固體發(fā)動機絕熱層打磨機器人的工藝參數(shù)分析①

肖 博,張志強*,王利明,周智超,肖觀福,李硯徽

(1.武漢大學 動力與機械學院,武漢 430072;2.湖北三江航天江河化工科技有限公司,宜昌 444200)

0 引言

固體火箭發(fā)動機絕熱層通常采用丁晴橡膠、硅橡膠等材料制備而成,其具備良好的耐油性、耐熱性以及較強的粘結(jié)性等特點,能有效防止發(fā)動機殼體在高溫高壓等極端工況下發(fā)生損壞[1-3]。絕熱層在完成固化成型工序粘貼在發(fā)動機殼體內(nèi)壁后,為增加絕熱層與藥柱之間的粘力,需打磨絕熱層表面的惰性層,打磨深度要求在0.05～0.2 mm以內(nèi),打磨均勻性要求打磨深度變化在±0.05 mm之間,以滿足絕熱層打磨的工藝需求。

由于橡膠材料具備高彈性、粘彈性和不可壓縮性等獨特的力學特征,因此表面打磨作業(yè)較為困難,目前絕熱層打磨主要采用人工打磨和半自動化打磨。近年來,專用的自動化打磨機器人也陸續(xù)出現(xiàn)[4]。孫一蘭等[5]采用工業(yè)機械臂的設計思路,設計了絕熱層打磨機器人,并分析了絕熱層打磨機器人的設計難點。盛強等[6-7]針對細長小口徑固體發(fā)動機絕熱層打磨設計了一套自動打磨設備,該設備采用長導桿結(jié)構(gòu),配合末端砂輪片進行打磨。以上設備對不同尺寸絕熱層的適應性和通用性較差,且設備尺寸較大。羅學良等[8]設計了移動式打磨機器人,該設備體型小巧,可以進入燃燒室內(nèi)部,自動進行打磨作業(yè)。與前兩種方式相比,移動式打磨機器人使用全新的工作模式,并采用模塊化設計的打磨機構(gòu)和盤式銑刀進行銑削打磨作業(yè),工作效率高,適應能力強,可滿足不同尺寸絕熱層的打磨需求。該打磨方式首次應用于絕熱層表面打磨作業(yè)中,打磨效果受多種復雜的工藝參數(shù)影響,需明確工藝參數(shù)與打磨效果間的匹配關(guān)系。

針對上述問題,作者采用ANSYS軟件,建模分析了打磨機器人新型打磨方式中各工藝參數(shù)對打磨效率和均勻性的影響,并通過實際打磨作業(yè),驗證了上述分析的可行性。本文對多刀盤打磨工藝參數(shù)分析提供了一個新思路,適用于大多數(shù)打磨工藝參數(shù)分析,能大大縮減打磨實驗上的時間成本和人力成本,為后期多刀盤打磨機器人的設計、多機器人協(xié)同作業(yè)模式以及未來絕熱層打磨中數(shù)字孿生在線模擬等提供設計思路和依據(jù)。

1 打磨機器人工作原理

打磨機器人整體結(jié)構(gòu)如圖1所示,由吸塵冷卻系統(tǒng)、驅(qū)動轉(zhuǎn)向系統(tǒng)、打磨系統(tǒng)和控制系統(tǒng)等組成。

圖1 打磨機器人結(jié)構(gòu)圖

在進行絕熱層打磨作業(yè)時,驅(qū)動裝置驅(qū)使絕熱層殼體繞其自身中軸線勻速旋轉(zhuǎn),打磨機器人則通過其驅(qū)動轉(zhuǎn)向系統(tǒng)自動跟隨,始終保持在殼體下母線位置進行打磨,同時機器人通過差速轉(zhuǎn)動,實現(xiàn)絕熱層軸線方向上的進給運動,最終產(chǎn)生螺旋線狀的打磨痕跡。打磨機器人打磨作業(yè)示意圖如圖2所示。圖中,ω1為絕熱層殼體旋轉(zhuǎn)角速度,由驅(qū)動裝置的旋轉(zhuǎn)角速度ω2決定;v為打磨機器人的軸向進給速度,由驅(qū)動輪差速轉(zhuǎn)動實現(xiàn);D0為絕熱層殼體直徑。

