吳澤剛，劉良寶，孫劍飛,3，陳五一,3

（1. 中國航發(fā)哈爾濱東安發(fā)動機有限公司，哈爾濱 150066；2. 北京航空航天大學(xué)機械工程及自動化學(xué)院，北京 100191；3. 先進航空發(fā)動機協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100191）

鈦合金比強度高，具有較良好的高溫強度和抗疲勞性能，耐蝕性能優(yōu)良，在航空發(fā)動機的多個部位獲得了重要應(yīng)用[1-3]。在航空發(fā)動機環(huán)形機匣中，很大一部分材料為鈦合金，結(jié)構(gòu)為薄壁弱剛性零件，加工變形問題極為突出。影響弱剛性零件加工變形的因素較多，包括工件材料機械性能、毛坯殘余應(yīng)力分布情況、切削力、切削熱、裝夾、機床剛度、刀具磨損、工件的幾何形狀及剛度，以及加工工藝方法等[4-6]。鄭耀輝等[7]采用有限元方法建立了基于輔助支撐的整體機匣件加工變形預(yù)測模型，分析了不同輔助支撐方案的加工變形結(jié)果。任軍學(xué)等[8]基于有限元仿真分析,提出了一種機匣類零件數(shù)控加工變形控制方法。Dé pinc é等[9]提出了一種“讓刀變形”控制方法，采用迭代算法得到了刀具變形的補償量。

相關(guān)研究結(jié)果表明，在弱剛性零件加工過程中，切削力和裝夾力主要造成工件加工表面局部發(fā)生變形，而毛坯殘余應(yīng)力釋放與重分布會引起更嚴重的整體彎扭組合變形[10-11]。因此，在機匣加工過程中需要重點采取措施控制毛坯殘余應(yīng)力引起的變形。

本文從毛坯殘余應(yīng)力角度出發(fā)，針對鈦合金機匣加工變形機理進行了研究，通過試驗和仿真預(yù)測了毛坯全深度殘余應(yīng)力分布狀態(tài)和仿真切削加工變形過程，對兩種不同的機匣加工工藝方案進行對比分析，并通過切削加工試驗進行了驗證。

1 機匣加工變形機理與控制方法

1.1 機匣加工變形因素

機匣是典型的薄壁結(jié)構(gòu)零件，在切削加工過程中隨著材料去除，剛度逐漸減弱，剛度不足引起的加工變形是影響尺寸精度的主要原因[12]。通常情況下，影響薄壁結(jié)構(gòu)件加工變形的主要因素包括以下3 個方面：

（1）裝夾變形。由于零件剛度較差，在夾具裝夾力的作用下，導(dǎo)致端面平面度變差以及薄壁處變形。

（2）切削力產(chǎn)生的變形。切削加工時由于零件剛度不足，在切削力作用下產(chǎn)生彈性讓刀變形。變形主要發(fā)生在薄壁處，對于機匣變形影響主要表現(xiàn)為圓跳動量過大。

（3）殘余應(yīng)力釋放產(chǎn)生的變形。零件加工過程中，原本平衡的毛坯初始內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)遭到破壞，因此需要通過零件協(xié)調(diào)變形達到內(nèi)應(yīng)力新的平衡。

機匣毛坯一般通過塑性成型工藝制造完成，加工余量較大，材料去除比率能夠達到80%甚至90%以上。因此，毛坯內(nèi)部殘余應(yīng)力大量釋放并重新分布，會引起零件嚴重的整體組合變形。

1.2 機匣變形控制方法

針對以上3個因素，機匣變形的工藝控制方案主要包括裝夾方案優(yōu)化、切削參數(shù)優(yōu)化、余量分布及加工順序優(yōu)化。

（1）裝夾方案優(yōu)化。

裝夾優(yōu)化的目的是提高工裝的可靠性和穩(wěn)定性，通過分散或降低裝夾力來控制裝夾力造成的變形。其優(yōu)化主要考慮的因素為：裝夾位置、裝夾順序以及裝夾力的分布形式和大小。

