異形偏心零件的動平衡調節工裝的設計及應用＊

高 源 張小飛 楊培輝 崔 濤 李 杰 吳偉宏 張 鵬 王永國

（①上海大學機電工程與自動化學院，上海 200444；②西安航天發動機有限公司，陜西 西安 710000）

對于車削偏心結構的零部件，零件的加工質量和切削加工效率一直備受關注。車床裝卡零件的通用夾具為三爪卡盤、四爪卡盤，在切削加工過程中對零件只起夾緊定位作用[1]，對于偏心結構件的切削效率作用之微弱，眾所周知。故而對于偏心結構件的車削加工，都會設計專用公裝[2-6]，以克服車削加工過程中零件做回轉運動時產生的動不平衡，從而實現保證產品質量的同時提升加工效率。對于工裝的設計與研發，既要考慮工裝對產品的夾緊與定位的便捷性和可靠性，還要實現工裝對產品的夾緊力的準確預設[7]。但是通用工裝也有其不可避免的弊病，其通用性不強，不適合小批量生產的零件加工，更適用于專用機床加工專用零件，或大批量生產加工的場合[8]。

航天發動機的主要結構件材料有高溫合金、鈦合金及高強不銹鋼等難加工材料，其中很多泵體為焊接組合件，體型龐大、結構偏心，尤其在立式車床加工偏心結構的零件，其加工效率受到回轉過程中離心力的限制，轉速較低。面對當前航天產業迅速發展的新機遇，對航天發動機結構件制造企業的高效加工能力提出了高標準、嚴要求，企業必須不斷改進工藝方法，引入新的技術和理念，尋求更加高效的工藝方案以提高生產效率，才能滿足生產任務的按時交付[9]。

本文提出了對于車削某一款回轉類偏心零件的加工效率有效提升的工藝方法-設計了專用工裝。通過配置配重塊，可有效調節零件自身的動不平衡，采用多點輔助支撐，對零件進行全約束，賦以厚實的底臺，設有對零件實現Z向微調的機制，增加零件加工系統整體剛性的同時，工裝亦可靈活調節，最終大幅提升加工效率。通過靜力學仿真，預測了零件的實際加工最高轉速，并進行了實驗驗證。

1 工裝設計

1.1 零件分析

本文研究的加工零件屬于航天某型號發動機產品上的關鍵零件，整體為高強不銹鋼材料的焊接組合件，結構偏心（如圖1a 所示），案例中所研究零件重心在當前坐標系下的坐標為：（-53.674，196.297，-16.877），重心向Z軸負向偏移16.887個單位，向X軸負向偏移53.674 個單位（如圖1b所示）。其主要材料去除發生在零件內腔，且主要材料去除在立式數控車床完成。因鮮明的偏心結構特征，零件做回轉運動時會產生不可避免的離心力，加工轉速越高，需克服的離心力越大，在沒有外界支撐的情況下，零件所發生的變形和位移越大，即產品的不合格率風險增加，這嚴重限制了現場的生產效率。

圖1 零件模型重心分析（模型已簡化處理）

零件生產效率低是諸多原因綜合作用導致，零件自身材料為高強不銹鋼材料，屬于難加工材料，對于刀具的耐用度有著巨大考驗。刀具壽命低，將導致刀具的頻繁更換，機床停機的頻次增加，致使生產效率低。鮮明的偏心結構亦是限制零件高效加工的主要原因之一，結構偏心，導致零件做回轉運動時轉速低，現場該零件加工時轉速只能達到25 r/min，轉速再增高，將面臨零件加工超差的風險。切削加工參數低，致使零件生產效率低。當然，現場量具的準備不充分，零件加工后的手動去毛刺，刀具最優選擇的情況下，亦難實現加工斷屑，操作工勾屑也占用一定時間等等。綜合因素下，導致該零件的生產效率低。在保證零件生產質量的前提下，單個零件生產成本可控范圍內，設計一種適合該零件的高效加工工藝方法迫在眉睫。

設計針對該款零件的專用工裝，有效克服零件加工過程中的離心力，實現零件的動不平衡調節，從而提升零件的切削加工轉速，進而可服務于后期刀具的優化，可完善切削參數，最終實現零件的生產效率的大幅提升。所以提出設計并開發專用工裝的工藝方法，實現零件的保質提效。

1.2 工裝設計

在機械加工工裝夾具設計方面，需要結合加工實際情況設計工裝夾具結構，盡可能避免采用復雜結構，以便使夾具設計成本降至最低，并且做到迅速完成工裝夾具操作[10]。做好工裝夾具定位設計，可以實現工件自由度有效控制，使機床、刀具和工件都處于準確位置，確保機械加工精度滿足要求。經前節1.1 中對零件結構的分析，零件整體重心向X軸負向（彎管懸出向）和Z軸負向偏移，工裝的增設需有效調節零件工作中的動不平衡，配置配重塊，以平衡離心力?？紤]零件的加工場合為立式數控車床，零件做回轉運動，故將工裝外形設計為回轉體。結合工裝與零件的連接方式，因零件為高精密產品，尺寸精度要求較嚴，需加強零件自由度管控，能夠保證定位合理。采用六點定位法提供6 個支撐點，能夠避免工件自由度過高，在三維角度精準確定夾具位置，可以實現工件高精度加工。定位支撐點以浮動塊的形式，通過彈簧機制，保證浮動塊與零件充分接觸，可實現對零件的嚴格限位，但對零件自由狀態下所施加的外力可忽略不計。綜合考慮工裝整體結構的可靠性，耐用度以及對于操作工的安裝便利性，結合實際加工環境、工作狀態，參考機床夾具設計手冊[10]，設計如圖2 所示的專用工裝。

