航空發(fā)動機機匣擺線粗加工軌跡規(guī)劃方法

王晶，羅明，吳寶海，張定華

西北工業(yè)大學 現(xiàn)代設計與集成制造技術教育部重點實驗室，西安 710072

機匣作為航空發(fā)動機的核心部件之一，起著連接、承載、支撐及包容等作用[1]。其內(nèi)部通常與轉(zhuǎn)子配合，為完整圓環(huán)結構，通常采用車削加工。而外部型面較復雜，通常在表面上有加強筋或起連接作用的凸臺和安裝座等結構，且呈空間分布，如圖1所示，對于機匣外型面的加工目前主要采用多軸數(shù)控銑削、電火花加工、電解加工和磨粒流加工方式實現(xiàn)[2-5]。機匣零件由于其對氣流的包容作用，根據(jù)作用不同，零件呈直筒環(huán)形結構和錐體環(huán)形結構。

圖1 航空發(fā)動機機匣零件Fig.1 Aeroengine casing part

目前機匣的生產(chǎn)周期約為兩個半月，其中從毛坯到最終成品的加工過程中，大約有70%的材料被切除，而絕大部分是在粗加工階段完成的。因此，實現(xiàn)機匣高效粗加工是縮短其制造周期的關鍵[6]。粗加工通常期望提升材料去除率，而傳統(tǒng)銑削方式通常采用增大刀具嚙合角來提高材料去除率，大的嚙合角必然使刀具和工件間接觸時間增加，切削熱不斷積累、切削溫度急劇升高，導致切削溫度超過刀具涂層極限，形成刀具涂層失效，繼而加劇刀具磨損、縮短刀具使用壽命。同時大的嚙合角將導致刀具徑向切削力增大，容易導致刀具變形，進而影響加工精度。目前在機匣粗加工中主要采用層銑和插銑[6-8]這兩種方式實現(xiàn)，層銑時材料去除率高，空走刀少，但由于受上述因素的影響，對于難加工材料切削時刀具壽命明顯縮短。插銑加工中切削力主要為軸向力，能明顯增加刀具壽命，但插銑加工方式要求在每一個刀位點上均需要進退刀，因此空走刀較多，加工效率相對較低。

擺線銑加工技術是一種在切削過程中對刀具進行降低負載和充分冷卻的加工技術[9]，最早由Elber等[10]提出，他根據(jù)加工的型腔邊界構造出對應的中軸線及中軸線上的最大內(nèi)切圓，通過公切線連接最大內(nèi)切圓形成C1連續(xù)的刀具軌跡，該方法在實際加工中得到了廣泛應用[11-12]。由于擺線銑加工過程中，刀具-工件之間具有較小的包角，可以在切削難加工材料時提供有效的冷卻與潤滑，從而可以提高切削速度、避免滿刀切削、降低刀具的磨損，近年來逐漸引起了國內(nèi)外學者的重視并在難加工材料的粗加工中得到了廣泛的應用[12-20]。Ferreira和Ochoa[15]通過提取二維型腔骨架，給出了多刀具2.5軸槽銑的擺線刀具軌跡生成方法。Diehl和Patterson[16]通過劃分區(qū)域，在每個區(qū)域單元內(nèi)生成擺線軌跡，繼而實現(xiàn)了在保證軌跡切線連續(xù)的同時消除刀具空切的加工方法。Otkur和Lazoglu[18]進一步研究了擺線銑，提出了擺線加工中嚙合角的定義方法，并開發(fā)了一種通用的數(shù)值算法來預測切削力，同時為提高銑削加工效率，他還提出了雙擺線的銑削策略。Kardes和Altintas[20]完整地研究了擺線銑削過程中的力學和動力學特性。美國CELERITIVE公司對擺線銑加工技術進行了發(fā)展，開發(fā)出了專用的VoluMill 軟件。英國Delcam公司也在擺線銑的基礎上開發(fā)了專門針對粗加工的Vortex技術，使鈦合金零件加工效率提升了60%以上。DP Technology公司從2012年開始也在軟件中集成了整體葉盤的擺線銑粗加工開槽模塊。然而，上述研究主要集中在二維零件的加工中，對于機匣這樣具有復雜結構的三維回轉(zhuǎn)體零件的研究還較少。

