Содержание к диссертации
Введение
1 Состояние вопроса. разработка модели концевого фрезерования, учитывающей пространственные искажения сложнопрофильной детали от сил резания 9
1.1 Значение фрезерных работ при лезвийной обработке лопаток ГТД 9
1.2 Технологические особенности изготовления лопаток компрессора ГТД 11
1.3 Погрешности, возникающие в процессе фрезерной обработки лопатки компрессора ГТД... 16
1.3.1 Погрешность, обусловленная деформацией детали от сил резания 17
1.3.2 Погрешность, обусловленная деформацией детали от сил закрепления 18
1.3.3 Погрешность из-за вибраций, возникающих в процессе обработки 19
1.4 Анализ ранее выполненных работ по теоретическому и экспериментальному определению
напряженно-деформированного состояния обрабатываемой детали и моделированию лезвийной
обработки с помощью МКЭ 21
1.4.1 Обзор работ, посвященных моделированию процессов лезвийной обработки 21
1.4.2 Некоторые особенности моделирования процессов лезвийной обработки с помощью МКЭ 27
1.4.3 Достоверность конечно-элементной модели резания 30
1.4.4 Обзор работ по расчету напряженно-деформированного состояния в зоне резания аналитическими и эмпирическими методами 32
1.5 Концепция автоматизированной системы на основе МКЭ для обработки деталей ГТД гипа «лопатка» и ее место в технологической подготовке производства 34
1.6 Выводы по главе 1. Цели и задачи исследования 38
2 Математическая модель определения напряженно- деформированного состояния обрабатываемой детали и сил резания при концевом фрезеровании 41
2.1. Допущения, принятые в данной работе 43
2.2. Математическое обеспечение расчета напряженно-деформированного состояния концевого фрезерования заготовки 44
2.3 Описание поведения материала за пределами упругости 51
2.4 Реализация механизма разделения материала 58
2.5 Модель режущего инструмента, применяемая в расчете 61
2.6 Моделирование движения инструмента при многоосевой обработке 66
2.7 Моделирование контактного взаимодействия инструмента и заготовки 69
2.8 Определение сил резания 73
2.9 Теоретическая реализация метода компенсации неравномерного удаления припуска при фрезерной обработке на основе конечно-элементной модели фрезерования 74
2.10 Характер влияния силы резания на величину прогибов заготовки при многоосевой обработке 76
2.11. Выводы по главе 2 86
3. Экспериментальная проверка адекватности моделирования фрезерования и программного обеспечения. экспериментальное определение влияния углов наклона и атаки на проекции силы резания 88
3.1 Методика проведения экспериментов 88
3.2 Описание хода экспериментов и анализ результатов 89
3.2.1 Определение деформаций и напряжений, возникающих в результате фрезерной обработки 89
3.2.1.1 Описание экспериментальной установки и план эксперимента 89
3.2.1.2 Анализ результатов эксперимента 94
3.2.2 Определение сил резания 106
3.2.2.1 Описание экспериментальной установки и план эксперимента 106
3.2.2.2 Общий анализ и результаты экспериментов 107
3.2.3 Построение расчетной обобщенной кривой по диаграмме растяжения для материала ВТЗ-1 115
3.2.4 Верификация программы 116
3.3 Выводы по главе 3 127
4 Практическая реализация результатов исследования 128
4.1 Применение программного обеспечения на основе метода конечных элементов для моделирования многокоординатного фрезерования сложнопрофильных деталей 128
4.2 Формирование исходных данных расчета 128
4.3 Метод уточнения сетки в заданной области 140
4.4 Проведение расчета 143
4.5 Компенсация траектории рабочего движения инструмента 144
4.6. Выводы по главе 4 145
5. Общие выводы по работе. дальнейшие исследования 146
5.1 Общие выводы по работе 146
5.2 Направления дальнейших исследований 147
Список использованных источников 148
- Технологические особенности изготовления лопаток компрессора ГТД
- Математическое обеспечение расчета напряженно-деформированного состояния концевого фрезерования заготовки
- Описание хода экспериментов и анализ результатов
- Формирование исходных данных расчета
Введение к работе
Современные условия хозяйственной деятельности предприятия авиационной отрасли характеризуются большой номенклатурой разрабатываемых и изготавливаемых вновь изделий при относительно небольшом их количестве. В этих условиях важной задачей становится обеспечение технологической гибкости производства, которая понимается как возможность быстрого освоения новых изделий. В первой половине XXI века следует ожидать пика развития авиационных перевозок, соответственно должен увеличиться и парк самолетов. Это значит, что на мировом рынке двигателестроения развернется борьба между конкурирующими компаниями. Суть этой борьбы, возможно, будет в том, чтобы предложить авиакомпаниям максимально надежный и экономичный авиадвигатель, так как цены на топливо постоянно растут. Поэтому при проектировании новых двигателей к его составным частям конструкторами будут предъявляться повышенные требования по качеству и точности. Известно, что уровень точности, который закладывается конструкторами при переходе от одного поколения изделия к другому, в среднем повышается на 20.. .40 %.
