面向全型面精加工的整體葉盤銑磨組合加工技術研究

陳 帥，陳志同，劉 超，柴晉峰，劉 成

（1.北京航空航天大學，北京 100191；2.中國航發南方工業有限公司，株洲 412002）

整體葉盤是航空制造業領域難加工零件的典型代表，其制造工藝也面臨嚴峻挑戰[1]。在結構特征方面，葉身型面存在葉片薄、彎扭大、葉片間距小、進排氣邊曲率半徑小、余量分布不均的問題，葉根流道區域存在空間狹窄、刀具可達性差的問題[2]。在制造材料方面，整體葉盤為適應高溫、高壓、高轉速、氧化腐蝕等惡劣環境，廣泛使用鈦合金、鎳基高溫合金等難加工材料[3]。隨著發動機涵道比、推重比及服役壽命的不斷提高，葉片結構更趨復雜（薄壁、寬弦、彎掠），對加工精度的要求也逐漸提高[4–5]。

目前國內外整體葉盤精加工工藝主要采用球頭刀順序銑削加工輪盤的多個葉片，但由于加工過程中出現刀具磨損、顫振及讓刀變形等現象影響了加工質量的進一步提高，且一個葉片的精度超差可能導致整個葉盤零件的報廢。通過使用高性能五軸機床、刀具及夾具可在一定程度上提高加工質量，但由此帶來了較復雜的加工工藝與較高的加工成本。近些年來，隨著高速電主軸制造技術的日益成熟和磨料工具成本的大幅度下降，高速磨削技術由于具有切削力小、加工精度高的特點，在解決難加工材料的精加工難題上優勢逐漸顯現[6–8]，為整體葉盤精加工提供重要參考。

在整體葉盤磨拋加工技術方面，陳志同等[9]利用鼓形砂輪插磨和寬行周磨方法實現了整體葉盤葉片的磨削加工，面輪廓度達到0.02 mm。徐汝峰等[10]利用對稱插磨工藝實現整體葉盤精密磨削加工，葉片型面輪廓誤差小于0.04 mm。Huang 等[11]建立了整體葉盤開式砂帶磨削的振動模型，依據振動模型調整磨削參數有效提高了葉片加工輪廓精度以及降低了表面粗糙度。肖貴堅等[12]提出一種面向型面精度一致性的砂帶磨削新方法，磨削后型線精度小于0.05 mm。Huai 等[13]研究了彈性磨具的整體葉盤拋光路徑規劃方法，提出了彈性磨具進給方式和葉片輪廓參數化方法，可使葉片表面粗糙度降低至Ra0.4 mm 以內。Chen 等[14]提出了一種用于機器人整體葉盤磨削的兩自由度接觸力控制方法，磨削接觸力波動控制在1 N 以內，使葉型表面粗糙度明顯降低。以上研究表明，磨削加工工藝應用于整體葉盤葉片型面精加工中可表現出較好的效果，有效提高了葉片型面加工質量。但對于葉根、流道等可達性較差的區域，磨削加工優勢并不明顯。

對此本文提出一種面向全型面精加工的整體葉盤銑磨組合加工技術，一方面利用磨削加工在薄壁類零件加工方面的優勢，實現葉身型面的精加工；另一方面利用球頭銑削加工在刀具可達性及加工效率等方面的優勢，實現葉根、流道區域的精加工，通過控制磨削與銑削加工刀軌重疊區域的接刀誤差實現整體葉盤全型面精加工，并開展加工試驗驗證工藝方案的可行性。研究成果和試驗數據為整體葉盤全型面的高效、低成本加工提供參考。

1 整體葉盤銑磨組合加工工藝方案

整體葉盤結構如圖1 所示，主要包括葉片型面、葉根、流道3 部分，其中葉片型面包括葉盆葉背、進排氣邊、葉尖等。從加工特性上分析，葉片型面為典型弱剛性零件，具有葉片薄、葉展長、相鄰葉片間距小的特征，銑削加工所需的刀具長徑較大，加工時由于接觸壓力較大極易引起讓刀變形及顫振現象，影響加工質量；葉根圓角、流道區域剛性較好，但曲率半徑較小，加工過程中刀具與工件極易產生干涉，刀具可達性較差。