本文以典型航空發(fā)動機機匣為對象，研究擺線粗加工技術在機匣粗加工中的應用。首先建立了擺線銑數(shù)學模型，并分析了其優(yōu)缺點；其次，在加工精度范圍內(nèi)對模型進行離散，獲取機匣的點模型，通過對點模型的分析，建立了加工區(qū)域劃分原則，結合機匣零件特點，生成了基于平面逼近的擺線銑加工軌跡；最后，通過3項實驗，驗證了擺線銑的優(yōu)勢和軌跡生成算法在航空發(fā)動機機匣粗加工中的有效性。

1 擺線銑數(shù)學模型

1.1 擺線銑模型

如圖2所示，通常使用的擺線刀具軌跡有兩種模型：圓弧模型和次擺線模型。其中，圓弧模型軌跡由圓和直線段組成，刀具公轉(zhuǎn)運行軌跡為圓，旋轉(zhuǎn)一周后沿圓弧一側(cè)的直線移動一個步長c，如此反復。次擺線模型軌跡的主要差別在于刀具進給方向上的運動不單純是直線運動，而是在公轉(zhuǎn)過程中逐步向前移動，在一個周期內(nèi)向前移動的總距離為一個步長c。

圓弧模型的幾何關系如圖3(a)所示，銑削過程中，刀具運動的真實軌跡對應的參數(shù)方程為

(1)

式中：Rc為刀心公轉(zhuǎn)半徑；θ為公轉(zhuǎn)角度。

圖2 擺線模型Fig.2 Trochoidal model

圖3 擺線加工幾何關系Fig.3 Geometric relation of trochoidal machining

圓弧模型加工中，刀具順著圓弧軌跡從槽的一個側(cè)面到另一個側(cè)面，腔槽一側(cè)進行直線走刀時，將會得到較好的表面粗糙度，而另一側(cè)，由于軌跡相互交疊，因此會產(chǎn)生不平整的表面。

由文獻[18, 20]可知，切削力模型F(Φ)=wΦτ，其中w與進給速度、刀具直徑、被切削材料等相關，Φ為切削過程中的刀具包角，τ為任意實數(shù)。當w固定的情況下，切削力F與刀具包角Φ成正比，因此通過改變刀具包角即可實現(xiàn)對刀具負載的控制。刀具包角指刀刃從切入材料到切出材料過程中所轉(zhuǎn)過的角度，該過程中刀刃與材料相互作用產(chǎn)生熱量，為加熱過程；而刀刃與材料分離后，熱量通過冷卻液、切屑等帶走或傳出，為冷卻過程。刀具包角的大小關系著切削過程中加熱-冷卻循環(huán)中時間的分配，當?shù)毒甙窃龃髸r，刀具和材料的接觸時間增加，相應的加熱過程時間增加，冷卻過程時間縮短。由文獻[21]可知，切削過程中加熱-冷卻循環(huán)對刀具的壽命有顯著影響，當加熱時間增加，冷卻時間縮短時,在工件材料導熱率低的情況下，會使刀具溫度不斷累加，急劇上升，繼而縮短刀具壽命。因此通過改變刀具包角即可控制刀具負載的變化，進而改善切削過程中加熱-冷卻循環(huán)時間的分配，以達到延長刀具壽命的目的。由圖3可以看出，無論是圓弧擺線還是次擺線，相對于傳統(tǒng)槽銑均能有效減小刀具包角，進而減小刀具磨損。

同時，擺線切削過程包含了實切(刀具切除材料)和空切(刀具與材料無任何接觸)兩部分。這兩部分相結合為切屑的排出留出足夠的空間，也為切削區(qū)域的冷卻提供了充足的時間。這樣能有效地減少“誤傷”工件和刀具磨損的問題。

圓弧模型在圓和線段之間產(chǎn)生加速度不連續(xù)，而次擺線模型由于擺線的切線和曲率連續(xù)，可以使速率和加速度在切削過程中保持連續(xù)。因此，基于次擺線模型生成的刀具軌跡更適合機床的動力學特性。次擺線模型的幾何關系如圖3(b)所示，其參數(shù)方程為