圖2 打磨作業(yè)示意圖

如圖3(a)所示,打磨機構(gòu)由打磨電機、打磨刀盤、靠模、傾斜箱體以及導軌滑塊和彈簧組成的浮動模塊構(gòu)成。打磨刀盤上裝有若干立式銑刀片,通過刀盤轉(zhuǎn)動對絕熱層表面實現(xiàn)銑削打磨作業(yè),如圖3(b)所示。打磨刀盤與底板平面呈一定角度,且銑刀盤外側(cè)設置有靠模,使銑刀刀刃僅高于靠模0.05～0.2 mm,可精確控制銑刀切削深度,并實現(xiàn)保型加工[9]。打磨裝置通過導軌滑塊與機器人機身連接,調(diào)節(jié)彈簧的壓縮量來改變打磨下壓力[10-11]。

(a)Polishing mechanism (b)Cutterhead

2 理論參數(shù)分析

為了提高作業(yè)效率,機器人采用了雙刀盤作業(yè)模式,如圖4所示。圖4中x為雙刀盤軸向間距。

圖4 雙刀盤排布圖

采用雙刀盤打磨機器人進行絕熱層打磨作業(yè),影響絕熱層打磨效果和效率的參數(shù)主要有兩類[12-13],其一為刀盤設計參數(shù),涉及刀盤直徑D、刀盤打磨角度θ、靠模與銑刀盤間隙d、刀刃伸出距離H、立式銑刀片切削刃圓角半徑rε以及雙刀盤軸向間距x等,如圖5所示;其二為作業(yè)控制參數(shù),包括燃燒室直徑D0、燃燒室回轉(zhuǎn)速度ω1、機器人軸向進給速度v等,如圖2所示。

圖5 打磨刀盤切削原理示意圖

圖5和圖6分別為打磨刀盤切削原理示意圖和單刀痕示意圖。在不考慮絕熱層回彈及下壓力等因素影響下,理論切深ht可由刀刃伸出距離H、打磨角度θ、靠模與銑刀盤間隙d等參數(shù)表示:

圖6 單刀痕示意圖

ht=H·cos(θ)-d·sin(θ)

(1)

打磨痕跡寬度L,即刀盤旋轉(zhuǎn)的軌跡與絕熱層上表面相交的弦長,可直接由刀盤直徑D、理論切深ht和實際打磨角度θ表示:

(2)

打磨痕跡角度β取值為(-β0,β0),β0可由刀盤直徑D與打磨痕跡寬度L表示:

(3)

根據(jù)幾何關(guān)系,打磨痕跡不同角度處切深h與理論切深ht、打磨角度θ以及所在打磨痕跡角度β有關(guān):

(4)

雙刀盤打磨痕跡的同圈接合狀態(tài)以及螺旋進給后的異圈接合狀態(tài)是影響絕熱層整體打磨均勻性的重要因素。雙刀盤打磨痕跡接合示意圖如圖7所示。為了保證絕熱層整體打磨的均勻性,在打磨痕跡接合的位置要保留一定的重復度。由幾何關(guān)系可知,當單圈打磨痕跡控制寬度W=2x時,異圈接合狀態(tài)與同圈接合狀態(tài)的重復度相同,整體均勻性較好。

圖7 雙刀盤打磨痕跡接合示意圖

打磨痕跡的同圈接合狀態(tài)直接受雙刀盤間距x的影響,為了保證打磨痕跡的均勻性,雙刀盤間距x應滿足以下條件:

(5)

打磨痕跡的異圈接合狀態(tài)直接受雙刀盤打磨機器人軸向進給寬度L0影響,L0可表示為

L0=v·t

(6)

在雙刀盤軸向進給連續(xù)刀痕形成過程中,雙刀盤打磨機器人軸向進給寬度L0應與單圈打磨痕跡控制寬度W等參數(shù)相匹配,即當絕熱層殼體轉(zhuǎn)動一圈時滿足:

L0=W=2x

(7)

