統狀態響應曲線

由仿真結果可以看出降維觀測器的設計達到標準。

八、實驗結論及心得

系統的超調量為?p?0.45%?5%，調整時間為ts?0.32s?0.5s，滿足指標要求。本次的實驗讓我重溫了系統降維狀態觀測器的設計方法，加深了對狀態觀測器作用的認識。從本次的實驗結果可以看出，狀態觀測器可以很好的反映系統所不能測量的狀態，這在實際應用中有很重要的意義。

第四篇：通用振動標準

通用振動標準-按軸承振幅的評定標準

按軸承振幅的評定標準

1969年國際電工委員會(IEC)推薦了汽輪發電機組的振動標準，如表1所示（峰－峰值，μm）。原水電部規定的評定汽輪發電機組等級與IEC標準基本相符，如表2所示（峰－峰值）。

表1 IEC振動標準

轉速（r/min）1000 1500 1800 3000 3600 6000 12000

在軸承上測量 75 50 42 25 21 12 6

在軸上測量 150 100 84 50 42 25 1

2表2 振動標準

轉速（r/min）優 良 合格

1500 30 50 70

3000 20 30 50

按軸承振動烈度的評定標準

國際標準化組織ISO曾頒布了一系列振動標準，作為機器質量評定的依據。現將有關標準介紹如下：

⑴ ISO2372/1：

該標準于1974年正式頒布，適用于工作轉速為600~12000r/min，在軸承蓋上振動頻率在10~1000Hz范圍內的機器振動烈度的等級評定。它將機器分成四類：

Ⅰ類為固定的小機器或固定在整機上的小電機，功率小于15KW。

Ⅱ類為沒有專用基礎的中型機器，功率為15~75KW。剛性安裝在專用基礎上功率小于300KW的機器。

Ⅲ類為剛性或重型基礎上的大型旋轉機械，如透平發電機組。

Ⅳ類為輕型結構基礎上的大型旋轉機械，如透平發電機組。

每類機器都有A，B，C，D四個品質級。各類機器同樣的品質級所對應的振動烈度范圍是有些差別的，見表3。四個品質段的含意如下：

表3 ISO2372推薦的各類機器的振動評定標準

振動烈度分級范圍 各類機器的級別

振動烈度（mm/s）分貝（db）Ⅰ類 Ⅱ類 Ⅲ類 Ⅳ類

0.18-0.28 85-89 A A A A

0.28-0.45 89-93 A A A A

0.45-0.71 93-97 A A A A

0.71-1.12 97-101 B A A A

1.12-1.8 101-105 B B A A

1.8-2.8 105-109 C B B A

2.8-4.5 109-113 C C B B

4.5-7.1 113-117 D C C B

7.1-11.2 117-121 D D C C

11.2-18 121-125 D D D C

18-28 125-129 D D D D

28-45 129-133 D D D D

45-71 133-139 D D D D

A級：優良，振動在良好限值以下，認為振動狀態良好。

B級：合格，振動在良好限值和報警值之間，認為機組振動狀態是可接受的（合格），可長期運行。

C級：尚合格，振動在報警限值和停機限值之間，機組可短期運行，但必須加強監測并采取措施。

D級：不合格，振動超過停機限值，應立即停機。

振動烈度是以人們可感覺的門檻值0.071mm/s為起點，到71mm/s的范圍內分為15個量級，相鄰兩個烈度量級的比約為1.6，即相差4分貝。

⑵ ISO3945：

該標準為大型旋轉機械的機械振動—現場振動烈度的測量和評定。在規定評定準則時，考慮

了機器的性能，機器振動引起的應力和安全運行需要，同時也考慮了機器振動對人的影響和對周圍環境的影響以及測量儀表的特性因素。

顯然，在機器表面測得的機械振動，并不是在任何情況下都能代表關鍵零部件的實際振動應力、運動狀態或機器傳遞給周圍結構的振動力。在有特殊要求時，應測量其它參數。表4給出了功率大于300KW、轉速為600~12000轉／分大型旋轉機械的振動烈度的評定等級。