(2)

與圓弧模型相比，次擺線模型的軌跡始終保持切線和曲率的連續(xù)性，這種方式能有效避免走刀過程中，切削力急劇變化對刀具磨損產(chǎn)生的不利影響，同時也保持了圓弧模型的優(yōu)點，因此本文以次擺線模型作為擺線銑的走刀方式。

1.2 擺線銑的優(yōu)缺點

通過對圓弧模型和次擺線模型的描述，可以總結出擺線銑削具有以下優(yōu)勢：

1) 擺線銑削的復合運動能夠高效地去除毛坯材料，降低粗加工時間，提高切削效率，減少加工成本。

2) 擺線銑削在高速加工過程中，刀具處于動態(tài)的全方位切削，避免了全浸入式切削，降低了刀具的顫振，使刀具切削負載均衡，從而提高了刀具的使用壽命。

3) 在一個走刀周期中，刀具先向前切削材料，隨后向后空走刀，使得切屑容易排出，切削區(qū)域充分冷卻，切削條件得以改善，且保持了較高的切削速度，進一步延長了刀具使用壽命。

雖然擺線銑削體現(xiàn)出如此巨大的優(yōu)勢，在實際加工中也需要考慮到一些制約條件。

1) 與傳統(tǒng)的銑削方式相比，由于擺線兩側(cè)的軌跡由圓弧疊加生成，會在加工后的表面上產(chǎn)生不平整的棱，因此通過擺線銑方法加工的表面粗糙度會顯著增大。故目前擺線銑只能用在粗加工中。

2) 機床動態(tài)性能必須足以提供復雜軌跡下的高速切削，同時刀具軌跡規(guī)劃相對于傳統(tǒng)切削方式復雜，此外刀具尺寸、工件材料等也是限制因素。

1.3 擺線銑修正模型

由式(2)可知，對于一個周期內(nèi)(即在θ=[-π/2, 3π/2))次擺線模型，當θ=-π/2時，Xmin=-(c/4+Rc)；當θ=π/2時，Xmax=c/4+Rc。因此擺線在X方向上的寬度DX=Xmax-Xmin=c/2+2Rc。當θ=0時，Ymax=Rc；當θ=π時，Ymin=-Rc。因此擺線在Y方向上的寬度DY=Ymax-Ymin=2Rc。

在實際加工中，為提高加工效率，一般要求Rc較大，故X方向上的寬度DX較大，導致加工過程中第一個擺線周期內(nèi)切削量相對較大。為解決上述問題，這里對X軸進行整體壓縮，以減小X方向的進給量，得到擺線銑加工參數(shù)方程：

(3)

式中：η為X軸的壓縮比，一般要求η< 1。

根據(jù)新的擺線參數(shù)方程，則可知一個周期內(nèi)X方向上的寬度DX=(c/2+2Rc)η，實際擺線步進C=cη。

2 機匣擺線銑軌跡計算

機匣擺線銑主要是針對加工余量較大時的快速余量去除階段使用，擺線銑加工中使用的刀具為環(huán)形刀。在使用環(huán)形刀加工機匣環(huán)面時，由于機匣環(huán)面直徑一般在700 mm以上，相對于刀具尺寸來說相對平坦，因此在切削時為盡可能地發(fā)揮機床功效，在局部切削時采用定軸擺線加工方式。而對于大范圍環(huán)面的加工，則分割成若干較小的局部加工區(qū)域。在局部加工區(qū)域之間，刀具提起并執(zhí)行刀軸變換操作。因此，機匣擺線加工軌跡生成的過程主要包括兩個階段：① 加工區(qū)域的劃分；② 擺線軌跡的生成。為實現(xiàn)加工區(qū)域的劃分，這里需要首先建立機匣的點模型，之后根據(jù)點模型確定加工區(qū)域并計算擺線銑軌跡。