圖1 整體葉盤結構Fig.1 Structure of blisk

根據整體葉盤的結構特征，將磨削加工與銑削加工的優勢相結合，利用銑磨組合加工工藝實現整體葉盤全型面高效高精加工，主要工藝方案如圖2 所示。針對葉片型面的弱剛性零件特征，利用高速磨削加工切削力小、加工精度高、對顫振敏感性較弱的優勢，采用磨削加工工藝，針對葉根、流道區域刀具可達性差但剛性較好的特征，利用球頭銑削加工靈活性較好的優勢，采用銑削加工工藝。通過控制磨削加工與銑削加工刀軌重合部位的接刀誤差，實現整體葉盤全型面精加工。

圖2 整體葉盤銑磨組合加工工藝方案Fig.2 Process program of combined machining of blisk with milling and grinding

2 葉片型面磨削加工

整體葉盤葉身型面是一種典型的薄壁類弱剛性零件，其加工精度與質量對發動機的性能與壽命具有重要影響[15]，故首先以葉身型面的砂輪磨削加工工藝開展研究。數控高速磨削加工中，為保證葉片型面加工質量，選用圓環面砂輪開展葉身型面磨削加工，砂輪結構如圖3 所示。

圖3 圓環面砂輪結構Fig.3 Structure of toroidal grinding wheels

圖3 中，d為刀桿直徑；h為刀桿長度；R為刀具最大回轉半徑；l為砂輪長度；r為砂輪鼓形半徑；φ和θ為圓弧母線轉角范圍和回轉角度。

葉片型面磨削加工中，圓環面砂輪尺寸參數優化選擇是減少刀軌行數、提高加工效率的有效手段。為分析砂輪與設計曲面間的切觸關系，建立圓弧母線回轉表面數學模型。

式（1）表示磨頭上某點在刀具坐標系中的坐標值。若以指向砂輪內部的法向矢量為正，則磨頭上某點處最大主曲率kmax和最小主曲率kmin可表示為

式中，最大主曲率kmax在砂輪鼓形半徑r 的切線方向，最小主曲率kmin在刀具最大回轉半徑R 的切線方向。砂輪磨頭表面曲率kmax和kmin應大于設計曲面的主曲率Kmax，依據設計曲面的曲率Kmax可確定砂輪的鼓形半徑、圓角半徑和最大回轉半徑，為圓環面砂輪尺寸參數選用提供理論依據。

電鍍CBN 砂輪制造工藝簡單、周期短，且幾何精度、線速度與壽命等方面均可滿足需求[16]，故葉身型面磨削選用電鍍CBN 圓環面砂輪。

圓環面砂輪可行加工姿態有周磨和插磨兩種加工方式，其中周磨又分自下而上反向周磨和自上而下周磨兩種方式，如圖4 所示。為優選出葉身磨削加工合適的走刀方式，將薄板試件（材料為GH4169，寬度W=28 mm，加工前厚度T=2.5 mm）在夾具上單端懸臂裝夾，其懸伸長度L=48 mm。以鼓形砂輪（電鍍CBN 磨料，粒度200#、砂輪直徑12 mm、砂輪鼓形半徑1.5 mm、砂輪桿長度75 mm）采用上述3 種方式進行磨削試驗，加工毛坯與磨削完試件如圖5 所示。粗磨階段選用加工參數組合：ap=0.1 mm，w=0.3 mm，F=1000 mm/min，S=20000 r/min；精磨階段選用加工參數組合：ap=0.02 mm，w=0.15 mm，F=1000 mm/min，S=20000 r/min。其中，ap為切削深度；w為加工行寬；F為進給速度；S為主軸轉速。

圖4 磨削加工走刀方式Fig.4 Tool path of grinding

圖5 加工試件及夾具Fig.5 Machining test piece and fixture

為提升工藝參數對比結果的準確性，每種走刀方式依次磨削3 個試件。試件磨削完成后，采用千分表測量試件磨削區域底部與頂部的厚度偏差，平行測量3 個點的厚度偏差取平均值作為試件上下厚度偏差Δt，并采用粗糙度儀測量表面粗糙度Ra，測量結果如表1 所示。