Одной из наиболее ответственных деталей ГТД является лопатка компрессора Изготовление лопаток занимает особое место в производстве ГТД, что обуславливается рядом факторов, главными из которых являются сложность геометрической и пространственной формы пера и хвостовика лопатки; высокие требования по точности изготовления и шероховатости поверхности, применение дефицитных и дорогостоящих легированных сталей и жаропрочных сплавов; высокая трудоемкость изготовления примерно до 25...30 % от общей трудоемкости изготовления двигателя.
Для изготовления таких деталей наиболее развитые предприятия авиационной отрасли применяют многоосевые обрабатывающие центры с ЧПУ. При умелом использовании именно обрабатывающие центры обеспечивают гибкость и конкурентоспособность производства, снижая трудоемкость изготовления лопатки. Кроме того, применение многоосевых фрезерных центров обусловлено не только пространственной сложностью профиля, но и тем, что для определенных типоразмеров лопаток компрессора это единственный подходящий способ обработки.
Однако, из-за малой жесткости заготовки лопатки на изготовление ее пера в процессе фрезерной многоосевой обработки оказывает влияние ряд факторов. Во-
первых, фрезерование является тем видом лезвийной обработки, при котором постоянно изменяются силы резания, что приводит к вибрациям, деформациям и прогибам. Во-вторых, жесткость лопатки в системе СПИЗ из-за геометрии пера и установки в приспособлении наименьшая, что также влияет на деформации и перемещения участков пера лопатки (прогибы) в процессе фрезерования. И в третьих, для многоосевой обработки характерно применение так называемых углов наклона и атаки оси вращения фрезы. В итоге траектория движения инструмента, рассчитанная для детали, накладывается на искаженную в процессе обработки поверхность заготовки. Разница между предполагаемой траекторией, повторяющей поверхность математической модели детали, и действительной отражается на геометрических характеристиках получаемой после обработки детали.
Применение аналитических зависимостей к сложному пространственному телу для учета приведенных выше факторов усложняется грубой схематизацией всех составляющих процесса фрезерования. Поэтому сегодня в науке пытаются использовать методы , не применявшиеся ранее в науке о резании. Таким методом является метод конечных элементов, использующийся для расчета распределения температур, напряжений и деформаций в теле произвольной формы как в статическом, так и в динамическом состоянии.
Решение рассмотренной выше проблемы изготовления лопаток посредством применения метода конечных элементов видится в том, чтобы учесть прогибы и деформации лопатки при вычислении траектории фрезерной обработки заготовки. Необходимо рассчитать величину прогибов в каждой точке лопатки и реализовать ее в траектории движения инструмента, а, в конечном счете, в управляющей программе, способной обеспечивать получение лопаток с требуемыми точностными характеристиками при заданных технологом режимах резания. Для этого нужно смоделировать процесс фрезерования от заготовки к готовой детали, учитывая заданные режимы резания, геометрию инструмента, характеристики материала заготовки, съем припуска и фактор времени. Что возможно воплотить в специально разработанной автоматизированной компьютерной программе.
Кроме того, необходимо установить влияние углов наклона и атаки на процесс фрезерной обработки в части сил резания, величины прогибов и деформаций обрабатываемой заготовки.
Реализация поставленных задач осуществляется по следующему плану:
1) обзор и анализ ранее выполненных работ по представленной проблематике - глава 1;
теоретическое обоснование предлагаемого способа расчета прогибов, деформаций и сил резания; теоретическое обоснование влияния углов наклона и атаки на составляющие силы резания и прогибы заготовки - глава 2;
планирование, реализация и анализ экспериментов для верификации представляемого расчетного метода и установление зависимости между углами наклона/ атаки и величиной прогибов и деформаций - глава 3;
4) практическая реализация результатов исследования, программная
реализация и структура автоматизированной компьютерной программы, - глава 4.
5) общие выводы, дальнейшие исследования - глава 5.