2.1 機匣點模型建立

對于回轉(zhuǎn)體類零件的離散可使用角坐標的方式實現(xiàn)，即首先在角方向上將這一回轉(zhuǎn)體按照設定的加工精度要求進行離散，之后建立笛卡兒坐標系下離散點到角坐標系下點的坐標映射關系，通過坐標映射獲取角坐標系下的點。這時將角坐標系下點的集合稱為點模型。

機匣為回轉(zhuǎn)體零件，對其直接進行加工區(qū)域劃分及軌跡規(guī)劃將會比較困難。為簡化計算，這里需要將機匣零件進行離散，建立對應的點模型。如圖4所示，離散點為Pij，Pij與x軸間的夾角為αij，與z軸間的距離為rij，對應z軸上的值為zi，則Pij對應的點模型可以表示為(αij,rij,zi)。設加工精度為δe，機匣零件底面上與z軸的最大距離為rb，對應z軸上的值為zb；機匣零件頂面上與z軸的最大距離為rt，對應z軸上的值為zt。則有

(4)

其中，

(5)

圖4 機匣點模型建立方法Fig.4 Method for constructing casing point model

式中：dz表示z軸上離散間隔；dα表示周向離散間隔；Nz表示z軸上離散點數(shù)；Nα表示周向離散點數(shù)；[·]+表示向上取整。

設向量l=[cosαijsinαijzi]，為計算Pij與z軸間的距離rij，利用l對應的射線與模型進行求交，取距z軸最遠的交點所對應的距離即為rij。通過上述計算即可確定點Pij對應的點模型上的表示(αij,rij,zi)。

2.2 區(qū)域劃分

為實現(xiàn)在機匣零件上規(guī)劃擺線銑軌跡，需要首先確定擺線銑的可加工區(qū)域，并對該可加工區(qū)域進行區(qū)域劃分，最后，對劃分后的區(qū)域進行擺線銑軌跡計算。

構建圖4所示機匣模型對應的圓錐凸臺，其中圓錐凸臺的頂面半徑為機匣零件頂面上與z軸的最大距離rt，底面半徑為機匣零件底面上與z軸的最大距離rb，之后將該圓錐凸臺圓錐面展開，得到如圖5(a)所示的圖形。圖中每一個點代表機匣上的一個離散點，每一個ri∈[rt,rb]對應機匣z軸上一個給定的值zi，ri確定圓弧所對應的點在機匣中與x軸的夾角α在逆時針方向由0°～360°。

為實現(xiàn)加工區(qū)域劃分，定義擺線銑行寬d，區(qū)域劃分結果存入集合Ω中，則具體步驟如下：

步驟1計算每個加工區(qū)域包含的實際行數(shù)

(6)

并令i=0，集合Ω=?。

步驟2如果i≤Nz，轉(zhuǎn)到步驟3；否則，結束程序，Ω中區(qū)域即為劃分好的加工區(qū)域。

步驟3分別計算{zi+k|k=0, 1, …,n-1}對應行上的最小半徑{(ri+k)min|k=0, 1, …,n-1}。若存在|(ri+k)min-(ri+k+1)min|>|rt-rb|/Nz，則說明在zi+k和zi+k+1行間存在凸臺，放棄該加工區(qū)域，并令i=i+k+1，轉(zhuǎn)到步驟2；否則，令加工區(qū)域周向起點序號ts=0，j=0，轉(zhuǎn)到步驟4。

步驟4當j≤Nα時，轉(zhuǎn)到步驟5；否則，令i=i-1，轉(zhuǎn)到步驟2。

步驟5判斷點集{Pi+k, j|k=0, 1, …,n-1}對應的半徑{ri+k, j|k=0, 1, …,n-1}中是否存在ri+k, j>(ri+k)min，若存在，則令加工區(qū)域周向終點序號te=j-1，轉(zhuǎn)到步驟6；否則令j=j+1，轉(zhuǎn)到步驟4。

步驟6如果t1≤t2，將點集{Pi+k, t|k=0, 1, …,n-1，t=ts,ts+1, …,te}作為可加工區(qū)域存入Ω中，并令ts=te+1，j=ts，轉(zhuǎn)到步驟4。