圖2 專用工裝的三維模型

1.3 工裝裝配與使用

工裝與零件的裝配模型如圖3a 所示，零件與工裝實物裝配如圖3b 所示。圖2 定義了工裝的每個組成構件，構件9(底胎)與零件地相想接觸，設有粗定位環，便于零件快速找正。構件9 上同時設有構件10(微調機制)，因零件為焊接組合件，每一個零件加工前的狀態不一致，端面會有0.02～0.07 mm的跳動，構件10 可便于零件找平端面。其中外框架（由構件4(一層連接盤)、構件5(二層連接盤)、構件6（配重塊）、構件9(底胎)、構件10(4 個微調機制)和構件13(4 根立柱)組成）只需一次裝配，每一次使用無需拆卸。外框架由吊車置于機床轉臺中心，由壓板壓緊構件9(底胎)，工裝即被固定。將零件自上而下落入工裝外框架內腔，并使零件底面置于構件9(底胎)粗定位環內，找正零件后，從構件9(底胎)的4 個U 型槽伸入壓板壓緊零件底面端面，固定零件。蓋上構件1(蓋板)，4 個構件2(鎖緊螺栓)將構件1(蓋板)與構件4(一層連接盤)固定。松開構件3(鎖緊螺釘)，構件12(彈簧)頂出構件11(浮動塊)，使構件11(浮動塊)與零件外圓面接觸，再鎖緊構件3(鎖緊螺釘)，固定構件11(浮動塊)，充分限制零件在回轉過程中及切削加工過程中發生偏移。最后安裝構件7(彎管支撐)和構件8(彎管頂緊)，對零件彎管在旋轉過程的切向進行限位，盡可能減小彎管所產生的應力和形變，從而保證零件加工部位的最小應力和形變。

圖3 工裝與零件的裝配圖

2 靜力學分析

本研究初衷是開發某型號發動機的關鍵零件的高效加工工藝，相比原有的加工工藝，要在產品質量有保障、生產成本可控的前提下，加工效率有顯著提升。在本研究正式投產前，做充分的理論分析，包括工裝與零件的裝配狀態下的靜力學分析，充分考量工裝的可靠性及本加工工藝方法的可行性，對本加工工藝方法可實現的提效指標有初始的預期，同時對實際加工時的切削參數給予一定參考。

分別將單獨零件和零件與工裝的裝配體導入Workbench 環境，對其進行前處理：設置約束和工況，不裝置工裝時，零件實際加工時，用壓板壓緊零件底端端面，故仿真環境將其邊界條件設置為5自由度約束，僅釋放其軸向旋轉自由度。裝置工裝時，將零件底端與工裝構件9(底胎)上端面做接觸連接，再將構件9(底胎)下端面和圓柱面進行約束，其中端面釋放軸向旋轉自由度，其他自由度均約束。再轉入求解器求解。根據零件的實際生產工藝要求，精加工時需保證所有內型和端面跳動量均為0.02 mm以內?，F場實際的切削加工轉速為25 r/min，在不裝配工裝的情況下，對其進行靜力學仿真分析。

據圖4 的仿真結果，零件整體在轉速25 r/min時，最大應力出現在彎管出口靠近末端的內壁處，最大應力2.93 MPa。最大位移發生在彎管出口最邊緣，最大位移0.006 4 mm。由于主要關注的分析對象為零件的加工部位，即零件內腔和端面。故根據零件加工部位的局部分析，內型和最大應力出現在靠近彎管的端面和內型處，為1.36 MPa。最大位移發生處在最大應力出現處周邊，最大位移為0.001 8 mm。

圖4 無工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為25 r/min）

從不加工裝的零件進行靜力學仿真分析結果看，在25 r/min 的轉速下，零件加工部位的最大位移僅為0.001 8 mm ?0.02 mm。對零件在該狀態下的最大應力和最大位移值，加以零件零件大幅提效的迫切需求綜合考慮后，對加工裝和不加工裝兩種狀態下的零件分別選用轉速70 r/min、90 r/min 和120 r/min進行仿真分析。