Целью диссертационной работы является разработка математической
модели и способа компенсации геометрических погрешностей многоосевого
фрезерования концевыми цилиндрическими фрезами маложестких
сложнопрофильных деталей газотурбинных двигателей на основе метода конечных элементов.
Научная новизна
Конечно-элементная математическая модель концевого фрезерования учитывающая неравномерное удаление припуска вследствие низкой жесткости обрабатываемой заготовки;
Способ разработки управляющих программ для станков с ЧПУ, состоящий в том, что траектория управляющей программы корректируется исходя из неравномерности удаляемого с поверхности заготовки припуска;
Уточнены критерии подобия для процесса фрезерования путем учета углов наклона и атаки оси вращения фрезы. Теоретически обосновано с позиций теории подобия влияниеуглов наклона и атаки оси вращения фрезы на проекции силы резания.
Практическая значимость работы заключается в следующих результатах:
Для практического использования результатов работы в среде MatLAB на базе встроенного языка программирования была разработана компьютерная программа моделирования фрезерования лопаток компрессора ГТД с помощью метода конечных элементов «Интеграция» (per. № ВНТИЦ 50200800183);
Предложен новый принцип разработки управляющих программ для станков с ЧПУ, основанный на способе управления траекторией движения инструмента;
Приведены рекомендации по назначению углов наклона и атаки оси вращения фрезы при фрезеровании концевыми сферическими фрезами;
- Дополнена библиотека среды MatLAB алгоритмами и функциями, необходимыми для решения задач методом конечных элементов и моделирования фрезерования.
Технологические особенности изготовления лопаток компрессора ГТД
В связи с появлением нового металлорежущего оборудования, в частности пятикоординатных обрабатывающих центров, появились дополнительные возможности по лезвийной обработке методом фрезерования. Если ранее при фрезеровании лопаток ГТД на трехкоординатных станках ось инструмента при выполнении перехода всегда находилась в фиксированном положении, то при использовании пятикоординатных станков появилась возможность задавать углы отклонения оси вращения инструмента от нормали, проведенной к обрабатываемой поверхности. В англоязычных версиях САПР УП эти углы получили названия Lead/Lag (опережение/ отставание) и Tilt (наклон). Взаимосвязь угла атаки и скорости резания, подачи для четырехкоординатной обработки рассмотрена в соответствующей работе [3]. Однако, конкретные указания по назначению углов наклона и атаки в специальной литературе встречаются редко. В основном на каждом предприятии существуют опытные значения данных углов, например на ОАО "НПО "Сатурн" при фрезеровании профиля с помощью 5-ти координат устанавливают угол атаки 8... 10 градусов, угол наклона 5 градусов. В литературе также не рассматривается влияние данных углов на изменение проекций силы резания и как следствие на величину прогибов обрабатываемой заготовки. При том, что перо лопатки компрессора относительно тонкое, средняя толщина по сечению от спинки до корыта равняется примерно 3 мм. и имеет значительный перепад по толщине от периферийного к комлевому сечению.
При задании углов наклона и атаки возможность равномерого удаления припуска обеспечивается при применении фрезерного инструмента с радиусной режущей частью. В практическом производстве так сложилось, что для фрезерования пера лопатки применяют следующие виды концевых фрез: концевые сферические с цилиндрическим (рисунок 1.1 - 1) и коническим хвостовиком (рисунок 1.1 - 2), цилиндрические с радиусом скруглення (рисунок 1.1 - 3), торусные фрезы (рисунок 1.1 - 4) [76, 80]. Геометрические характеристики подобных инструментов представлены в [79]. Для их изготовления наиболее широко применяются твердые сплавы и быстрорежущие стали.
Среди твердых сплавов наибольшее распространение получили сплавы, имеющие в своей основе карбиды вольфрама, титана, тантала и их сочетания с карбидами ниобия, хрома, ванадия в качестве добавок. Связующим металлом служит кобальт. Практика показала, что наиболее оптимальными являются композиции на базе быстрорежущих сталей Р12 и Р9, легированных кобальтом, молибденом, ванадием (Р12Ф2К5МЗ, Р12Ф2К8МЗ, Р9МЗК6С, Р9М4К8Ф и др.). Порошковые быстрорежущие стали этих или близких им композиций (Р12Ф2К5МЗ-МП, Р12Ф2К8МЗ-МП, Р9М4К8Ф-МП, Р6М5К5-МП и др.) сделались базовыми для изготовления инструмента, применяемого при обработке деталей ГТД [34].