注：參考值10-5mm/s。

表4 ISO3945評定等級

振動烈度 支持類型

振動烈度（mm/s）分貝（db）剛性支承 撓性支承

0.46-0.71 93-97 良好 良好

0.71-1.12 97-101 良好 良好

1.12-1.8 101-105 良好 良好

1.8-2.8 105-109 滿意 良好

2.8-4.6 109-113 滿意 滿意

4.6-7.1 113-117 不滿意 滿意

7.1-11.2 117-121 不滿意 不滿意

11.2-18 121-125 不允許 不滿意

18-28 125-129 不允許 不允許

28-45 129-139 不允許 不允許

該標準所規定的振動烈度評定等級決定于機器系統的支承狀態，它分為剛性支承和撓性支承兩大類，相當于ISO2372中的Ⅲ與Ⅳ類。對于撓性支承，機器—支承系統的基本固有頻率低于它的工作頻率，而對于剛性支承，機器—支承系統的基本固有頻率高于它的工作頻率。

按軸振幅的評定標準

ISO7919/1《轉軸振動的測量評定—第一部分總則》于1986年正式頒布。ISO/DIS79110-

2《旋轉機器軸振動的測量與評定—第二部分：大型汽輪發電機組應用指南》于1987年制訂，它規定了50MW以上汽輪發電機組軸振動的限值，見表5和表6，分別適用于軸的相對振動與軸的絕對振動。

表中級段A，B，C的意義與前述相同。軸振動的測量應用電渦流傳感器。

表5 汽輪機發電機組軸相對振動的限值（位移峰－峰值，單位μm）

極段 轉速（r/min）

1500 1800 3000 3600

A 100 90 80 75

B 200 185 165 150

C 300 290 260 240

表6 汽輪機發電機組軸絕對振動的限值（位移峰－峰值，單位μm）

極段 轉速（r/min）

1500 1800 3000 3600

A 120 110 100 900

B 240 220 200 180

C 385 350 300 290

有關軸承座與軸振動評定標準的幾點說明：

⑴ 根據ISO2372及7919的規定，有以下兩個準則應注意

準則一：在額定轉速下整個負荷范圍內的穩定工況下運行時，各軸承座和軸振動不超過某個規定的限值。

準則二：若軸承座振動或軸振動的幅值合格，但變化量超過報警限值的25％，不論是振動變大或者變小都要報警。因振動變化大意味著機組可能有故障，特別是振動變化較大、變化較快的情況下更應注意。

⑵ 根據我國情況，功率在50MW以下的機組一般只測量軸承座振動，不要求測量軸振動。功率在200MW以上的機組要求同時測量軸承座振動和軸振動。功率大于50MW、小于200MW的機組，要求測量軸承座振動，而在有條件情況下或在新機組啟動及對機組故障分析時，則測量軸振動。

⑶ 軸承座振動與軸振動之間一般不存在一種固定的比例關系。這是因為兩者振動與很多因素有關，如油膜參數，軸承座剛度，基礎剛度等，一般可根據統計資料給出一個比例的變化

范圍。根據ISO資料，機組軸振動與軸承座振動的比例一般為2~6。

德國工程師協會1981年頒布了《透平機組轉軸振動測量及評價》，簡稱VDI—2059，將機組振動狀態分為良好、報警、停機三個等級，分別采用三個公式計算，轉化后得到的軸相對振動如表7所示。