通過上述計算，即可將機匣加工區(qū)域劃分為如圖5(b)所示的二維加工區(qū)域。

然而，按照上述劃分原則，會在α=0°和α=360°的位置上將原本相連的區(qū)域分割開，如圖5(b)所示的區(qū)域2，會產(chǎn)生如圖6(a)所示的區(qū)域A和區(qū)域B。因此在計算完成后，應該將這兩個區(qū)域進行合并，組成圖6(b)所示的區(qū)域。

圖5 加工區(qū)域劃分Fig.5 Division of machining region

圖6 合并加工區(qū)域Fig.6 Combination of machining region

2.3 機匣的平面逼近

由于機匣表面為弧面，直接規(guī)劃擺線時，相鄰刀位點上的刀軸要求不斷發(fā)生變化，這會極大地降低系統(tǒng)剛性，增加刀具負載，加劇刀具磨損，甚至會發(fā)生斷刀的危險。為避免上述問題，這里利用機匣環(huán)面相對刀具尺寸較平坦的條件，利用若干較小平面逼近機匣表面，并在平面上采用定軸擺線加工方式規(guī)劃軌跡，在平面與平面間提刀并改變刀軸矢量，以實現(xiàn)機匣的擺線加工。

圖6(b)所示區(qū)域在三維空間中的模型如圖7(a)所示， 圖7(b)為該加工區(qū)域的平面逼近。

為保證沿平面加工后，材料殘余量滿足精度要求，則令每個平面對應圓弧的弧度為

(7)

式中：δp為平面逼近精度；r為圓周半徑。

對圖7所示加工區(qū)域，由于上下半徑不同，為保證加工精度，每個平面對應實際弧度為

(8)

式中：rmax為加工區(qū)域中的最大圓弧半徑。

將圖7(b)展開到二維空間中得到圖8(a)所示區(qū)域，并建立圖8(b)所示參數(shù)域。令區(qū)域角點分別為A0,0(αs,rt,zt)、A0,n(αe,rt,zt)、Am,0(αs,rb,zb)和Am,n(αe,rb,zb)，其中，αs為區(qū)域起點對應角度，αe為區(qū)域終點對應角度。則區(qū)域上點Ai,j(αi,rj,zj)在邊界上的點分別為A0,j(αs,rj,zj)和Ai,0(αi,rt,zt)，有

圖7 三維空間中的平面逼近Fig.7 Plane approximation in 3D space

圖8 平面逼近與參數(shù)化Fig.8 Plane approximation and parameterization

(9)

當i=m或j=n時，有

(10)

(11)

(12)

通過上述映射關系，即可計算參數(shù)域中任意位置上對應三維空間中機匣上的空間位置。后續(xù)擺線軌跡則可直接在該參數(shù)域中規(guī)劃，在規(guī)劃完成后通過式(12)映射到三維空間中，獲取實際加工軌跡。

2.4 擺線銑軌跡

令實際擺線加工行寬為d，實際步進為C，如圖9所示，則有

{C=cη

d=2Rc+2Rt-δ

(13)

式中：Rt為刀具半徑；δ為重疊量，用于保證擺線加工中行與行之間不會出現(xiàn)殘余材料，一般與離散精度δe值相等。

由式(3)可知，m個周期內(nèi)(即在θ=[-π/2, 3π/2+2πm))次擺線模型中，當θ=-π/2時，Xmin=-(c/4+Rc)η；當θ=π/2+2πm時，Xmax=[c(1/4+m)+Rc]η。因此擺線在X方向上的最大寬度為Xmax-Xmin=[c(1/2+m)+Rc]η。

在計算過程中當給定區(qū)域的長度為l時，則有

[c(1/2+m)+2Rc]η=l

(14)

故

(15)

由此即可確定在給定區(qū)域長度l上，能夠加工的擺線周期。

圖9 擺線銑參數(shù)Fig.9 Parameters of trochoidal milling

2.5 非切削段軌跡

在粗加工時，為避免刀具切入時切削量過大，采用螺旋下刀方式，從而使刀具的切削處于較佳的狀態(tài)，避免刀具的快速磨損。在擺線下刀之后，為避免刀具切削包角過大，采用擺線擴槽方式進行切削，如圖10所示。

下刀螺旋線參數(shù)方程為

(16)