表1 3 種走刀方式測量結果Table 1 Measurement results of three kinds of tool paths

由表1 可知，在粗磨與精磨加工階段，反向周磨（自下而上）加工表現出較好的加工精度，適用于整體葉盤葉片型面的磨削加工，分析原因為加工過程中殘余應力得到釋放，工件變形得到有效控制。同時，插磨加工表現出較好的表面粗糙度指標，分析原因為砂輪接觸面較寬，其加工行寬更窄，但考慮到后續拋光去除刀紋的工序，表面粗糙度僅作為一個輔助評價指標，在精加工階段更加關注型面精度。綜合以上分析，選用反向周磨（自下而上）加工作為葉片型面磨削加工的走刀路徑。

3 銑磨組合加工工藝試驗

為驗證銑磨組合加工工藝的可行性，采用薄板試件（材料GH4169，寬度W=28 mm，磨削區域長度L1=42 mm，銑削區域長度L2=5 mm）單端懸臂裝夾，開展銑磨組合加工試驗，如圖6 所示。

圖6 銑磨組合加工工藝試驗方案Fig.6 Test scheme of combined machining with milling and grinding

采用圓環面砂輪反向周磨加工方式加工試件上部區域L1，使用球頭銑刀（球頭直徑6 mm、刀桿長度75 mm，刀具材料為硬質合金，刀刃數為2，螺旋角度為35°）反向周銑（自下而上）的方式銑削下部區域L2，加工后的理論厚度T2=2.0 mm。其中磨削加工參數與圖5 中磨削加工選用相同。銑削加工參數組合：ap1=0.2 mm（半精銑）、ap2=0.2 mm（精銑）、w1=0.2 mm（半精銑）、w2=0.05 mm（精銑）、F=1000 mm/min、S=5000 r/min。其中，ap1和ap2為半精銑和精銑選用的切削深度；w1和w2為選用的加工行寬。

試件加工過程中，環境因素與加工參數等對誤差的影響已得到較好的控制，且加工過程中無二次裝夾誤差。針對銑削與磨削加工路徑重疊部分可能出現的接刀問題，經多次試驗發現對接刀誤差影響較大的因素包括以下兩個方面。

（1）刀具的影響。包括電鍍砂輪的直徑、球頭銑刀的圓度、刀桿長度和刀具磨損狀態等。

（2）讓刀變形的影響。由于銑削力比磨削力大，使工件與刀具產生更大的讓刀變形誤差。

基于上述接刀誤差產生的原因分析，通過優化刀具與工藝參數對接刀誤差進行有效控制。首先，通過精密對刀儀等測量儀器對砂輪直徑、銑刀圓度、刀桿長度等參數進行準確測量，實時檢查砂輪與球頭銑刀的磨損狀態，并盡可能選用同一批次的電鍍砂輪。針對銑削加工讓刀變形的影響，采用小切深、小切寬、負余量的加工思路確保加工過程平穩，試件加工效果如圖7 所示。

圖7 試件加工效果Fig.7 Machining effect of test piece

銑磨組合加工后，采用千分表測量上下部分的厚度偏差和加工刀軌重疊部分的接刀誤差，測量得到厚度偏差值Δt=0.012 mm，接刀誤差值為0.008 mm，說明加工后試件型面精度較高，接刀誤差得到有效控制?？梢钥闯?，通過有效控制接刀誤差，銑削與磨削組合加工工藝方案是可行的。

4 整體葉盤銑磨組合加工試驗驗證

4.1 單主軸五軸加工試驗

為驗證整體葉盤銑磨組合加工方案的可行性，采用某整體葉盤的三連葉片開展工藝試驗，加工刀軌如圖8所示，其中葉身型面（葉盆、葉背、進排氣邊）采用反向周磨加工工藝，葉根與流道區域采用銑削加工工藝。整體葉盤參數：葉片長度56 mm、葉片寬度60 mm、葉片數量53 片、葉片最小間距16.2 mm、材質為不銹鋼；砂輪基本尺寸：砂輪直徑D=10 mm，鼓形半徑r=1.5 mm，砂輪桿長度75 mm。試驗選用加工設備為搖籃式五軸立式加工機床，加工參數與第3 節銑磨組合加工試驗選用相同，三連葉片加工效果如圖9 所示。