表7 VDI-2059汽輪發電機組軸相對振動的限值（位移峰-峰值，單位μm）

轉速（r/min）

1500 1800 3000 3600

良好 124 113 88 80

報警 232 212 164 150

停機 341 311 241 220

第五篇：超聲振動磨削技術、

超聲振動精密磨削技術的發展

1、引言

隨著科學技術的進步，金屬間化合物、工程陶瓷、石英、光學玻璃等硬脆材料以及各種增韌、增強的新型復合材料因其高硬度、耐磨損、耐高溫、化學穩定性好、耐腐蝕等優點在航空航天、國防科技、生物工程、計算機工程等尖端領域中的應用日益廣泛；但由于這些材料的脆硬特性，傳統加工方法已不能滿足對這些材料零件的精密加工要求，因此有關其精密超精密磨削加工技術便成為世界各國研究的熱點。超聲振動精密磨削技術便是順應這一需要而發展起來的技術之一。

超聲振動磨削技術的基本原理為：由超聲波發生器產生的高頻電振蕩信號（一般為16～25KHz）經超聲換能器轉換成超聲頻機械振動，超聲振動振幅由變幅桿放大后驅動工具砂輪產生相應頻率的振動，使刀具與工件之間形成周期性的切削。即工具砂輪在旋轉磨削的同時做高頻振動。

超聲加工技術的經歷了從傳統超聲波加工到旋轉超聲波加工的發展階段，旋轉式超聲加工是在傳統超聲加工的工具上疊加了一個旋轉運動。這種加工用水帶走被去除的材料并冷卻工具，不需要傳統超聲加工中的磨料懸浮液，因此，這種方法被廣泛的運用于超聲振動磨削加工中。

2、超聲振動磨削技術發展回顧

1927 年，R.W.Wood 和 A.L.Loomis 就發表了有關超聲波加工的論文，超聲加工首次提出。

1945 年L.Balamuth 就申請了關于超聲加工的專利。世紀 50～60 年代日本學者隈部淳一郎發表了許多對振動切削進行系統研究的論文，提出了振動切削理論，并成功實現了振動磨削等加工 [8]。

1960 年左右，英國 Hawell 原子能研究中心的科學家發明了新的超聲磨削復合加工方法。超聲振動磨削加工在難加工材料和高精度零件的加工方面顯示了很大的優越性。

1986 年日本學者石川健一受超聲電機橢圓振動特性啟發，首次提出了“橢圓振動 [6]

切

削方法”（elliptical vibration cutting）。世紀 90 年代初，日本神戶大學社本英二等人對超聲橢圓振動切削技術進行了深入研究，其最具代表性的研究成果是利用金剛石刀具采用雙激勵雙彎曲合成橢圓振動的方式對黑色金屬淬火不銹鋼進行精密車削，最小表面粗糙度可以達到 Ra0.0106um，不但解決了金剛石不能加工黑色金屬的難題，而且使這項技術達到了實用化階段。

20世紀50年代，在前蘇聯的影響下，我國進行了振動加工的初步應用研究工作，對超聲振動磨削機理進行了探索研究。

1976年，我國再次開展超聲加工的試驗研究和理論探索。

1983年，我國機械電子工業部科技司委托《機械工藝師》雜志社在西安召開了我國第一次“振動與切削專題討論會”。

1985 年前后機械電子工業部第 11 研究所研制成功超聲旋轉加工機，在玻璃、陶瓷、等硬脆材料的內外圓磨削等加工中取得了優異的工藝效果。

1987年北京市電加工研究所于研究成功了超硬材料超聲電火花復合拋光技術。這項發明技術是世界上首次提出并實現采用超聲頻調制電火花與超聲波復合的研磨、拋光加工技術。與純超聲波研磨、拋光相比，效率提高5倍以上，并節約了大量的金剛石磨料。

80年代后期，天津大學李天基等人在高速磨削的同時對磨頭施以超聲振動，提出了高效的超聲磨削復合加工方法，效率比傳統的超聲加工提高了6倍以上，表面質量也有了大幅提高。

90年代后，超聲振動作為一種新型的高新技術成為了科研機構和大學院校的研究熱點，3、國內外研究現狀

3.1超聲振動磨削技術 國外 研究現狀

1993年，美國堪薩斯州立大學D.Prabhakar等人提出了一種超聲旋轉加工陶瓷材料去除率的理論模型，并試驗證明了與普通磨削相同的條件下旋轉超聲加工工具具有低的切削力和相對高的材料去除率。