由此,機器人軸向進給速度v應為

(8)

機器人采用高速銑削方式對絕熱層進行打磨作業(yè),實際打磨作業(yè)時,打磨電機轉(zhuǎn)速n(1000 r/min以上)遠遠大于燃燒室回轉(zhuǎn)速度ω1(低于0.3 r/min),此高速銑削狀態(tài)下,打磨電機轉(zhuǎn)速n與燃燒室回轉(zhuǎn)速度ω1主要通過影響每刀進給量f來影響連續(xù)打磨痕跡的均勻性。

機器人的每刀進給量f可以由燃燒室回轉(zhuǎn)速度ω1、燃燒室直徑D0、打磨刀盤上安裝的立式銑刀片的數(shù)量a以及打磨電機轉(zhuǎn)速n表示:

(9)

機器人打磨效率η可表示為

(10)

連續(xù)打磨痕跡的形貌特征與單刀痕的形貌特征、雙刀盤打磨痕跡的同圈接合狀態(tài)以及螺旋進給后的異圈接合狀態(tài)相關(guān),難以通過理論推導獲得直觀結(jié)果。

3 打磨工藝參數(shù)分析

3.1 分析模型建立

本文采用ANSYS軟件對刀痕形成過程進行建模分析,直觀描述出各個工藝參數(shù)對絕熱層打磨均勻性的影響。由于在實際打磨工況下,燃燒室絕熱層直筒段厚度只有2 mm,且刀盤下壓力小于30 N,絕熱層受力變形較小,且打磨深度小,回彈作用有限,因此本文所建分析模型和分析方法忽略絕熱層變形和回彈的影響,即只考慮刀具回轉(zhuǎn)與絕熱層間幾何模型干涉所引起的宏觀尺度影響[14-15]。

分析模型建立流程如圖8所示,首先通過ANSYS軟件APDL語言,根據(jù)刀盤設計參數(shù)建立刀片回轉(zhuǎn)的扇形柱體,并轉(zhuǎn)動柱體至實際打磨角度,將扇形柱體沿母線向下移動距離H,模擬刀盤的實際切深。根據(jù)打磨機器人每刀進給量復制若干刀盤柱體,與絕熱層體進行布爾運算獲得刀片連續(xù)切深模型,最后利用SHELL181單元對切削面進行網(wǎng)格劃分,并進行簡單計算,利用ETABLE確定各單元形心位置,得到切深等值線分布圖。上述模型建立時,由于機器人沿打磨痕跡主進給方向速度遠遠大于機器人軸向進給速度,所以連續(xù)刀痕模擬中無需考慮刀痕軸向的進給變化。

圖8 分析模型建立流程

3.2 單刀盤打磨參數(shù)分析

打磨刀頭通過末端立式銑刀片對絕熱層進行切削,打磨效果主要受立式銑刀片切削刃圓角半徑rε、每刀進給量f以及打磨角度θ的影響。

3.2.1 立式銑刀片切削刃圓角半徑rε的影響

以刀具最大切深0.1 mm為控制參數(shù),分別建立切削刃圓角半徑rε為0、0.1、0.4、0.8 mm的模型進行分析,所得的單切削痕跡深度分布圖如圖9所示,沿打磨痕跡進給方向中心線打磨深度分布圖(后文簡稱主進給方向深度分布)如圖10所示。

(a)rε=0 mm (b)rε=0.1 mm

圖10 主進給方向深度分布圖

保持打磨角度θ=5°、單刀進給量f=0.15 mm不變,切削刃圓角rε逐漸增大時,單切痕寬度L基本保持在15 mm左右。但沿打磨痕跡中心線進給方向深度分布可知,單刀切削量逐漸增大。說明切削圓角半徑越大,材料去除率越大,可以適當增加每齒進給量f,以提高打磨效率,該規(guī)律與工程實際相符。