Влияние на качество изготовления лопаток оказывает правильный выбор технологических баз. В работе [46] при обработке пера лопаток компрессора на пятикоординатных станках с ЧПУ в качестве технологических баз предложено использовать три центровых отверстия: одно на торце пера и по одному на плоских боковых сторонах хвостовика (рисунок 1.2 а). Как отмечает автор статьи, с помощью трех центровых отверстий проектные базы детали легко материализуются.
При обработке лопаток компрессора с замком типа «ласточкин хвост» и лопаток компрессора с антивибрационными полками применяют схему базирования, представленную на рисунке 1.2 б. В данном случае одну опорную точку убирают с технологической бобышки и размещают ее на одном из торцов хвостовика, а на технологической бобышке выполняют наружную коническую поверхность. Замок устанавливается в паз приспособления, который повторяет по форме паз диска компрессора. Практическая реализация схемы базирования (рисунок 1.2 б), используемая при обработке поворотных лопаток статора компрессора представлена выше на рисунке 1.3.
Указанный способ базирования позволяет проводить одновременную обработку спинки и корыта (рисунок 1.4). При таком варианте заготовка вращается вокруг собственной оси. В качестве баз, например при обработке поворотной лопатки статора, используются предварительно обработанные цилиндрические цапфы. Одновременная обработка корыта и спинки возможна на станках модели НХ-151 фирмы Staragheckert [3], Стерлитамак 500VB, Стерлитамак 400VB.
Еще один вариант - раздельная обработка спинки и корыта (рисунок 1.5). По данной технологии обрабатываются лопатки статора, так как они обладают достаточно развитыми полками замков хвостовиков. Раздельное фрезерование применяется чаще при трехкоординатном фрезеровании. Раздельная обработка спинки и корыта может быть реализована на станках модели UCP-710 фирмы Micron, Стерлитамак 400VB.
В заключение отметим, что для изготовления лопаток компрессора, работающих при температурах до 500 С, применяют титановые сплавы ВТЗ-1, ВТ-6, ВТ8М, ВТ9, ВТ18У, ВТ22, ВТ25У, ВТЗЗ и другие. В диапазоне рабочих температур 500...650 С используются коррозионно-стойкие и теплостойкие стали 13Х12Н2В2МФА-Ш, 15Х12Н2ВМФАБ-Ш, 15Х16К5Н2ВМФАБ-Ш, 13Х14НВФРЛ, 1Х12Н2ВМФ и др. Лопатки последних ступеней компрессора, работающие при температурах 650...800 С, изготавливают из жаропрочных сплавов на никелевой основе: ХН70МВТЮБ, ХН77ТЮ, ХН45МВТЮБР.
Если следовать классификации В.Ф. Безъязычного, то все возникающие в процессе обработки погрешности разделяются на зависящие от процессов резания и независящие.
Первая группа погрешностей определяется техническими характеристиками на оборудование и приспособления, правильностью выбора технологических баз. Вторая группа погрешностей полностью зависит от характеристик процесса резания, причем она может составлять значительную величину от суммарной погрешности обработки. (Таблица 1, приложение 9 — [5]). Так, например погрешность, обусловленная недостаточной жесткостью технологической системы, при чистовой обработке, может достигать 50% от технологического допуска на размер детали [32]. Суммарная погрешность от температурных деформаций технологической системы может составлять 10...15% [5]. Основную долю ее составляют погрешности за счет температурной деформации инструмента и детали. Погрешностью, обусловленной температурной деформацией станка при обработке на современных многокоординатных центрах можно пренебречь, так как они оснащены системами стабилизации температуры.
Математическое обеспечение расчета напряженно-деформированного состояния концевого фрезерования заготовки
В методе конечных элементов тело, подвергаемое расчету, рассматривается как набор элементов определенной формы, содержащих узлы. Результаты расчета привязаны к этим узлам и распределение какой-либо расчетной величины в теле определяется значениями, заданными в узлах элементов.
Представим обрабатываемую на станке маложесткую заготовку в виде трехмерного тела (балки) из материала с модулем Юнга Е и плотностью р (рисунок 2.2). Разобьем балку на элементы тетраэдральной формы (рисунок 2.3). Данный тип конечного элемента является основным в данной работе, представляет собой симплекс-элемент по формулировке Сегерлинда [53] и является лагранжевым элементом первого порядка с четырьмя узлами i, j, m, р в его вершинах. С правой стороны балка жестко защемлена (схематизация установки замка лопатки в центрах) - в этих узлах перемещения равны нулю, с левой - находится на шарнирно-подвижной опоре (схематизация поджатия лопатки в заднем центре) - в узлах по одной координате задано числовое значение перемещения. Движение балки происходит в некоторой среде с коэффициентом вязкости С. Ведется фрезерование поверхности балки концевой фрезой, что обозначено проекциями периодических сил приложенных к поверхности по всей области обработки через узлы. Смещения произвольных узлов балки от исходного положения под действием сил F(t) обозначим как 5, а реакции в опорных узлах как R. Как видим, значения перемещений известны в отдельных точках тела - это граничные условия и перемещения контактных областей балки от действия режущего инструмента.