1996年東京大學的增澤隆久等人用超聲激振方式在結構陶瓷材料上加工出了直徑

為5μm的微孔。

1998年德國工業大學E.Uhlman、G.Spur等人在48屆CIPR年會上提出在加工表面的法向施加超聲振動，材料的去除率大大提高，并試驗證明了在提高材料去除率的同時，并不會對表層造成損傷。

1999年，德國Kaiserslautern大學的G．Warnecke指出，在磨削新型陶瓷和硬 金屬等硬脆材料時，磨削過程及結果與材料去除機理緊密相關。

美國內布拉斯加大學和內華達大學對Al2O3陶瓷材料微去除量精密超聲加工技術進行了研究。通過模擬陶瓷材料超聲加工的力學特性對材料去除機制進行分析，研究發現，低沖擊力會引起陶瓷材料結構的變化和晶粒的錯位，而高沖擊力會導致中心裂紋和凹痕。美國內布拉斯加大學還第一次分析了Al2O3陶瓷精密超聲加工的機理、過程動力學以及發展趨勢，并詳細討論了超聲技術在陶瓷加工方面的應用情況。

巴西的研究人員對石英晶體的超聲研磨技術進行了研究，發現石英晶體的材料去除率取決于晶體的晶向，研磨晶粒的尺寸影響材料去除率和表面粗糙度。研究指出，加工過程中材料產生微裂紋是材料去除的主要原因。

日本的吳勇波等人建立了超聲振動輔助磨削的實驗裝置（裝置如圖 1-4）并研究了磨削不銹鋼內孔時超聲振動對表面粗糙度和切削力的影響，研究發現，當施加 19.2KHz 超聲振動后，表面粗糙度可以減少 20％；法向力減少 65％，切向力減少 70％。

3.2超聲振動磨削技術 國內 研究現狀

國內眾多知名院校均對超聲振動加工方面進行了研究，超聲振動磨削機理的研究在這一時期取得了一系列的理論成果。

哈爾濱工業大學的吳永孝、張廣玉等人研制的超聲波振動小孔內圓磨削系統在小孔磨削提高磨削效率和加工精度等方面取得了一定的成效，但其使用的磁致伸縮換能器發熱大，需要加裝制冷裝置致使其結構復雜，且超聲電能的供應采用的是碳刷集流環的傳統供電方式。

河北工學院的李健中等人對超聲振動磨削的材料去除機理、表面創成機理、表面粗糙度等進行了一系列的研究。利用自行研制的超聲振動磨削裝置使砂輪磨削的同時作軸向超聲振動，通過試驗得知，由于高頻振動，砂輪不易堵塞，保持磨粒鋒利性，提高了

磨削效率；磨削表面形成網狀結構，加工表面質量較好。

1998 年前后兵器工業第五二研究所楊繼先、張永宏等人通過對外圓磨床的改造進行了超聲振動內圓磨削試驗研究，驗證了超聲振動內圓磨削可明顯地提高陶瓷加工效率，能有效地消除普通磨削產生的表面裂紋和崩坑的效果，提高磨削圓度。

1999年上海交通大學趙波等利用自行研制的超聲振動珩磨機床對工程陶瓷發動機缸套類零件進行了超聲振動磨削試驗研究．加工表面微裂紋大幅度減少，加工效率和加工表面質量均得糾很大提高，加工工具耐用度比普通磨削提高至少3倍。

2000 年前后，天津大學于思遠、劉殿通、李天基等人 [12] 對各種先進陶瓷小孔加工進行了系統研究，采用無冷壓電陶瓷換能器制開發了一臺陶瓷小孔超聲波磨削加工機床，在工程陶瓷小孔磨削時對磨頭施以超聲振動，提出了高效的超聲磨削復合加工方法，效率比傳統的超聲加工提高 6 倍以上，表面質量也有大幅度提高。

