肖 博,張志強(qiáng)*,王利明,周智超,肖觀福,李硯徽

(1.武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)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(dòng)機(jī)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(qiáng)的粘結(jié)性等特點(diǎn),能有效防止發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)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(dú)特的力學(xué)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(dòng)化打磨。近年來,專用的自動(dòng)化打磨機(jī)器人也陸續(xù)出現(xiàn)[4]。孫一蘭等[5]采用工業(yè)機(jī)械臂的設(shè)計(jì)思路,設(shè)計(jì)了絕熱層打磨機(jī)器人,并分析了絕熱層打磨機(jī)器人的設(shè)計(jì)難點(diǎn)。盛強(qiáng)等[6-7]針對(duì)細(xì)長(zhǎng)小口徑固體發(fā)動(dòng)機(jī)絕熱層打磨設(shè)計(jì)了一套自動(dòng)打磨設(shè)備,該設(shè)備采用長(zhǎng)導(dǎo)桿結(jié)構(gòu),配合末端砂輪片進(jìn)行打磨。以上設(shè)備對(duì)不同尺寸絕熱層的適應(yīng)性和通用性較差,且設(shè)備尺寸較大。羅學(xué)良等[8]設(shè)計(jì)了移動(dòng)式打磨機(jī)器人,該設(shè)備體型小巧,可以進(jìn)入燃燒室內(nèi)部,自動(dòng)進(jìn)行打磨作業(yè)。與前兩種方式相比,移動(dòng)式打磨機(jī)器人使用全新的工作模式,并采用模塊化設(shè)計(jì)的打磨機(jī)構(gòu)和盤式銑刀進(jìn)行銑削打磨作業(yè),工作效率高,適應(yīng)能力強(qiáng),可滿足不同尺寸絕熱層的打磨需求。該打磨方式首次應(yīng)用于絕熱層表面打磨作業(yè)中,打磨效果受多種復(fù)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(duì)上述問題,作者采用ANSYS軟件,建模分析了打磨機(jī)器人新型打磨方式中各工藝參數(shù)對(duì)打磨效率和均勻性的影響,并通過實(shí)際打磨作業(yè),驗(yàn)證了上述分析的可行性。本文對(duì)多刀盤打磨工藝參數(shù)分析提供了一個(gè)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(shí)驗(yàn)上的時(shí)間成本和人力成本,為后期多刀盤打磨機(jī)器人的設(shè)計(jì)、多機(jī)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(shè)計(jì)思路和依據(jù)。

1 打磨機(jī)器人工作原理

打磨機(jī)器人整體結(jié)構(gòu)如圖1所示,由吸塵冷卻系統(tǒng)、驅(qū)動(dòng)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(jī)器人結(jié)構(gòu)圖

在進(jìn)行絕熱層打磨作業(yè)時(shí),驅(qū)動(dòng)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(jī)器人則通過其驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)向系統(tǒng)自動(dòng)跟隨,始終保持在殼體下母線位置進(jìn)行打磨,同時(shí)機(jī)器人通過差速轉(zhuǎn)動(dòng),實(shí)現(xiàn)絕熱層軸線方向上的進(jìn)給運(yùn)動(dòng),最終產(chǎn)生螺旋線狀的打磨痕跡。打磨機(jī)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(dòng)裝置的旋轉(zhuǎn)角速度ω2決定;v為打磨機(jī)器人的軸向進(jìn)給速度,由驅(qū)動(dòng)輪差速轉(zhuǎn)動(dòng)實(shí)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(jī)構(gòu)由打磨電機(jī)、打磨刀盤、靠模、傾斜箱體以及導(dǎo)軌滑塊和彈簧組成的浮動(dòng)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(dòng)對(duì)絕熱層表面實(shí)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(shè)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(shí)現(xiàn)保型加工[9]。打磨裝置通過導(dǎo)軌滑塊與機(jī)器人機(jī)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(jī)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(jī)器人進(jìn)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(shè)計(jì)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(jī)器人軸向進(jìn)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(zhǎng),可直接由刀盤直徑D、理論切深ht和實(shí)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(jìn)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(fù)度。由幾何關(guān)系可知,當(dāng)單圈打磨痕跡控制寬度W=2x時(shí),異圈接合狀態(tài)與同圈接合狀態(tài)的重復(fù)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(yīng)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(jī)器人軸向進(jìn)給寬度L0影響,L0可表示為

L0=v·t

(6)

在雙刀盤軸向進(jìn)給連續(xù)刀痕形成過程中,雙刀盤打磨機(jī)器人軸向進(jìn)給寬度L0應(yīng)與單圈打磨痕跡控制寬度W等參數(shù)相匹配,即當(dāng)絕熱層殼體轉(zhuǎn)動(dòng)一圈時(shí)滿足:

L0=W=2x

(7)

由此,機(jī)器人軸向進(jìn)給速度v應(yīng)為

(8)

機(jī)器人采用高速銑削方式對(duì)絕熱層進(jìn)行打磨作業(yè),實(shí)際打磨作業(yè)時(shí),打磨電機(jī)轉(zhuǎn)速n(1000 r/min以上)遠(yuǎn)遠(yuǎn)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(jī)轉(zhuǎn)速n與燃燒室回轉(zhuǎn)速度ω1主要通過影響每刀進(jìn)給量f來影響連續(xù)打磨痕跡的均勻性。