（2）切削參數(shù)優(yōu)化。

加工過程中產(chǎn)生的切削力與切削參數(shù)密切相關(guān)，尤其在精加工階段，零件剛度處于最差狀態(tài)，不合理的切削參數(shù)將導(dǎo)致較大的切削力，由此引起讓刀變形無法通過后期重復(fù)加工校正。通過優(yōu)化切削工藝參數(shù)，在保證加工效率的前提下，減小切削力，從而抑制加工中產(chǎn)生的變形。

（3）余量分布及加工順序優(yōu)化。

加工余量不均勻，會導(dǎo)致切削過程中切削深度在一定范圍內(nèi)波動，因此會造成切削力不斷變化，同時，余量的加工順序會影響內(nèi)部應(yīng)力的釋放過程，不合理的去除順序會引起變形在不同方向間波動。以變形控制為目的的余量優(yōu)化原則，主要是保證精加工前余量盡可能小且均勻，余量應(yīng)確保粗加工和熱處理后，零件變形量小于精加工余量。

1.3 TC4鈦合金壓氣機機匣加工變形機理分析

本文針對TC4鈦合金壓氣機機匣的變形控制進行研究，圖1所示為機匣模型，圖2所示為毛坯。該零件毛坯通過環(huán)軋成形，屬于典型薄壁回轉(zhuǎn)體件，單邊最薄處厚度僅2.5mm，剛性較弱。切削加工過程材料去除比率高達85%，毛坯初始應(yīng)力釋放變形對最終變形量貢獻突出，變形具體表現(xiàn)為安裝邊端面不平和機匣壁內(nèi)外圓跳動較大。因此，首先需要掌握毛坯內(nèi)部的應(yīng)力分布情況，在此基礎(chǔ)上進行后續(xù)的變形仿真分析。

2 TC4鈦合金機匣毛坯殘余應(yīng)力預(yù)測

2.1 機匣毛坯表層殘余應(yīng)力測量

本文使用芬蘭Stresstech Group公司生產(chǎn)的 Prism殘余應(yīng)力分析儀測量機匣毛坯表層深度殘余應(yīng)力分布情況，該設(shè)備基于鉆孔去除材料法，同時結(jié)合了數(shù)字成像和電子斑紋干涉技術(shù)（Electronic Speckle Pattern Interferometry, ESPI）進行應(yīng)變測量分析，該測量方法對工件破壞性小，在余量足夠情況下不影響后續(xù)切削加工過程。該測量系統(tǒng)結(jié)構(gòu)組成及原理如圖3所示，測量時鉆頭直徑為0.8mm，鉆頭材料硬質(zhì)合金，轉(zhuǎn)速為25000r/min，進給速度0.001mm/s，每次進給量0.005mm。

圖1 TC4鈦合金機匣Fig.1 Aeroengine TC4 casing

圖2 機匣毛坯Fig.2 TC4 casing blank

圖3 Prism 殘余應(yīng)力測量系統(tǒng)Fig.3 Prism measurement system for residual stress

圖4 殘余應(yīng)力測量點分布圖Fig.4 Test position of residual stress measurement

圖5 殘余應(yīng)力測量現(xiàn)場Fig.5 Measuring residual stress

考慮到測量結(jié)果存在隨機誤差，因此沿周周方向均勻選擇5個點進行測量，測點分布情況如圖4所示。圖5為殘余應(yīng)力測量現(xiàn)場，其中X向代表圓周方向，Y向代表軸向方向。對5個點測量結(jié)果數(shù)據(jù)進行平均處理，得到機匣毛坯表層0.1mm深度范圍內(nèi)殘余應(yīng)力分布情況，如圖6所示。在 0～0.045mm范圍內(nèi)，X、Y兩個方向應(yīng)力均為壓應(yīng)力，首先應(yīng)力隨著深度增加迅速增大，隨后在0.01～0.04mm深度范圍內(nèi)發(fā)生波動，當(dāng)深度超過0.04mm后應(yīng)力幅值迅速下降，并于0.045mm處發(fā)生應(yīng)力方向反轉(zhuǎn)，由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，在0.05mm處壓應(yīng)力達到最大值。隨后隨著深度增加，應(yīng)力幅值逐漸減小。當(dāng)測量深度到達0.1mm時壓應(yīng)力進一步減小。