Основываясь на вариационной формулировке метода конечных элементов, решение уравнения совпадает с функцией минимизации функционала [25]. Если использовать энергетический подход к МКЭ, то физически решение задачи выражается в том, что из множества возможных положений точек системы выбирается наименее затратное перемещение с точки зрения потенциальной энергии.
Уравнение (2.9) представляет собой матричное дифференциальное уравнение, описывающее колебания системы при периодическом входном сигнале. Возвращаясь к рассматриваемой балке, отметим, что в уравнении (2.9) слагаемое, связывающее коэффициент демпфирования (трения между колеблющимся телом и средой) можно не учитывать, так как в случае колебательных движений заготовки лопатки при фрезеровании силы трения между воздухом и телом заготовки малы, также не учитываем внутреннее трение. Тогда уравнение (2.9) запишется в виде: [K][U] + [M]- [U] = И, + [F]» = И/)] (2.15)
Из литературы по применению МКЭ к решению задач механики твердого тела [7] при решении уравнений типа уравнения (2.15) неизвестными являются перемещения при задаваемой периодической нагрузке или собственные частоты. В рассматриваемой балке, однако, наоборот перемещения являются заданными, а силы создающие заданные перемещения при известных физико-механических свойствах балки неизвестны. Следовательно, требуется решить т.н. вторую задачу динамики - определить силы под действием которых происходит перемещение точек тела.
Основанием рассмотренных выше уравнений является время. В каждый момент времени значения приведенных выше параметров (х, у, z, j, U, F) строго определенно, так как по условиям движение инструмента является основополагающим. Следовательно, дискретное задание приращения силы от максимального ее значения до минимального дает приращение величины перемещений от минимума до максимума и наоборот. Тогда описание динамического поведения рассматриваемой системы возможно представить в виде набора множества приращений перемещений и исключить время. Частотная характеристика уже заложена через известное ускорение точки тела j.
Приведенные зависимости для балки возможно распространить на любое трехмерное тело произвольной формы, в частности компрессорную лопатку ГТД. В матричной системе уравнений (2.15) в качестве неизвестных могут быть и силы, и перемещения. Действительно, перемещения объема материала известны только в контактирующих с инструментом поверхностях. Обозначаем перемещения узлов, которые находятся в области действия инструмента и могут быть предварительно определены - иИнстр- Также известны перемещения в узлах элементов тела являющихся закрепленными - U3AKP=0. Перемещения в остальных узлах конечных элементов тела неизвестны - иузлы- Силы в узлах, перемещения которых известны (ІІИНСІР, ЧЗАКР), являются неизвестными - FKOHT- Силы в остальных узлах равны нулю - РНуль=0, так как в данных узлах отсутствует какое-либо силовое воздействие. Таким образом, имеем п неизвестных для п уравнений. Так как в матрице-столбце перемещений и в матрице-столбце сил неизвестные переменные находятся наряду с известными значениями, необходимо матричную систему привести к стандартному виду - сформировать общую матрицу-столбец неизвестных.
Решение системы уравнений с модифицированными матрицами дает матрицу-столбец решений, содержащую силы и перемещения. Далее корни уравнения сортируются по соответствующим столбцам сил и перемещений (приложение 1).
Решение уравнения (2.15) представляет собой сумму корней двух слагаемых выражений - сил, а именно, упругости [FK] и инерции [FM], являющейся функцией от времени Fs(t). К силе, найденной в состоянии статики [FK] добавляются дополнительно сила [FM], учитывающая массу тела и ускорения в текущий момент времени. Для каждого отрезка времени составляющие выражения (2.15) рассчитываются заново. Уравнение (2.15) используется для описания вынужденных колебаний и пригодно для расчетов, связанных с фрезерной обработкой [9].