機(jī)器人的每刀進(jìn)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(jī)轉(zhuǎn)速n表示:

(9)

機(jī)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(jìn)給后的異圈接合狀態(tài)相關(guān),難以通過理論推導(dǎo)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(duì)刀痕形成過程進(jìn)行建模分析,直觀描述出各個(gè)工藝參數(shù)對(duì)絕熱層打磨均勻性的影響。由于在實(shí)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(shè)計(jì)參數(shù)建立刀片回轉(zhuǎn)的扇形柱體,并轉(zhuǎn)動(dòng)柱體至實(shí)際打磨角度,將扇形柱體沿母線向下移動(dòng)距離H,模擬刀盤的實(shí)際切深。根據(jù)打磨機(jī)器人每刀進(jìn)給量復(fù)制若干刀盤柱體,與絕熱層體進(jìn)行布爾運(yùn)算獲得刀片連續(xù)切深模型,最后利用SHELL181單元對(duì)切削面進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并進(jìn)行簡(jiǎn)單計(jì)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(shí),由于機(jī)器人沿打磨痕跡主進(jìn)給方向速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于機(jī)器人軸向進(jìn)給速度,所以連續(xù)刀痕模擬中無需考慮刀痕軸向的進(jìn)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(duì)絕熱層進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)給方向中心線打磨深度分布圖(后文簡(jiǎn)稱主進(jìn)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(jìn)給方向深度分布圖

保持打磨角度θ=5°、單刀進(jìn)給量f=0.15 mm不變,切削刃圓角rε逐漸增大時(shí),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(jìn)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(dāng)增加每齒進(jìn)給量f,以提高打磨效率,該規(guī)律與工程實(shí)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(jìn)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(jiǎn)稱寬度方向深度分布)如圖12所示,隨著切削刃圓角變大,進(jìn)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(shí)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(dāng)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(jī)負(fù)載會(huì)持續(xù)增加,因此工程實(shí)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(jìn)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(jìn)給量f,模擬連續(xù)切削30次后的連續(xù)打磨痕跡,進(jìn)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(diǎn)鉛錘方向的坐標(biāo)值,可獲得主進(jìn)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(jìn)給方向深度分布圖

由圖5可知,效率與每刀進(jìn)給量f成正比,但增加進(jìn)給量,打磨均勻性明顯降低。當(dāng)每刀進(jìn)給量從0.15 mm增至0.35 mm過程中,進(jìn)給方向打磨深度逐漸出現(xiàn)較大波動(dòng)。每刀進(jìn)給量f=0.35 mm時(shí),打磨深度波動(dòng)量可達(dá)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(dāng)前打磨工藝參數(shù)下,每刀進(jìn)給量f應(yīng)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(jìn)給量f=0.15 mm等參數(shù)不變,分別模擬打磨角度3°、5°、7°時(shí)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(jì)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(shí),打磨深度在0.06～0.1 mm范圍內(nèi)變化;打磨角度度θ=5°時(shí),打磨深度在0.03～0.1 mm范圍內(nèi)變化;打磨角度度θ=7°時(shí),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(huì)導(dǎo)致搭接邊表面破壞,因此經(jīng)過計(jì)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(jìn)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(zhǎng)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(shí)的0.05 mm降低至x=14 mm時(shí)的0.01 mm,而且控制寬度范圍內(nèi)打磨深度波動(dòng)量明顯增大,由x=10 mm時(shí)的0.05～0.1 mm增加至x=14 mm時(shí)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(jī)器人設(shè)計(jì)時(shí)取軸向間距x=12 mm。

3.3.2 機(jī)器人軸向進(jìn)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(jī)器人軸向進(jìn)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(jìn)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(jìn)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(jìn)給寬度L0與雙刀盤打磨痕跡Lmax相匹配。當(dāng)軸向進(jìn)給寬度L0大于打磨痕跡最大寬度Lmax時(shí),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(jìn)給寬度需滿足L0

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

3.4 機(jī)器人打磨實(shí)驗(yàn)

以切削刃圓角rε=0.4 mm、每刀進(jìn)給量f=0.15 mm、打磨角θ=5°進(jìn)行單刀頭打磨實(shí)驗(yàn),使用光學(xué)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(cè)打磨表面存在一定不均勻現(xiàn)象,這是由于打磨時(shí)絕熱層變形以及刀頭浮動(dòng)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(jìn)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(jìn)給寬度L0。根據(jù)這組工藝參數(shù)對(duì)實(shí)際產(chǎn)品進(jìn)行打磨作業(yè),打磨效果圖如圖22所示。由實(shí)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(duì)設(shè)計(jì)的絕熱層打磨機(jī)器人,利用ANSYS軟件對(duì)打磨機(jī)器人的各個(gè)工藝參數(shù)進(jìn)行模擬分析,明確了各個(gè)工藝參數(shù)對(duì)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(jìn)給量f與打磨均勻性成負(fù)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(jìn)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(jī)器人切削刃圓角rε=0.4 mm、每刀進(jìn)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(jìn)給寬度L0=24 mm時(shí)能較為高效地進(jìn)行絕熱層打磨,并獲得很好的打磨均勻性。