CC BY
54
УДК 62-531.7:621.914
А. Я. Качан, Ю. Н. Внуков, Д. В. Павленко, Г. В. Карась, С. В. Мозговой
ОСОБЕННОСТИ КОЛЕБАНИЙ ДЕТАЛЕЙ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ СТРОЧНОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Приводятся результаты исследования вибрации консольно закрепленной, нежесткой пластины из титанового сплава ВТ3-1 в процессе высокоскоростного фрезерования концевой фрезой с различными режимами. Установлено, что частота колебаний определяется собственными частотами колебаний пластины и в исследованном диапазоне не зависит от режимов обработки.
Высокоскоростное строчное фрезерование, как один из наиболее прогрессивных, а в некоторых случаях и единственно возможный из способов формообразования сложнопрофильных, тонкостенных деталей газотурбинных двигателей, в последнее время находит широкое применение в авиа-двигателестроении и других отраслях машиностроения. Отличительными особенностями финишного высокоскоростного резания являются малая толщина среза и невысокая температура обработанной поверхности, что способствует снижению величины сил резания и, как следствие, повышению точности обработки [1], а также формированию в поверхностном слое благоприятных сжимающих остаточных напряжений [2].
Одним из наиболее существенных факторов, ограничивающих применение высокоскоростного фрезерования нежестких, сложнопрофильных и тонкостенных деталей является вибрация, возникающая в зоне обработки. Наиболее характерными представителями деталей данной группы в авиа-двигателестроении могут служить как отдельные лопатки, так и лопатки широкохордных моноколес компрессоров и турбин, пресс-формы, закрытые крыльчатки насосов и ряд других деталей. Вибрация обрабатываемой детали и фрезы, обычно имеющей значительный вылет, существенно снижает качество обработанной поверхности и приводит к быстрому износу режущих кромок инструмента. Вследствие появления нежелательной вибрации формообразование многих деталей на современных высокоскоростных обрабатывающих центрах не может являться финишной операцией обработки и требует последующей доводки. Доводка слож-нопрофильных поверхностей выполняется абразивными инструментами вручную и в отдельных случаях может составлять до 60 % всей трудоемкости технологического процесса обработки, а также приводит к искажению формы поверхности и формированию неблагоприятных характеристик поверхностного слоя [2]. В связи с этим, с улучшением параметров качества обрабатываемых поверхностей на этапе финишного фрезерования, в частно-
сти, точности и шероховатости, исключается их последующая ручная доводка. Поэтому задача снижения уровня вибраций системы СПИД при финишном высокоскоростном фрезеровании нежестких деталей в настоящее время является актуальной.
В промышленности применяют различные методы снижения уровня вибраций в процессе механической обработки. Наиболее распространенными из них является демпфирование колебаний обрабатываемых деталей за счет применения искусственных демпферов. Демпферы, в виде резиновых вставок или пластичной массы, заполняющей пространство между обрабатываемыми поверхностями, широко используют при обработке лопаток моноколес. Например, фирмой HERMILE для устранения вибраций при чистовой обработке лопаток блиска все межлопаточное пространство заливается специальной парафиновой композицией, обладающей достаточной эластичностью, необходимой для гашения вибраций (рис . 1).
Несмотря на простоту и широкое распространения этого метода гашения вибраций, он имеет ряд существенных недостатков. Наиболее существенным из них является невозможность его использования при фрезеровании отдельных нежестких деталей типа пластин, съемных лопаток компрессора, тонких стенок пресс-форм.
Другим направлением снижения интенсивности вибраций является совершенствование конструкции режущего инструмента. Для увеличения демпфирующей способности длинных фрез в их конструкции применяют специальные вставки. Корпус таких фрез снабжен продольным пазом, в который помещается вставка из упругого материала, например из резины. Данная конструкция концевой фрезы помимо снижения трудоемкости ее изготовления за счет упрощения элементов конструкции, по сравнению с известными вариантами, позволяет еще и, в силу демпфирующей способности вставки, уменьшать амплитуду вынужденных колебаний режущей кромки и, вследствие этого, снижать шероховатость обрабатываемой поверхности.