2.2 機匣毛坯內(nèi)部殘余應(yīng)力仿真預(yù)測

電子斑紋干涉鉆孔殘余應(yīng)力測量方法，可使用的鉆頭最大直徑為3mm，此時測量深度達到最大值2mm，并不能滿足機匣毛坯內(nèi)部全部深度的應(yīng)力測量。

本文結(jié)合TC4機匣環(huán)軋成形的實際工藝流程，使用DEFORM有限元軟件對毛坯的制造過程進行了數(shù)值模擬，最終獲得了坯料內(nèi)部的全局殘余應(yīng)力分布。環(huán)軋工藝參數(shù)如下：軋制溫度950℃，芯輪角速度4.72r/s,擠壓速度0.3mm/s,環(huán)軋示意圖見圖7，環(huán)軋后毛坯軸向殘余應(yīng)力分布情況見圖8。

根據(jù)Prism系統(tǒng)試驗測量和仿真結(jié)果，分別計算表層（35μm）內(nèi)平均應(yīng)力，結(jié)果如表1所示。仿真結(jié)果中外徑處周向和軸向殘余應(yīng)力均為拉應(yīng)力，分別為238MPa和486MPa，Prism方法測量的機匣外徑處周向和軸向殘余應(yīng)力也均為拉應(yīng)力，分別為222MPa和407MPa。兩種方法測量結(jié)果在應(yīng)力性質(zhì)和數(shù)值上均表現(xiàn)出一致性，說明有限元仿真計算結(jié)果可靠準確，并以仿真結(jié)果作為機匣毛坯內(nèi)部初始殘余應(yīng)力預(yù)測值，見表2。

圖6 殘余應(yīng)力測量結(jié)果Fig.6 Results of residual stress measurement

圖7 環(huán)軋過程示意圖Fig.7 Schematic diagram of ring-rolling

3 TC4機匣切削加工過程仿真

3.1 切削加工仿真模型

由于形狀、載荷、約束條件均符合軸對稱要求，因此，為了提高計算效率，將三維模型簡化為二維軸對稱模型，有限元仿真模型采用了8節(jié)點四邊形單元，材料屬性為TC4, 彈性模量E=110GPa，泊松比為0.34。輸入表2確定的初始殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)，導(dǎo)入到仿真模型中，該模型中即包含了初始應(yīng)力信息。選擇毛坯中一點作為約束點，限制該點所有自由度，防止零件發(fā)生剛體位移。切削過程仿真采用單元生死技術(shù)，通過殺死單元來模擬材料的切除。建立的初始有限元模型如圖9所示。

3.2 切削過程仿真

圖8 環(huán)軋后毛坯軸向應(yīng)力分布Fig.8 Residual stress distribution in axial direction after ring-rolling

表1 Prism法測量和仿真的表層（35μm）內(nèi)平均殘余應(yīng)力結(jié)果對比

表2 機匣毛坯內(nèi)部殘余應(yīng)力分布預(yù)測值

根據(jù)工廠提供的加工工藝方案，將機匣毛坯的有限元模型進行區(qū)域分割，劃分為11個區(qū)域，如圖10所示。切削過程仿真將按照3#-1#-2#-4#-5#-10#-8#-6#-7#-9#順序去除余量部分材料，最終剩下11#區(qū)域材料即機匣零件。根據(jù)實際加工工藝參數(shù)確定切削仿真條件如下：切削速度υ=48m/min，進給速度f=0.1mm/r，切削深度ap=2mm。