以0.1 mm切深作為控制參數(shù),分別建立切削刃圓角半徑rε為0、0.1、0.4、0.8 mm的連續(xù)切削模型進行分析,所得的連續(xù)打磨痕跡深度分布圖如圖11所示,沿打磨寬度方向打磨深度分布圖(后文簡稱寬度方向深度分布)如圖12所示,隨著切削刃圓角變大,進給方向上刀痕的層次感逐漸消失,刀痕切寬方向上切削深度變化越來越連續(xù),有利于絕熱層打磨均勻性提高。切削刃圓角半徑rε為0.1 mm和0.4 mm實際產(chǎn)品打磨效果如圖13所示,其表面形貌與仿真模擬結(jié)果一致,說明模擬方法的合理性與有效性。當切削刃圓角提高到0.4 mm后,繼續(xù)增大圓角半徑,均勻性效果的提升過程趨于穩(wěn)定,但電機負載會持續(xù)增加,因此工程實際中選擇rε=0.4 mm的立式銑刀片。

(a)rε=0 mm (b)rε=0.1 mm

圖12 切寬方向切深分布圖

(a)rε=0.1 mm (b)rε=0.4 mm

3.2.2 每刀進給量f的影響

以0.1 mm切深作為控制參數(shù),保持打磨角度θ=5°,切削刃圓角半徑rε=0.4 mm等參數(shù)不變,改變刀具的每刀進給量f,模擬連續(xù)切削30次后的連續(xù)打磨痕跡,進而得到的連續(xù)打磨痕跡深度分布圖如圖14所示。沿打磨痕跡中心線,提取所有節(jié)點鉛錘方向的坐標值,可獲得主進給方向打磨深度分布情況圖如圖15所示。

(a)f=0.15 mm (b)f=0.25 mm (c)f=0.35 mm

圖15 進給方向深度分布圖

由圖5可知,效率與每刀進給量f成正比,但增加進給量,打磨均勻性明顯降低。當每刀進給量從0.15 mm增至0.35 mm過程中,進給方向打磨深度逐漸出現(xiàn)較大波動。每刀進給量f=0.35 mm時,打磨深度波動量可達到0.03 mm左右,刀痕間的層次明顯增加。為了保證打磨均勻性要求,在當前打磨工藝參數(shù)下,每刀進給量f應滿足f≤0.2 mm。

3.2.3 打磨角度θ的影響

仍以切深0.1 mm作為控制參數(shù),保持切削刃圓角rε=0.4 mm,每刀進給量f=0.15 mm等參數(shù)不變,分別模擬打磨角度3°、5°、7°時的切削情況,連續(xù)打磨痕跡深度分布圖如圖16所示,控制參數(shù)x內(nèi)寬度方向深度分布情況如圖17所示。

(a)θ=3° (b)θ=5° (c) θ=7°

圖17 打磨痕跡寬度方向打磨深度分布圖

打磨角度θ由3°提高至7°過程中,刀痕寬度L由19 mm降至12.6 mm,與式(2)計算相符。以雙刀盤軸向間距x作為控制參數(shù),該參數(shù)范圍內(nèi)打磨深度分布直接決定雙刀盤同圈打磨均勻性以及異圈接合處均勻性。由圖17可知,打磨角度θ=3°時,打磨深度在0.06～0.1 mm范圍內(nèi)變化;打磨角度度θ=5°時,打磨深度在0.03～0.1 mm范圍內(nèi)變化;打磨角度度θ=7°時,打磨深度在0～0.1 mm范圍內(nèi)變化。表明打磨角度越小,打磨深度變化越平緩,越能保證打磨深度均勻性要求。由于絕熱層內(nèi)存在軸向搭接邊凸起,打磨角度過小會導致搭接邊表面破壞,因此經(jīng)過計算,打磨角θ=5°。

3.3 雙刀盤參數(shù)分析

3.3.1 雙刀盤軸向間距x的影響

雙刀盤打磨痕跡的同圈接合狀態(tài)直接受雙刀盤軸向間距x的影響。以切深0.1 mm作為控制參數(shù),取切削刃圓角rε=0.4 mm,每刀進給量f=0.15 mm,雙刀盤的打磨角度θ=5°等基本參數(shù)不變,分別模擬雙刀盤軸向間距10、12、14 mm的雙刀盤打磨痕跡,雙刀盤打磨痕跡深度分布如圖18所示。提取寬度方向打磨深度數(shù)據(jù),繪制的寬度方向深度分布圖如圖19所示。