南京航空航天大學對硬脆金屬材料的超聲電解復合加工工藝進行了實驗研究。結果表明，該復合加工方法使加工速度、精度及表面質量較單一加工工藝有顯著改善

東北大學龐楠研究了新型陶瓷材料的超聲波復合磨削加工中砂輪堵塞及自銳性分析，砂輪修整方法及最佳砂輪修整程度的分析，提出超聲振動磨削的最佳工藝參數[11]。

上海交通大學吳雁在陶瓷材料的超聲加工方面進行了深入研究，研究了二維超聲振動磨削陶瓷材料的脆-塑性轉變機理、塑性去除機理、高效去除機理等相關的超聲磨削機理，提出了微-納米復合陶瓷二維超聲振動表面變質層結構模型以及精密磨削復合陶瓷材料是塑性變形為主的去除方式,并且還進行了納米復相陶瓷超聲振動表面微觀特性的研究，提出了在特定的磨削條件下，陶瓷材料納米增韌改性和二維超聲振動磨削技術相結合，可實現以非彈性變形為主要去除機理的超精密磨削表面[12][13]。

河南理工大學閆艷燕等進行了陶瓷材料的超聲磨削機理和試驗研究，分析了陶瓷材料二維超聲振動研磨、磨削的去除機理和磨削表面創成機理以及硬脆材料的表面形成和破碎狀況，并建立了相關的數學模型，得出了陶瓷材料脆—塑性轉化的臨界公式，以及超聲磨削提高陶瓷材料表面質量的相關結論[15][16]。

山東大學張洪麗、張建華等研究了工件沿砂輪軸向、徑向、切向三種超聲振動條件下的磨削特性，分析了三種情況下的運動學、磨削力、材料去除機理及表面加工質量，建立了三種加工方式下的表面粗糙度的計算模型，并進行了實驗研究。

北京航空航天大學和哈爾濱工業大學將超聲振動引入普通聚晶金剛石(PCD)的研磨

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加工，顯著地提高了研磨效率，并在分析PCD材料的微觀結構和去除機理的基礎上，對PCD超聲振動研磨機理進行了深入研究。研究指出，研磨軌跡的增長和超聲振動脈沖力的作用是提高研磨效率的根本原因。

本人及團隊在超聲振動內圓磨削加工技術上取得了新的突破，通過在普通內圓磨削機床上添加超聲振動內圓磨削磨頭即可以實現超聲內圓磨削，結構簡單、成本低廉，并且采用了新型的回轉式非接觸超聲波電能傳輸方式，解決了一直以來困擾眾多學者的碳刷、集流環電能傳輸方式中存在的問題，并申請了一項有關非接觸超聲波電能傳輸的實用新型國家專利。

3.3超聲振動磨削裝置的研究進展

超聲振動系統由換能器、變幅桿和工具頭等部分組成，是超聲設備的核心部分。超聲振動磨削系統通常采用一維縱向（軸向）振動方式，并按“全調諧”方式工作。但近年來，隨著超聲技術基礎研究的發展和在不同領域實際應用的特殊需要，對超聲振動系統的工作方式和設計計算、振動方式及其應用研究都取得了新的進展，二維超聲振動磨削系統也得到了研究和應用。

超聲振動磨削系統依據換能器的振動方式可以分為兩大類，單方向激勵超聲振動磨削系統和復合振動磨削系統。

日本研究成功一種半波長彎曲振動系統，其切削刀具安裝在半波長換能振動系統細端，該振動系統換能器的壓電陶瓷片采用半圓形，上下各兩片，組成上下兩個半圓形壓電換能器(壓電振子)，其特點是小型化，結構簡單，剛性增強。