式中：rs為螺旋線底圓半徑；bs為螺旋線螺距，當bs>0時，螺旋線右旋，反之左旋。

對于切削過程中切削段與切削段之間的過渡，由于機匣為回轉(zhuǎn)體零件，為避免在過渡時發(fā)生干涉，這里采用了圓弧過渡的方式實現(xiàn)。設刀具由點P1移到P2，令P1點的角坐標為(θ1,r1,z1)，P2點的角坐標為(θ2,r2,z2)，并將這一段曲線均勻離散為n個點，則有

(17)

則其上任一點Pi在笛卡兒坐標系下的坐標為(ricosθi,risinθi,zi)。

圖10 擺線銑進刀方式Fig.10 Engagement type of trochoidal milling

3 實驗驗證

為驗證加工中擺線銑的優(yōu)點和本文算法在機匣加工中的有效性，特設定如下實驗。

3.1 擺線銑刀具磨損實驗

為驗證擺線銑在降低刀具磨損上的有效性，這里對比了開槽加工過程中傳統(tǒng)銑削和擺線銑削的刀具磨損情況。

實驗平臺為YH-VMC850L四軸加工中心，采用Kistler 9255B測力儀獲取切削過程中的切削力，刀具為?8 mm的四刃硬質(zhì)合金立銑刀。試件材料為GH4169，切削槽深0.5 mm，寬20 mm，長30 mm。實驗過程中為保證切削過程中傳統(tǒng)槽銑加工槽寬與擺線銑相同，首先用刀具銑削一個寬8 mm的槽，之后分別在兩邊采用同樣方式去除寬6 mm的材料。同時，為保證切削過程耗時相同，特設定表1所示的切削參數(shù)。

實驗過程中針對兩種銑削方式分別采用兩把參數(shù)完全相同的新刀，并且保證銑削過程中冷卻條件相同，圖11所示為槽銑切削實驗過程。圖12所示為測量得到的擺線銑過程中的切削力。

分別測量兩種銑削方式切削完后的刀具側(cè)刃磨損量，如圖13所示?？梢钥闯鲈谙嗤瑫r間、相同材料去除量的情況下，傳統(tǒng)銑削方式刀具側(cè)刃磨損量大約為擺線銑削的四倍。圖14所示為擺線槽銑的加工效果。

通過上述實驗可以看出，由于擺線銑能夠有效降低刀具嚙合角，進而減少刀具負載，并且這種軌跡形式的空切段為刀具提供了充分的冷卻時間，因此，擺線銑能夠有效地降低刀具磨損，延長刀具使用壽命。由于機匣這類零件具有加工余量大、材料難切削、加工周期長的特點，使擺線銑成為加工該類零件的一種有效切削形式。

表1 不同切削類型的實驗參數(shù)Table 1 Experimental parameters of different cutting types

圖11 槽銑切削實驗Fig.11 Experiment of slot milling

圖12 測量得到的擺線銑切削力Fig.12 Measured cutting force of trochoidal milling

圖13 刀具磨損Fig.13 Tool wear

圖14 擺線槽銑加工效果Fig.14 Result of slot machining of trochoidal milling

3.2 平面型腔擺線銑實驗

圖15 平面型腔模型Fig.15 2D cavity model

為驗證擺線銑的加工效率，建立圖15所示帶凸臺、島嶼的平面型腔模型，利用切削實驗對擺線銑加工效率和刀具磨損程度進行對比分析，獲得擺線銑在粗加工中的應用效果和應用機理。

實驗平臺為YH-VMC850L四軸加工中心，刀具為?12 mm的四刃硬質(zhì)合金立銑刀。試件材料為機匣用耐熱不銹鋼材料。由表2所示的4組不同切削參數(shù)分別進行實驗，得到相應的切削時間和刀具磨損狀態(tài)。

圖16所示為分別采用4組切削參數(shù)獲得的平面型腔加工效果，可以看出擺線銑能夠通過減小進給速度或減小擺線步進來降低刀具磨損，但同時也會增加切削時間。但增加擺線步進能夠大幅縮短加工時間，因此實際加工中應該盡可能取較大的擺線步進，并通過降低進給速度的方式以實現(xiàn)加工效率的提升和刀具壽命的延長。