圖9 機匣切削仿真有限元模型Fig.9 Modelling of FE simulation for casing machining

圖10 切削仿真區(qū)域劃分Fig.10 Section division for machining simulation

圖11為加工完成后最終變形情況的仿真結(jié)果，零件主要變形形式是安裝邊的翹曲，且該區(qū)域變形量始終處于較高水平，需要進一步深入研究。圖12列出了安裝邊翹曲變形量隨著仿真過程的變化情況。3#和1#區(qū)域去除后安裝邊翹曲變形量迅速增長到0.12mm和0.13mm，這是由于隨著材料的逐漸去除，零件剛性持續(xù)減弱，同時在加工過程中殘余應(yīng)力不斷釋放，必定會引起協(xié)調(diào)變形。區(qū)域2#和4#去除后安裝邊翹曲量略有下降，分別為0.128和0.091mm。5#和10#區(qū)域去除后安裝邊翹曲量保持穩(wěn)定，為0.091mm。8#和6#區(qū)域材料去除后變形呈現(xiàn)迅速下降趨勢，下降到0.04mm。全部余量材料去除之后變形略有增加，為0.045mm。由前面分析發(fā)現(xiàn)，初始工藝路線指導(dǎo)下的機匣安裝邊加工翹曲變形隨著加工過程進行，呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律，在中間加工階段變形下降速度較慢，臨近加工結(jié)束時下降速度增大，這意味著精加工階段仍會發(fā)生較大的變形。這樣的變形規(guī)律不利于通過修基準再去除余量的方法控制變形，因此應(yīng)重點關(guān)注加工工藝的改進，提出切實可行的變形控制方案。

3.3 切削工藝方案對比討論

通過機匣切削加工仿真發(fā)現(xiàn)，在初始加工工藝下安裝邊變形量在加工過程中波動較大，并且在加工最后階段仍然發(fā)生變形，這樣的工藝方案不利于加工變形控制以及保證加工精度要求。

圖11 根據(jù)初始加工工藝路線仿真的零件變形情況Fig.11 Deflection of workpiece under original machining strategy

圖12 安裝邊翹曲變形情況Fig.12 Top surface deflection of workpiece

本文提出了去應(yīng)力加工的思想，即讓應(yīng)力在加工開始階段盡早釋放，后期利用變形量趨于穩(wěn)定的規(guī)律，通過修基準面，去除剩下材料，最終達到降低加工變形量的目的，基于工藝集中原則采取了新工藝路線，并與初始工藝進行對比分析。新工藝方案具體為首先切除外圓拉應(yīng)力分布區(qū)域?qū)?yīng)的材料，讓拉應(yīng)力盡可能釋放，然后集中去除內(nèi)圓一側(cè)壓應(yīng)力分布區(qū)域的材料。以此策略為依據(jù)，按照3#-1#-2#-4#-8#-9#-5#-6#-10#-7#順序去除對應(yīng)區(qū)域材料。

圖13為兩種加工工藝路線下仿真計算的安裝邊翹曲變形量隨著仿真步驟的變化情況。初始加工工藝變形量在達到峰值之后，呈階梯式降低，下降速度較慢，即使在結(jié)束階段時仍存在一定量的變形。而新加工工藝指導(dǎo)下的仿真結(jié)果表明，安裝邊翹曲變形在開始階段幾乎和初始工藝的變形同時到達最大值，但是隨著材料去除過程變形幅值迅速下降，在第5仿真步驟即區(qū)域8#材料去除后，此時材料去除比率約為70%，加工變形在隨后材料去除過程中保持穩(wěn)定，不再發(fā)生較大的波動。

表3列出了圖13中每條變形曲線相鄰點差值的均值，以及后半段曲線（仿真步驟4～7）相鄰點的差值的均值。新工藝指導(dǎo)下的變形曲線，其整條曲線數(shù)據(jù)點差值的均值和后半段曲線數(shù)據(jù)點差值的均值均小于初始工藝對應(yīng)的數(shù)值，尤其是后半段曲線，該數(shù)值為初始工藝的一半，下降明顯。這兩組對比數(shù)據(jù)表明新工藝方案下零件變形過程波動程度降低，且更早進入穩(wěn)定狀態(tài)，有利于加工過程后期采取變形控制措施。