© А. Я. Качан, Ю. Н. Внуков, Д. В. Павленко, Г. В. Карась, С. В. Мозговой, 2007
- 0т19яшВестникяИвигателестроенияя1 1/т007
- 69 -
б
Рис. 1. Блиск компрессора авиационного двигателя до обработки (а) и после чистового фрезерования лопаток на обрабатывающем центре фирмы HERMILE (б)
Прогрессивным, но менее исследованным, является направление снижения интенсивности вибраций в процессе высокоскоростного резания путем варьирования режимами обработки. Это направление является наиболее наукоемким и требует для практической реализации разработки адекватных, многофакторных математических моделей вибрации, с целью динамической оптимизации режимов обработки в зависимости от внешних условий. В ряде работ [3-5 и др.] предлагаются методики оценки зон стабильной обработки нежестких деталей с целью исключения явления их самопроизвольной, неустойчивой вибрации. Недостатком данных и существующих аналогичных работ является борьба с самопроизвольными вибрациями (в англоязычной литературе называемыми "chatter"), в то время как проблеме снижения интенсивности вынужденных колебаний, характерных для фрезерования, уделяется незначительное внимание.
Целью настоящей работы являлось установление закономерностей колебаний нежестких деталей при высокоскоростном строчном фрезеровании концевыми фрезами.
Экспериментальное исследование вибраций консольно защемленной нежесткой пластины осуществляли на пяти-координатном станке фирмы "LIECHTI" TURBOBLISK-1500 с ЧПУ Sinumerik-840D. Материал пластины - титановый сплав ВТ 3-1. Для измерения уровня вибраций в процессе фрезерования пластина предварительно была препарирована пьезоэлектрическими датчиками. Геометрия пластины и схема установки вибродатчиков показана на рис. 2, а. Общий вид препарированной вибродатчиками пластины и элементов станочного приспособления показан на рис. 3.
Рис. 2. Схемы консольно защемленной пластины, препарированной вибродатчиками (а), и фрезы для чистового
фрезерования (б)
а
- 7Ц-
Рис. 3. Общий вид приспособления и пластины, препарированной вибродатчиками
Чистовое фрезерование выполняли концевой сферической фрезой с параметрами: R = 5 мм; угол конуса - 5°; число зубьев - 6 (рис. 2, б), - в трех зонах пластины: периферийной, наиболее удаленной от защемления (зона №1), в средней части пластины (зона № 2) и вблизи защемления (зона № 3) (рис. 2, а). Схема фрезерования пластины показана на рис. 4.
В процессе обработки осуществляли непрерывную запись показаний вибродатчиков. В каждой из исследованных зон было реализовано 9 различных режимов фрезерования, согласно разработанному плану эксперимента (табл. 1). На каждом из режимов осуществляли обработку при попутном и встречном фрезеровании при глубине резания 0,1 мм и 0,03 мм.
Фрезерование наиболее удаленной от защемления части пластины зоны реализовать не удалось из-за значительной амплитуды колебаний, и, как следствие, повреждения режущих кромок фрезы.
По виброграммам колебаний определяли минимальное и максимальное значение виброускорения, фиксируемое каждым из датчиков. Полученные данные статистически обрабатывали с целью определения среднего значения виброускорения в зависимости от режима и схемы фрезерования, а также глубины резания. Виброграммы, записанные для каждого из режимов, и протоколы их обработки для глубины резания 0,1 мм приведены в табл. 1.
Уровень сигнала,записанного при фрезеровании пластины в зоне № 3 (вблизи защемленной части пластины), соизмерим с уровнем фона, в результате чего полученные результаты для зоны № 3 оказались статистически незначимыми и не могут быть использованы для дальнейшей интерпретации полученных результатов.
Общий вид поверхности пластины после высокоскоростного фрезерования показан на рисунке 5.
Величина микронеровностей поверхности зависела от места удаления зоны обработки от защемления. Минимальная шероховатость поверхности наблюдалась для зоны № 3 (вблизи защемления) в то время как часть пластины, наиболее удаленная от зоны защемления (зона № 1), характеризовалась максимальной величиной микронеровностей (рис. 5).