Выражение (2.19) в литературе по МКЭ [25] приводится для описания поведения материала в упругой области. Однако при моделировании фрезерной обработки требуются зависимости, описывающие, во-первых, поведение материала за пределами упругости, во-вторых, позволяющие автоматизировать расчет. Для проведения расчета за основу возьмем функцию интенсивности деформаций. Основываясь на гипотезе А.А. Ильюшина о независимости интенсивности напряжений от вида напряженного состояния [45], считаем, что функция т, = /( ?,) справедлива для трехмерного напряженного состояния. По данной гипотезе достаточно определять деформации в определенные моменты нагружения при одноосном растяжении тонкостенной трубы, на их основе рассчитывать интенсивности напряжений и таким образом определять функцию состояния материала. Порядок проведения подобных испытаний описан в ГОСТ 1497-84, ГОСТ 12004-81. Рассматривая, например, экспериментальную диаграмму одноосного растяжения материала из малоуглеродистой стали (рисунок 2.4), можно выделить несколько участков:
Для упрощения расчета условную диаграмму необходимо упростить -аппроксимировать линейной либо степенной функцией по методикам, изложенным в [37]. Тогда условная диаграмма, изображенная на рисунке может быть представлена в виде (рисунок 2.5):На основании [27] механическое поведение среды при нагружении описывает уравнение 0-,= ,( , ,7-, ,//...), (2.20) где є, — скорость интенсивности деформаций (первая производная деформаций по времени), Т - температура тела (учитывается при расчете теплопроводности), D -модуль Юнга, ц. - коэффициент Пуассона. При моделировании МКЭ интерес представляет не только зависимость а(є), но и предел прочности материала, определяющий решение - удалять или не удалять конечный элемент. Основываясь на данных литературы [9] преимущественное влияние на предел прочности материала при резании оказывают температура Т и деформации є. Из [9] следует, что значение предела прочности при резании не связано с режимами и геометрией инструмента.
Учет скорости деформаций є, и температуры Т для описания материала при моделировании резания с помощью МКЭ представляет существенную проблему. Если рассматривать фрезеруемую лопатку, представленную набором конечных элементов, то уравнение для контактных конечных элементов должно отличаться от уравнения для элементов, удаленных от зоны резания. Действительно, скорости деформаций и температуры в зоне резания на несколько порядков отличаются от данных значений в остальных областях. Так, например, при фрезеровании скорость деформации в зоне резания (а соответственно и в КЭ) є более 10 с, температура более Т=500С [9, 73]. В остальных зонах - скорости деформаций на несколько порядков ниже. Разброс скоростей деформаций и температур влияет на вид кривой растяжения. Тогда для одного набора элементов при проведении расчета вид кривой должен отличаться. Данное обстоятельство, во-первых, существенно уменьшает скорость расчета, во-вторых, необходимо обладать набором из кривых для различных температур и скоростей деформаций. Выход видится в использовании двух расчетных кривых с(є): 1-ая кривая — кривая растяжения материала при t=20 С и скорости деформации 10"3 с; 2-ая кривая - кривая растяжения при t=500 С. Действительно, если обратиться к экспериментальным исследованиям распределения температур, температура выше температуры в условной плоскости сдвига наблюдается в стружке, а по направлению в деталь значение температуры убывает.
Описание хода экспериментов и анализ результатов
Для того, чтобы измерить напряжения и деформации, возникающие при фрезеровании профиля пера лопатки на пяти координатном обрабатывающем центре была скомпонована экспериментальная установка, состоящая из многокоординатного обрабатывающего центра Стерлитамак 500VB (производство Стерлитамакского станкостроительного завода), регистрирующего цифрового устройства MIC-300MC (производство НПП "Мера"), шестнадцатиканальной тензостанции 16СУ28МК (рисунок 3.1). Схема экспериментальной установки представлена на рисунке 3.2, схема движения узлов станка представлена на рисунке
Тарировка тензодатчиков проводилась с помощью камертона, изготовленного из титанового сплава ВТЗ-1. Предварительно на камертон наклеивался тензодатчик, задавалась нагрузка и по колебаниям камертона проводилась "привязка".
На полученных в процессе измерения графиках представлены амплитудно-частотные характеристики: по оси абсцисс отсчитывается время в секундах, по оси ординат - напряжения вдоль оси X в кг/мм2. Для того, чтобы определить зависимость между напряжениями вдоль оси X и значениями прогибов вдоль осей X, Y, Z, предварительно была проведена тарировка (приложение 13): задавались различные значения нагрузки в точке, расположенной в среднем сечении лопатки (20Н...200Н), измерялись значения напряжений по тензодатчикам.