日本還研制成一種新型“縱-彎”型振動系統，并已在手持式超聲復合振動研磨機上成功應用。該系統壓電換能器也采用半圓形壓電陶瓷片產生“縱-彎”型復合振動。

1994年日本多賀電氣株式會社采用“縱一彎”型超聲復合振動系統制成研磨機，用于放電加工后的模具溝槽側壁研磨拋光。研磨工具做縱向振動和彎曲振動。研究結果表明，彎曲振動方向不同，可獲得不同的研磨效果。

哈爾濱工業大學的吳永孝、張廣玉等人研制的超聲波振動小孔內圓磨削系統，在小

[8]

孔磨削提高磨削效率和加工精度等方面取得了一定的成效，所用磁致伸縮換能器發熱大，采用了加裝制冷裝置的方法解決冷卻問題，但致使其結構復雜。

1996 年前后華北工學院辛志杰、劉剛通過對超聲振動內圓磨削機理的探討，研制了一套超聲內圓磨削裝置，在改善工件表面質量、提高生產率和內圓磨削系統結構設計上有了新的突破。

1997年英國研制了硬脆材料納米磨削中心，可實現硬脆材料超聲納米表面加工；日本UNNO海野邦昭分別進行了工程陶瓷超聲磨削的研究。多項研究結果表明：超聲磨削陶瓷材料的加工效率可提高近一倍；當工具與工件上同時施加超聲振動時，加工效率可提高2—3倍。

1997 年前后西北工業大學史興寬等人研制了一種超聲內圓磨削裝置，此裝置較專用超聲磨床主軸系統結構簡單，但因發熱大而使用了冷卻裝置，這就使此超聲磨頭的結構顯得復雜，雖然加工效率和加工質量有一定的提高，但其復雜的結構不利于推廣使用。

2002年弗勞恩霍夫生產技術研究院研制出了新型超聲研磨設備DMS 50，采用該設備對超聲輔助磨削過程進行了技術性分析。并且，國外已研究出先進的超聲振動主軸，其轉速可達4000r／min至30，000r／min。可以實現加工過程中砂輪的振動，并使其轉速達到傳統磨削工藝的水平。

德國 Fraunhofer 研究中心和布萊梅大學精密工程中心采用非圓周對稱結構在單縱振激勵的條件下產生了 10:1 的橢圓振動，提高了刀具壽命，也保證了加工精度。另外新加坡制造技術研究所仿照德國研究人員的結構也制作除了超聲橢圓振動切削不銹鋼的裝置。

天津大學于思遠、劉殿通等人對各種先進陶瓷小孔加工進行了系統研究，采用無冷壓電陶瓷換能器研制了一臺陶瓷小孔超聲波磨削加工機床，在工程陶瓷小孔磨削時對磨頭施以超聲振動，提出了高效的超聲磨削復合加工方法，效率比傳統的超聲加工提高6倍以上，表面質量也有大幅度提高[23]。

南京航空航天大學楊衛平、徐家文設計了用于加工三維型面的超聲磨削裝置，推導了用于數控加工的超聲磨削裝置變幅桿設計的數學模型，此裝置采用電機直連進行旋轉，電信號傳輸采用碳刷集流環的傳輸方式。

河南工業大學機電工程學院李華、殷振等人設計了超聲波橢圓振動內圓磨削磨頭，[24]

并在超聲振動內圓磨削系統中采用了新型的回轉式非接觸超聲波電能傳輸方式，解決了碳刷、集流環電能傳輸方式中存在的問題 [25]。

德國 DMG 公司和日本馬扎克公司將超聲振動頭安裝在加工中心上，進行了零件異形溝槽加工、內外圓磨削、平面磨削加工、以及導電陶瓷材料的超聲振動磨削研究，取得良好效果，并已實現商業化生產應用。

在第八屆中國國際機床展覽會(CIMT2003)上，德國DMG公司展出了其新產品DMS35Ultrasonic超聲振動加工機床，該機床主軸轉速3 000～4 0000 r/min，特別適合加工陶瓷、玻璃、硅等硬脆材料。與傳統加工方式相比，生產效率提高5倍，加工表面粗糙度Ra＜0.2μm，可加工0.3 mm精密小孔，堪稱硬脆材料加工設備性能的新飛躍。