表2 平面型腔擺線銑切削參數(shù)Table 2 Cutting parameters of trochoidal milling in 2D cavity model

圖16 平面型腔擺線銑加工效果Fig.16 Machining results of trochoidal milling in 2D cavity model

3.3 機匣擺線銑實驗

為實現(xiàn)航空發(fā)動機機匣零件擺線銑加工，本文結合上述機匣擺線銑軌跡規(guī)劃方法，基于Open CASCADE幾何內(nèi)核，利用Microsoft Visual Studio 2010工具在MFC下開發(fā)了機匣擺線銑加工模塊，并利用該模塊進行某型航空發(fā)動機對開式機匣的粗加工實驗，以驗證算法的有效性。

該型機匣毛坯為鑄造件，最大余量有近40 mm，材料為TA7鈦合金，其粗加工最后階段模型如圖17(a)所示，毛坯鑄件模型如圖17(b)所示。實驗平臺為HMC-1000APC臥式四軸加工中心。

圖17 某型航空發(fā)動機對開式機匣簡化模型Fig.17 Simplified model for split casing of certain aeroengine

圖18 機匣粗加工中間工序模型Fig.18 Process model of casing in rough milling

由于該機匣結構復雜，且材料余量不均勻，因此需要在加工過程中建立不同的工序模型，以實現(xiàn)多工序加工。圖18所示為從毛坯到粗加工最后階段模型中間建立的兩個工序模型。定義工序1為由毛坯到工序模型1的加工階段，工序2為由工序模型1到工序模型2的加工階段，工序3為由工序模型2到粗加工最后階段模型的加工階段。

表3所示為機匣粗加工中3個工序的實際切削參數(shù)，其中工序1在改進前采用?16 mm的刀具進行周向插銑加工，由于該工序中材料去除量大，且加工區(qū)域開敞性好，在改進后采用?16 mm的刀具進行擺線加工。工序2在改進前采用?12 mm的刀具進行周向插銑加工，同樣因為該部分開敞性相對較好，在改進后分別采用?16 mm、?12 mm和?10 mm 3種規(guī)格的刀具進行擺線加工。工序3由于其加工余量相對較少，同時開敞性較差，因此不進行改進，依然采用側(cè)銑加工實現(xiàn)。

圖19所示為按照上述加工方式和加工參數(shù)進行實際切削的加工效果，工序1采用擺線銑比采用周向插銑效率提升約55.22%，工序2提升約61.73%。改為擺線銑后總的加工時間為4 205 min，而原來加工時間為7 088 min，總加工效率提升約40.67%，這說明采用本文所述機匣擺線加工方式能夠有效縮短加工時間，提升加工效率。

綜上所述，可以看出擺線銑由于在加工過程中同樣切削條件下，能夠明顯降低刀具負載，并為刀具提供充足的冷卻時間和空間，因而能降低刀具磨損。在合理選擇切削參數(shù)的條件下，能夠明顯提升加工效率，縮短加工周期。

表3 機匣粗加工切削參數(shù)Table 3 Cutting parameters of casing in rough milling

圖19 機匣粗加工實際加工效果Fig.19 Machining result of casing in rough milling

4 結 論

1) 對比了兩種擺線銑軌跡形式，分析了擺線銑相對傳統(tǒng)銑削的優(yōu)缺點，并給出了帶有壓縮比的擺線銑模型。

2) 建立了機匣點模型，并利用點搜索的方式，實現(xiàn)了加工區(qū)域的快速劃分。

3) 利用平面逼近的方式在各加工區(qū)域中規(guī)劃擺線銑軌跡，避免了直接規(guī)劃軌跡導致的刀具磨損加劇甚至斷刀的情況發(fā)生。

4) 分別通過擺線銑刀具磨損實驗、平面型腔擺線銑實驗和機匣擺線銑實驗，驗證了擺線銑在降低刀具磨損、延長刀具壽命方面的有效性和本文軌跡生成算法在航空發(fā)動機機匣類零件實際加工中的正確性和高效性。