Обработка результатов измерений проводилась с помощью пакета обработки сигналов WinlTOC Expert. Общий вид экрана монитора представлен на рисунке 3.6.
Проводится полный эксперимент. Система имеет три входа (t, SOB п) и один выход (напряжения). По каждому входу задается 3 значения, следовательно общее количество опытов для каждой исследуемой поверхности (корыта, спинки и кромки) равняется 3 =27. Задаваемые значения удаляемого припуска по профилю: 0,7 мм.-0,4 мм.-0,2 мм. Задаваемые значения подачи по профилю: 300 мм./мин.-700 мм./мин. 92 1000 мм./мин. Задаваемые значения оборотов по профилю: 1000 об/мин.-2000 об/мин.-3000 об/мин. Задаваемые значения углов наклона по: 0 - 7.
Измерения проводились в следующем порядке. Предварительно был разработан пакет управляющих программ фрезерной обработки профиля и кромок по математической модели в системе Unigraphics-Manufас taring: СП1 (спинка-профиль 1), КП1 (корыто-профиль 1), СП2 (спинка-профиль 2), КП2 (корыто-профиль 2), К (кромка).
Заготовка №1 (датчики на спинке) лопатки компрессора ГТД устанавливается на обрабатывающий центр и станочное приспособление рисунок 3.7. По управляющей программе производится фрезерование входной кромки профиля пера по всей длине (К1 - см. приложение 6) и фрезерование выходной кромки профиля пера (К2) концевой конической фрезой со сферическим концом. На каждом проходе в соответствии с наименованием и таблицей 1, приложения 6 устанавливаются определенные режимы резания - глубина t, подача на оборот S0B, частота вращения шпинделя. Изменение режимов резания осуществляется управляющей программой.
Заготовка № 2 (датчики на корыте). Производится фрезерование входной кромки профиля пера по всей длине (КЗ) и фрезерование выходной кромки профиля пера (К4) концевой конической фрезой со сферическим концом - таблица 5, приложение 6. Также производится обработка конической фрезой участков "спинки" заготовки лопатки по строчкам с двумя значениями углов наклона "Tilt" — SP_11NA_1, SP_1_NA_2, SP_2_NA_1, SP_2_NA_2 - таблица 8, приложение 6. Затем полностью торусной фрезой обрабатываются два участка "спинки" за три прохода (припуск 0,7-0,4-0,2). Для каждой строчки заданы режимы резания в соответствии с таблицей 6 (опыты №СШ, СП2).
Заготовка № 3 (датчики на профиле 1) — рисунок 3.5. По управляющей программе производится имитация круговой обработки торусной фрезой. Поворот оси А на станке на 360, используемый при круговой обработке профиля заменен отводом фрезы по обратной траектории, чтобы не происходило наматывания соединительных проводов.
Заготовка № 4 (датчики на профиле 2). Также по управляющей программе производится имитация круговой обработки.
Распределение частот по АЧХ 26,367 об/с-52,734 об/с-79,101 об/с и т.д все частоты, кратные 26,367, есть формы собственных частот колебаний лопатки. Данные значения присутствуют на амплитудно-частотных характеристиках всех опытов (обработка спинки, корыта, кромок) в широком диапазоне задаваемых оборотов вращения шпинделя от 1000 до 3000 об/мин. Собственные формы колебаний существенно отражаются на амплитуде, возникающих напряжений, а следовательно деформаций и прогибов лопатки в процессе фрезерования. Максимальные амплитуды напряжений собственные формы колебаний вносят в процессе врезания фрезы. При установившемся резании воздействие собственных частот колебаний отходит на второй план, уступая воздействию частот, связанных с резанием одного зуба и снятием стружки.
Значительное влияние собственных частот на амплитуду напряжений при фрезеровании лопатки можно объяснить характером установки лопатки в приспособлении - площадь установочной поверхности лопатки очень мала по сравнению с площадью лопатки. Сместить частоты в большую сторону возможно с помощью наложения дополнительных связей на лопатку - увеличить площадь соприкосновения с приспособлением. В этом случае собственные частоты выдут за пределы частот резания зуба и вероятность возникновения резонанса собственной частоты лопатки и частоты nz будет меньше. Например, после установки лопатки в задний центр приспособления дополнительно возможно зажать лопатку за поверхность пера с двух сторон от центра.
Вклад частот выше частоты nz заметен на графике (рисунок 3.10). Видно как в зоне вибрации появляются дополнительные гармоники, накладываясь на волну, возникающую в результате резания одного зуба.