4 TC4機匣加工變形控制試驗

針對TC4鈦合金機匣殘余應(yīng)力釋放引起的變形進行了有限元數(shù)值仿真，將采用提出的新加工工藝方案，在五軸銑車復(fù)合立式加工中心上對機匣進行切削加工，并進行加工變形的現(xiàn)場測量，在此基礎(chǔ)上與仿真結(jié)果進行對比分析。

表3 相鄰數(shù)據(jù)點變形量差值的均值 mm

圖13 兩種加工工藝路線下安裝邊翹曲變形量對比Fig.13 Comparision of deflection under two machining strategies

4.1 切削參數(shù)

試驗所使用的機匣毛坯零件尺寸及材料與殘余應(yīng)力測量中相同，試驗設(shè)備為大連科德數(shù)控股份有限公司生產(chǎn)的KMC800 UMT系列五軸銑車復(fù)合立式加工中心，試驗中所使用的切削參數(shù)如表4所示。

4.2 切削加工過程

車削加工機匣時，采用提出的新加工工藝方案，即優(yōu)先加工外圓周面大部分材料，僅保留精加工余量，然后切除內(nèi)圓周材料。結(jié)合圖10對毛坯區(qū)域劃分，具體加工工藝路線為：3#-1#-2#-4#-8#-9#-修基準-5#-6#-10#-7#-精加工去除剩余余量。機匣加工現(xiàn)場如圖14所示。

4.3 測量結(jié)果及分析

表5為機匣安裝邊平面度、內(nèi)外圓跳動變形量的試驗測量值和有限元仿真數(shù)據(jù)對比結(jié)果，加工完成后以上3個指標(biāo)均滿足加工精度要求。在材料去除比率達到70%時，試驗測量值和仿真結(jié)果非常接近，但是全部余量材料去除后兩者誤差增大。這是因為仿真過程的變形量是累計過程，最終變形量是前面所有仿真過程的疊加結(jié)果，而試驗加工中，當(dāng)材料去除比率達到臨界值（也就是70%）附近時，會增加修基準面的工序過程，這直接導(dǎo)致了最終變形量的仿真值比試驗值偏大。盡管如此，針對此機匣加工變形所建立的有限元仿真模型仍然具有一定可靠性，在以后的相關(guān)研究中可以為工藝方案制定和改進提供有力幫助。

表4 切削參數(shù)

圖14 機匣加工現(xiàn)場Fig.14 Machining of casing

表5 機匣變形量的試驗測量和仿真結(jié)果對比mm

5 結(jié)論

論文針對TC4鈦合金機匣加工過程進行了仿真和試驗研究，通過殘余應(yīng)力測量和仿真掌握了毛坯殘余應(yīng)力分布情況，對殘余應(yīng)力釋放引起變形進行了仿真，最后通過試驗得到了驗證，得出以下結(jié)論：

（1）分析了初始加工工藝過程中零件的變形情況，仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，安裝邊翹曲變形隨著切削仿真過程波動較大，即使接近加工最后階段依然會產(chǎn)生較大的變形量。

（2）提出了新的加工工藝，該工藝方案首先集中加工毛坯外圓，在留有一定的精加工余量情況下再加工內(nèi)圓。仿真結(jié)果表明，新工藝方案下安裝邊翹曲變形集中在初始階段，在加工中間階段即達到了穩(wěn)定狀態(tài)，為后期的變形控制提供了有利條件。

（3）機匣切削加工驗證試驗中，零件在修工藝基準前的加工過程中，變形值與仿真結(jié)果較吻合。當(dāng)增加了修工藝基準措施后，前期累計的變形量得到一定的修正，試驗測量的變形值明顯小于仿真的變形值，內(nèi)外圓跳動以及安裝邊平面度均滿足加工精度要求。

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