Рис. 4. Схема высокоскоростного чистового фрезерования пластины
Рис. 5. Поверхность пластины после высокоскоростного чистового фрезерования
- 0т19яаяВестникя)вигателестроенияя1 1/2007 - 71 -
Таблица 1 - Режимы фрезерования и виброграммы колебаний пластины при глубине резания t = 0,1
мм
№ ре-
Х1
V,
м/мин
Х2
п,
об/мин
Х3
8г, мм/зуб
Х4
5,
мм/мин
попутное фрезерование
датчик 1
датчик 2
датчик 3
встречное фрезерование
датчик 1
датчик 2
датчик 3
345
1100
0,06
3960
220
7000
0,06
2520
470
15000
0,06
5400
220
7000
0,03
1260
щ-
345
11000
0,03
1980
470
15000
0,03
2700
470
15000
0,09
8100
"■е ~ г у
345
11000
0,09
5940
220
7000
0,09
3780
% . >
2
3
4
5
6
7
8
9
С целью определения частот и форм собственных колебаний защемленной пластины, был проведен модальный анализ методом конечных элементов. При расчете использовали блочный метод Ланцоша (В1оск Lanczos). Демпфирование колебаний на этапе выполнения модального анализа не учитывали. Определяли первые шесть собственные формы колебаний пластины и соответствующие им частоты. Частотный диапазон анализа выбирали таким образом, чтобы он охватывал частоту исследуемых форм колебаний пластины. Расчетные значения собственных частот первых шести форм колебаний составили 304, 1084, 1880, 3615, 3951 и 5150 Гц соответственно.
На рисунках 6-8 показаны спектры колебаний,
зафиксированные при высокоскоростном фрезеровании пластины с различными режимами каждым из датчиков. Спектральный анализ виброграмм выполняли методом быстрого преобразования Фурье. Предполагая, что основной возмущающей силой является сила резания, возникающая от каждого отдельного зуба фрезы, частоту возмущающей силы определяли по формуле:
I = —, Гц, (1)
60
где п - число оборотов шпинделя станка, об/мин;
7 - число зубьев фрезы.
датчик 1
датчик 2
датчик 3
Рис. 6. Частотный спектр колебаний пластины (интенсивность, ед д - частота, Гц) при фрезеровании по режиму (п = 7000 об/мин Ц = 700 Гц); 5 = 2520 мм/мин; t = 0,1мм):
а - попутное фрезерование; б - встречное фрезерование
- 0219яшВестникя)вигателестроенияя1 1/т007 - 73 -
датчик 1
датчик 2
датчик 3
Рис. 7. Частотный спектр колебаний пластины (интенсивность, ед д - частота, Гц) при фрезеровании по режиму (п = 11000 об/мин (Ц = 1100 Гц); 5 = 1918 мм/мин; t = 0,1мм):
а - попутное фрезерование; б - встречное фрезерование
Совместный анализ результатов модального анализа и экспериментального исследования спектра частот колебаний пластины в процессе высокоскоростного строчного фрезерования показал, что независимо от режимов и направления обработки, колебания пластины происходят по собственным формам и соответствующим им частотам. Такой характер вибраций в процессе высокоскоростного фрезерования плохо согласуется с известными закономерностями колебаний деталей при фрезеровании с традиционными скоростями резания. Так, известно, что доминирующая частота вынужденных колебаний обрабатываемой детали в процессе фрезерования определяется частотой возмущающей силы и зависит от числа оборотов шпинделя и количества режущих кромок фрезы (1).
Для теоретического обоснования полученных
экспериментальных данных необходимо рассмотреть время действия импульса силы в процессе резания в совокупности с результатами модального анализа пластины. Исходя из геометрии резания концевой фрезой, время взаимодействия режущей кромки фрезы с деталью (время резания) зависит от частоты оборотов шпинделя, количества режущих кромок, глубины резания, диаметра фрезы и может быть определено по формуле:
30 Iк -1
т = 30агссо8|-
I Я
(п-п) 1, с,
(2)
где R - радиус фрезы, мм; г - глубина резания, мм; п - частота вращения шпинделя станка, об/мин.
датчик 1
датчик 2
датчик 3
Рис. 8. Частотный спектр колебаний пластины (интенсивность, ед д - частота, Гц) при фрезеровании по режиму (п = 15000 об/мин (Ц = 1500 Гц); 5 = 2700 мм/мин; t = 0,1мм):
а - попутное фрезерование; б - встречное фрезерование
Расчет по формуле (2) показывает, что при чистовом фрезеровании пластины (рис. 2) с традиционной скоростью резания (диаметр фрезы 35 мм, глубина резания 0,1 мм, частота вращения шпинделя станка 125 об/мин), величина времени резания для каждого зуба составляет 7,6910-3 с. Для случая высокоскоростного фрезерования пластины в исследованном диапазоне режимов время
резания составляет 2,710-4......1,310-4 с. При этом
период собственных колебаний пластины по первой изгибной форме при частоте 304 Гц составляет 3,310-3 с.