При обработке кромки (КЗ п=1900 об/мин, S=210 мм./мин) напряжения при врезании составляют 0,2 10 Н/мм (прогиб 0,12 мм) — рисунок 3.11. Процесс изменения напряжений в момент врезки при обработке спинки показан на рисунке 3.12. При установившемся процессе резания в среднем сечении напряжения достигают максимума 0,8 10 Н/мм (прогиб 0,46 мм.) (датчик 4), по датчику 7 (вблизи зоны резания) напряжения 1,2 10 Н/мм (прогиб 0,7 мм.) (рисунок 3.13— 3.14).
Формирование исходных данных расчета
В современных машиностроительных производствах все чаще используются станки с числовым программным управлением. Подготовка управляющих программ для таких станков осуществляется с помощью специальных программных пакетов -САМ (например, Unigraphics, Delcam). Результатом работы таких программ является траектория движения инструмента, необходимая для изготовления на станке соответствующей поверхности. Программа обработки включает также режимы резания, геометрию инструмента.
После того, как разработана полноценная операция в Unigraphics-Manufactiiring (траектория движения инструмента перед обработкой постпроцессором станка — рисунок 4.2), в стандартном меню постпроцессирования выбирается постпроцессор stankevich_post . При обработке траектории данным постпроцессором, во-первых, формируется файл координат точек траектории резания без отводов и холостых перемещений (рисунок 4.3), во-вторых, создаются файлы с информацией о геометрии инструмента, режимах резания, заданных при формировании операции фрезерования.
Соответствующие .с1а1-файлы содержат: название операции, диаметр инструмента, угол заострения, число зубьев, значения подачи, числа оборотов. Запускается приложение Unigraphics-Strnctares, которое используется для автоматизации разбиения твердотельной модели заготовки на конечные элементы и получения файлов данных, содержащих информацию о положении узлов КЭ в пространстве. Модель заготовки, расположенная в данном .рі!-файле на другом слое (отличном от того, на котором расположена модель детали), разбивается на тетраэдральные конечные элементы (tetra_4). Затем пользователю необходимо задать условия закрепления заготовки (рисунок 4.4). В итоге формируются следующие .с1аі--файльі: файл координат узлов КЭ - NLIST.dat, файл, определяющий номер КЭ и номера входящих в него узлов - ELIST.dat, файл заданных начальных перемещений узлов - DOF.dat (рисунок 4.5). Файлы ELIST и NLIST полностью описывают геометрию анализируемого тела. Система координат устанавливается по машинной системе координат. В данной работе нет необходимости останавливаться на методах разбиения модели на КЭ, так как приложение Unigraphics-Structures обладает достаточными средствами для решения поставленных задач. Для облегчения работы в данной программной среде разработан специальный интерфейс в виде "окна".
После выполнения приведенных выше операций запускается компьютерная программа моделирования фрезерования, организованная с помощью программного комплекса MatLAB (рисунок 4.6). Нажатие на кнопку 1 приводит к появлению "окна" исходных данных для расчета напряженно-деформированного состояния фрезерования (рисунок 4.7). В "окне указано наименование моделируемой операции. Задаются значения модуля упругости Е и коэффициента Пуассона \х, эквивалентная диаграмма о(є) для материала заготовки - по ключевым точкам (рисунок 4.8), плотность материала заготовки р, проверяются и дополняются геометрические параметры инструмента, режимы резания (рисунок 4.9). Указывается расчетный участок траектории
Варианты решения: автоматически создать сетку с более маленькими по объему конечными элементами, либо самостоятельно сгустить сетку в MATLAB. При первом варианте сгущение сетки произойдет во всех частях тела, включая и те, где градиент расчетной величины минимален, то есть уточнение сетки там вообще не требуется. Кроме того, время расчета увеличивается в 4 раза (256000 элементов, примерно 51000 узлов). Поэтому после передачи данных из Unigraphics в MATLAB перед началом расчета по определенному алгоритму необходимо сгустить сетку в заданном объеме. При этом в Unigraphics объем конечных элементов возможно задавать равным половине величине диаметра фрезерного инструмента.
Процесс повторяется для всех выбранных элементов. Используя «сгущение» в заданной области, возможно в системе Unigraphics-Structures модель заготовки разбивать на конечные элементы большего размера, а в расчетных областях «сгущать» сетку. Применение функции Делонэ без указанного алгоритма дает иной результат (см. п.2.3). Результат "сгущения" конечно-элементной сетки в заданной области представлен на рисунке 4.14.