(a)x=10 mm (b)x=12 mm (c)x=14 mm

雙刀盤軸向間距由x=10 mm增大至x=14 mm的過程中,打磨痕跡最大寬度Lmax由24.9 mm增大至28.9 mm,增加的長度即為雙刀盤軸向間距增加值。雖然雙刀盤打磨痕跡最大寬度增大,但兩刀痕接合處打磨深度減小,由x=10 mm時的0.05 mm降低至x=14 mm時的0.01 mm,而且控制寬度范圍內(nèi)打磨深度波動量明顯增大,由x=10 mm時的0.05～0.1 mm增加至x=14 mm時的0.01～0.1 mm,增加軸向間距x,雖然能在一定程度上提高打磨效率,但不利于保證打磨均勻性,因此機器人設計時取軸向間距x=12 mm。

3.3.2 機器人軸向進給寬度L0的影響

雙刀盤打磨痕跡的異圈接合狀態(tài)直接受螺旋線螺距的影響,螺距即機器人軸向進給寬度L0。以切深0.1 mm作為控制參數(shù),取切削刃圓角rε=0.4 mm,每刀進給量f=0.15 mm,雙刀盤的打磨角度θ=5°以及軸向間距x=12 mm等基本參數(shù)下,分別模擬軸向進給寬度L0為25 mm和30 mm的打磨痕跡,異圈接合狀態(tài)痕跡圖如圖20所示。為了保證絕熱層整體打磨均勻性,需要控制軸向進給寬度L0與雙刀盤打磨痕跡Lmax相匹配。當軸向進給寬度L0大于打磨痕跡最大寬度Lmax時,多圈打磨痕跡間將出現(xiàn)漏打縫隙,打磨質(zhì)量較差,如圖20(b)所示,因此軸向進給寬度需滿足L0

(a)L0=25 mm (b)L0=30 mm

3.4 機器人打磨實驗

以切削刃圓角rε=0.4 mm、每刀進給量f=0.15 mm、打磨角θ=5°進行單刀頭打磨實驗,使用光學輪廓儀掃描樣品的打磨表面,獲得該表面的輪廓特征如圖21所示。由圖21可知,被測打磨表面存在一定不均勻現(xiàn)象,這是由于打磨時絕熱層變形以及刀頭浮動造成的。整體來看打磨表面形貌與仿真切深規(guī)律一致,中間切深較深,兩側(cè)逐漸減小,表明仿真的合理性。

圖21 打磨表面輪廓特征圖

根據(jù)上述建模分析結(jié)果,確定了一組最佳工藝參數(shù):切削刃圓角rε=0.4 mm、每刀進給量f=0.15 mm、雙刀盤的打磨角度θ=5°、雙刀盤軸向間距x=12 mm以及軸向進給寬度L0。根據(jù)這組工藝參數(shù)對實際產(chǎn)品進行打磨作業(yè),打磨效果圖如圖22所示。由實際打磨效果可知,打磨均勻性較好,滿足工藝需求。

圖22 打磨效果圖

4 結(jié)論

本文針對設計的絕熱層打磨機器人,利用ANSYS軟件對打磨機器人的各個工藝參數(shù)進行模擬分析,明確了各個工藝參數(shù)對絕熱層打磨均勻性的影響,分析結(jié)果表明:

(1)切削刃圓角rε與打磨均勻性成正相關(guān);每刀進給量f與打磨均勻性成負相關(guān);打磨角度θ越大,打磨痕跡切寬越小,打磨均勻性越差;雙刀盤軸向間距x越大,打磨痕跡切寬越大,但打磨均勻性越差;軸向進給寬度L0與雙刀盤間距x的2倍越接近,絕熱層打磨均勻性越好。

(2)打磨機器人切削刃圓角rε=0.4 mm、每刀進給量f=0.15 mm、雙刀盤的打磨角度θ=5°、雙刀盤軸向間距x=12 mm以及軸向進給寬度L0=24 mm時能較為高效地進行絕熱層打磨,并獲得很好的打磨均勻性。