Так, как для случая фрезерования с традиционной скоростью резания период собственных колебаний пластины меньше времени резания, частота вынужденных колебаний будет соответствовать
частоте возмущающей силы. Для случая высокоскоростного фрезерования величина времени резания на порядок меньше периода собственных колебаний пластины. При этом возмущающая сила действует на пластину в течение очень короткого времени (по сравнению с периодом собственных колебаний) и, согласно критерию А.Н. Крылова [6], ее действие может быть представлено мгновенным импульсом.
Рассматривая результаты экспериментального исследования вибрации нежесткой пластины в процессе высокоскоростного фрезерования и приведенные выше теоретические выкладки можно утверждать, что механизм возникновения вибраций в случае высокоскоростного фрезерования принципиально отличается от механизма возникнове-
- 0219яянЬестникядвигателестроения1 1/т007 - 75 -
ния вибраций при фрезеровании с традиционными скоростями резания. Механизм возникновения вибраций определяется соотношением периода собственных колебаний обрабатываемой детали и величины времени резания каждого из зубьев фрезы. В случае, если период собственных колебаний детали меньше или соизмерим с величиной времени резания, колебания происходят с частотой определяемой возмущающей силой резания от каждого зуба фрезы (1). В случае, когда период собственных колебаний детали больше величины времени резания - частота колебаний обрабатываемых нежестких деталей в процессе резания определяется собственными частотами детали. В математической форме указанное условие может быть записано в виде:
Если Т < т - частота колебаний определяется частотой возмущающей силы;
Если Т > т - частота колебаний определяется собственными частотами детали,
где Т - период собственных колебаний детали, с;
т - время взаимодействия зубьев фрезы с деталью (время резания).
Дополнительным источником возбуждения колебаний при высокоскоростной обработке могут являться гармоники негармонических, периодических сил, возникающих в процессе резания, частота которых не превышает первую собственную частоту колебаний. Для устранения таких источников возбуждения колебаний и снижения их интенсивности необходимо выполнить классификацию всех усилий, возникающих в процессе фрезерования и определить их частотную область. Такими усилиями являются силы, возникающие от динамической неуравновешенности фрезы, биения в результате
погрешности установки фрезы в оправке, а также
от неравномерности заточки и износа режущих
кромок.
Перечень ссылок
1. Богуслаев А.В., Качан А.Я., Карась В.П. Высокоскоростное финишное фрезерование лопаток моноколес // Вюник двигунобудування.
- 2002. - №1. - С. 110-111.
2. Павленко Д.В., Кондратюк Э.В., Яценко В.К. и др. Формирование характеристик поверхностного слоя лопаток центробежного колеса компрессора при механической обработке // Вюник двигунобудування. - 2003. - №1. - С. 125-133.
3. S. Smith, D. Dvorak Tool path strategies for high speed milling aluminum workpieces with thin webs // Mechatronics - 1998. - №8 - Р. 291-300.
4. E. Budak_Analytical models for high performance milling. Part II: Process dynamics and stability // International Journal of Machine Tools & Manufacture 2006. - №46 Р. 1489-1499.
5. E. Solis, C.R. Peres, J.E. Jime^nez, J.R. Alique, J.C. Monje. A new analytical-experimental method for the identification of stability lobes in high-speed milling // International Journal of Machine Tools & Manufacture - 2004. - №44. - Р. 1591-1597.
6. Пановко Я.Г., Губанова И.И. Устойчивость и колебания упругих систем. - М.: Наука, - 1967.
- 420 с.
Поступила в редакцию 06.02.2007
Наведено результати досл'джень ei6pau,iïконсольно закр1плено1, нежорсткоïпласти-ни з титанового сплаву ВТ3-1 nid час високошвидксного фрезерування кнцевою фрезою з рiзними режимами. Встановлено, що частота коливань визначаеться власними частотами коливань пластини та у досл'дженому дiапазонi не залежить вд режим '¡в обробки.
Presented are the results of research on vibration of cantilever fixed, non-rigid plate of titanium alloy ВТ3-1 in a high speed milling by a shank cutter with different modes. It was found that oscillation frequency is determined by plate's own frequency oscillations and it doesn't depend upon machining modes in a range being researched.