圖8 葉片加工刀軌Fig.8 Blade machining tool path

圖9 三連葉片加工效果Fig.9 Three-rowed blade processing effect

從圖9 可以看出，三連葉片全型面加工效果較好，無加工顫振現象。為測量葉片截面的輪廓精度，在三連葉片試件上依次選取截面曲線（從葉根到葉尖的高度方向）：Z1=10 mm，Z2=30 mm 和Z3=50 mm，每條截面曲線上測量123 個點；葉盆和葉背區域縱截面線X1、X2（葉盆和葉背中間位置），每條截面曲線上測量52 個點，如圖10 所示。葉片輪廓精度由HRSW–PONY 三坐標測量機（CMM）測量，測量結果如圖11 所示。

圖10 葉片測量截面線Fig.10 Blade measurement section line

圖11 三連葉片測量結果Fig.11 Measurement results of three-rowed blades

從圖11（a）可以看出，整體葉盤輪廓誤差精度為（–0.01 mm，+0.03 mm），滿足公差要求，表現出良好的加工精度與質量。從圖11（b）可以看出，銑削與磨削加工的接刀誤差控制良好，接刀誤差控制在0.01 mm 以內，說明銑磨組合加工工藝應用于整體葉盤全型面加工具有可行性。

4.2 多主軸五軸陣列加工試驗

為提升整體葉盤精加工效率，利用上述銑磨組合加工工藝方案開展多主軸陣列加工技術研究，驗證多主軸陣列加工的可行性，設計矩形陣列加工試驗平臺如圖12 所示。其中，整體葉盤呈矩形八陣列布置，A軸直驅電機共兩個，并排布置，每個直驅電機帶動4 個小型整體葉盤實現A軸旋轉，刀具端設計有B軸精密矩形擺頭，主要用于多軸聯動數控機床B軸。在陣列機床上與轉臺輸出軸形成一一對應的關系，實現8 個電主軸同步擺動。在此基礎上，搭建了雙主軸矩形陣列整體葉盤加工原理樣機，并開展整體葉盤銑磨組合加工原理性試驗。

整體葉盤試件的雙主軸加工效果如圖13 所示，選取中間葉片的3 條截面曲線測量輪廓精度，三坐標測量結果如圖14 所示。

圖13 雙主軸葉片加工效果Fig.13 Blade machining effect by double spindle

圖14 雙主軸葉片加工測量結果Fig.14 Measurement results of blades machining by double spindle

從圖14 可以看出整體葉盤葉片型面加工質量良好，整體輪廓誤差精度為（–0.01 mm，+0.04 mm），接刀誤差控制效果較好，同時兩個試件表現出較好的一致性，滿足公差要求，驗證了銑磨組合工藝方案用于整體葉盤多主軸陣列加工的可行性，在保證加工精度的同時可大幅度提升加工效率。

5 結論

（1）提出一種面向全型面精加工的整體葉盤銑磨組合加工工藝，針對葉身型面的弱剛性零件特征采用磨削加工工藝，針對葉根、流道區域刀具可達性差的特征采用銑削加工工藝，通過控制磨削與銑削刀軌重合部位的接刀誤差實現全型面加工。

（2）開展了葉身型面磨削加工工藝研究，對圓環面CBN 電鍍砂輪結構進行建模，為磨削加工時刀具選型提供依據。對比了葉片磨削加工3 種走刀方式，通過試驗證實反向周磨加工方式在輪廓精度方面表現出更好的加工效果，適用于葉身型面精加工。

（3）開展整體葉盤試件加工試驗，驗證了銑磨組合加工工藝的可行性，通過優化刀具與工藝參數有效控制接刀誤差在0.01 mm 以內，輪廓精度誤差為（–0.01 mm，+0.04 mm），表現出較好的加工質量。并驗證了多主軸整體葉盤陣列加工的可行性，在保證加工質量的同時可大幅度提升加工效率。