通過對單獨零件和工裝與零件裝配后的靜力學仿真分析，圖5、圖7 和圖9 為無工裝狀態下，分別以轉速70 r/min，90 r/min、120 r/min 進行的仿真應力和位移云圖，圖6、圖8 和圖10 為配置工裝狀態下，分別以轉速70 r/min，90 r/min、120 r/min 進行的仿真應力和位移云圖。隨著轉速的提升，零件產生的應力增加，發生的位移也會越來越大。二者的一致之處在于，最大應力出現的位置都在零件最外圍，即彎管出口外緣處，當轉速達到70 r/min 時，無工裝零件最大應力為23.02 MPa，裝配工裝后零件最大應力為23.12 MPa，二者應力值相近。在該轉速下，無工裝零件加工部位最大位移為0.012 mm＜0.02 mm，裝配工裝后零件加工部位最大位移為0.002 mm＜0.02 mm，如此可得出：本研究的專用工裝對于該零件高轉速的切削加工有著顯著作用。當轉速提升至120 r/min 時，無工裝零件加工部位最大位移為0.035 mm＞0.02 mm，已超出工藝要求。裝配工裝后零件加工部位最大位移為0.007 mm＜0.02 mm，體現出本研究在高轉速下的可靠性，可堅實保證零件的尺寸穩定性。

圖5 無工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為70 r/min）

圖6 裝配工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為70 r/min）

圖8 裝配工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為90 r/min）

圖9 無工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為120 r/min）

圖10 裝配工裝應力與位移云圖（a 為應力，b 為位移，仿真轉速為120 r/min）

仿真的部分未能實現高轉速運轉后，零件在拆除工裝后處于自由狀態下的實際端面和內孔的跳動量的計算。另外本次仿真試驗只是裝配體的高速運轉仿真，并沒有實際的切削加工環節，切削加工過程中的切削力對零件狀態的影響，以及切削力和工裝的約束的綜合影響，在本次仿真中未能體現。故在實際切削實驗時，切削參數選擇上會相對保守。

3 實驗驗證

根據第2 章中的仿真結論，配置工裝時，在理想裝配的情況下，轉速可實現120 r/min，零件加工部位變形滿足工藝要求。但實際切削加工過程是一個多因素耦合的復雜切削過程，考慮工裝與零件裝配的精確性，切削過程刀具的狀態，以及切削力和切削溫度對零件加工部位的尺寸精度和位置度的影響，在實際切削試驗中，為保證產品件的精度要求，加工出的零件為合格產品，其半精加工轉速選用70 r/min，精加工轉速選用50 r/min。

本實驗在臺灣立式車床（TongTai TVL-120CM）上完成。采用壓板壓緊工裝至機床工作臺面，零件與工裝底部采用壓板壓緊連接。加工前找正零件內孔和端面，二者跳動量均為0.01 mm。考慮仿真所用模型屬于理想型，連接程度也為理想型，結合實際切削加工時的零件狀態，遂決定半精車去余量，除過孔位置外，轉速70 r/min，進給速度0.1 mm/r，相比原轉速25 r/min，進給速度0.1 mm/r，轉速提升1.8 倍（工裝拆除前后的內孔外圓跳動量對比，試驗結果與仿真結果做對比）。精車時轉速50 r/min，進給速度0.06～0.1 mm/r，相比原轉速25 r/min，進給速度0.06～0.1 mm/r，轉速提升1 倍?？傮w來看，純切削加工時間縮短至少一半。

所有加工部位結束后，拆除工裝前，端面（最上面端面）跳動量0.005 mm。內孔（?274 mm）跳動量為0.005 mm。內孔（?81 mm）跳動量為0.005 mm，與第2 章中轉速70 r/min 的仿真結果0.002 mm的最大位移量很接近，同時驗證了仿真結果的可靠性。釋放工裝與零件接觸的浮動塊的約束和零件與工裝底胎處連接的壓板約束，使零件完全處于自由狀態下，測其端面跳動量為0.005 mm，內孔跳動量為0.005 mm，完全滿足工藝要求，測量過程如圖11所示。后續經多個產品件的加工驗證，專用工裝在經過高轉速切削加工后，零件的尺寸精度均滿足工藝要求。后續隨著工裝與零件的磨合期的延長，操作工對工裝的熟悉了解程度，實際切削加工效率可逐步提高。

圖11 拆除工裝與零件接觸的浮動塊進行端面內孔測量

4 結語

通過對航天某型號發動機的關鍵零件進行工藝方案改進，研究出適用的專用工裝。通過仿真分析，為實際切削加工時的切削轉速提供了理論參考，同時預估了實際切削加工過程中的加工風險點。最終通過切削加工實驗驗證，仿真的結果具備很強的參考價值，通過對工裝的逐步完善，其切削加工時間將得以大幅降低。

（1）對零件裝配專用工裝后進行了靜力學仿真，其轉速達到120 r/min 時，加工部位最大變形量為0.007 mm，低于工藝要求0.02 mm。而無專用工裝在相同轉速下，其仿真結果中加工部位最大變形量為0.031 mm，超過工藝要求0.02 mm。

（2）通過產品件實驗，考慮現實加工的影響因素的復雜性，實際切削參數較為保守，最終實驗切削參數為半精加工時轉速70 r/min，精車時轉速50 r/min，進給速度均為0.06～0.1 mm/r，通過對加工后的零件的內孔和端面跳動量的檢測，其跳動值0.005 mm 與70 r/min 時的仿真結果中的零件加工部位最大位移值0.002 mm 很接近，驗證了仿真結果的可靠性，相比原工藝加工效率提升1 倍，產品質量滿足工藝要求。