圖 1-2 德國 DMG 超聲振動加工中心 圖 1-3 德國 DMG 超聲振動加工中心刀具

4、超聲加工技術的發展趨勢和未來展望

隨著傳統加工技術和高新技術的發展，超聲振動切削技術的應用日益廣泛，振動切削研究日趨深入，主要表現在以下幾個方面。

(1)研制和采用新的刀具材料

在現代制造業中，鈦合金、純鎢、鎳基高溫合金等難加工材料所使用的范圍越來越大，對機械零件加工質量的要求越來越高。為了更好地發揮刀具的效能，除了選用合適的刀具幾何參數外，在振動切削中，人們將更多的注意力轉為對刀具材料的開發與研究上，其中天然金剛石、人造金剛石和超細晶粒的硬質合金材料的研究和應用為主要方向。

(2)高效穩定超聲振動系統研究

現有的實驗及實用振動切削加工系統輸出功率尚小、能耗高，因此，期待實用的大功率振動切削系統早日問世。到目前為止，輸出能量為4 kW的振動切削系統已研制出來并投產使用。在日本，超聲振動切削裝置通常可輸出功率1 kW，切削深度為0.01～0.06 mm。

(3)超聲橢圓振動切削的研究與推廣

超聲波橢圓振動切削已受到國際學術界和企業界的重視。美國、英國、德國和新加波等國的大學以及國內的北京航空航天大學和上海交通大學已開始這方面的研究工作。日本企業界如日立、多賀和Towa公司等已開始這方面的實用化研究。但是，超聲波橢圓振動切削在理論和應用方面還有許多工作要做。尤其是對硬脆性材料的超精密切削加工、微細部位和微細模具的超精密切削加工等方面還需要進一步研究。

(4）微細超聲加工技術

以微機械為代表的微細制造是現代制造技術中的一個重要組成部分，晶體硅、光學玻璃、工程陶瓷等硬脆材料在微機械中的廣泛應用，使硬脆材料的高精度三維微細加工技術成為世界各國制造業的一個重要研究課題。目前可適用于硬脆材料加工的手段主要有光刻加工、電火花加工、激光加工、超聲加工等特種加工技術。超聲加工與電火花加工、電解加工、激光加工等技術相比，既不依賴于材料的導電性又沒有熱物理作用，與光刻加工相比又可加工高深寬比三維形狀，這決定了超聲加工技術在陶瓷、半導體硅等非金屬硬脆材料加工方面有著得天獨厚的優勢。

隨著東京大學生產技術研究所增澤研究室對微細工具的成功制作及微細工具裝夾、工具回轉精度等問題的合理解決，采用工件加振的工作方式在工程陶瓷材料上加工出了直徑最小為5μm的微孔，從而使超聲加工作為微細加工技術成為可能。

超聲加工技術在不斷完善之中，正向著高精度、微細化發展，微細超聲加工技術有望成為微電子機械系統(MEMS)技術的有力補充。

超聲加工技術的發展及其取得的應用成果是可喜的。

展望未來，超聲加工技術的發展前景是美好的。

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圖 1-5 超聲橢圓振動切削出的鏡面試件

當前普通磨削的加工精度大于1μm，表面粗糙度為Ra 0.16~1.25μm；精密磨削技術是指被加工零件加工精度達到1~0.5μm，表面粗糙度為Ra 0.04~0.16μm的加工技術。主要靠對砂輪的精細修整。超精密磨削的加工精度小于0.5~0.1μm，表面粗糙度Ra0.01~0.04μm。使用金剛石或CBN砂輪。適合于合金鋼、陶瓷等硬脆材料的加工；用磨具進行磨削和用磨粒進行研磨和拋光時實現精密超精密磨削的主要途徑。