CC BY
12
УДК 621.914
А.Н. Поляков, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой технологии машиностроения, металлообрабатывающих станков и комплексов, ФГБОУ ВО «Оренбургский государственный университет» e-mail: anp_temos@mail.ru
С.В. Каменев, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии машиностроения, металлообрабатывающих станков и комплексов, ФГБОУ ВО «Оренбургский государственный университет» e-mail: kamenev_sergey@mail.ru
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ КОНЦЕВОГО ФРЕЗЕРОВАНИЯ НА ОТДЕЛОЧНЫХ СТАДИЯХ ОБРАБОТКИ
В работе представлены результаты экспериментальных исследований точности обработки на отделочных стадиях обработки методом концевого фрезерования. Обработка резанием проводилась на двух станках с ЧПУ вертикальной компоновки. Измерения осуществлялись на координатно-измерительной машине. Результаты измерений приводятся как в виде графиков, так и в виде таблиц. Была установлена количественная связь между величиной снимаемого припуска и погрешностью обработки. Так, например, при обработке стальной заготовки СтЗсп с шириной фрезерования 4 мм для станка 400V было установлено максимальное значение погрешности обработки 22 мкм, а для станка TM-1P -44 мкм. Экспериментально была выявлена величина погрешности позиционирования для обоих станков. Полученные количественные данные позволяют в зависимости от требований к точности обработки выбрать максимальное значение припуска, при котором для конкретного станка устанавливается компромисс между его производительностью и достигаемой точностью. Сформулированы три базовых положения методики выбора ширины концевого фрезерования на отделочных стадиях обработки.
Ключевые слова: концевое фрезерование, погрешность обработки, результаты измерений, станки, режимы резания.
В связи с широким применением станков с ЧПУ концевое фрезерование занимает ключевые позиции в современной механообработке. Этот вид фрезерования используется для обработки фасонных поверхностей и контуров, к которым предъявляются жесткие требования по размерной точности [10]. Современные технологии фрезерования позволяют достигать размерной точности по шестому квалите-ту (ГГ6), а шероховатость обработанной поверхности находится в диапазоне от Ra 0,32 до Ra 1,25 мкм [5, 11]. Такие высокие параметры точности обрабатываемых поверхностей реализуются при высоких скоростях резания доходящих до 800 м/мин при обработке закаленных сталей и чугунов [4, 9, 12 -15].
При выборе режимов резания для отделочных операций существует проблема назначения припуска на обработку [2, 3, 16]. Так если подача на зуб и скорость резания в значительной степени коррелируют между собой в разных источниках, то ширина и глубина фрезерования, определяющие величину снимаемого припуска, существенно разняться. Исходя из жесткости технологической системы, понятно, что большой объем снимаемого слоя материала приводит к упругим отжатиям инструмента и, как следствие, к потери точности обработки [1]. Однако, на производстве невозможно руководствоваться такими описательными категориями как «малый или большой объем снимаемого слоя материала», необходимо опираться на количественные данные.
Для оценки погрешности обработки при конце-
вом фрезеровании в зависимости от величины снимаемого слоя материала, определяемой глубиной и шириной фрезерования, были выполнены натурные исследования на многоцелевых станках с ЧПУ вертикальной компоновки: 400V (изготовитель «Стерлитамак М.Т.Е.», в настоящее время НПО «Станкостроение») и TM-1P (изготовитель HAAS, США). Компоновки станков представлены на рисунке 1. Принципиальным отличием компоновок станков является схема формообразующих движений в кинематических цепях узлов станка, несущих заготовку и инструмент.
Для станка 400V характерным является наличие двух кинематических цепей, реализующих формообразующие движения инструмента. Одна кинематическая цепь реализует движение шпиндельной головки по оси Z, а другая цепь реализует горизонтальное перемещение стойки по оси Y. Для станка TM-1P движения по осям X и Y приводят к перемещению стола и установленной на ней детали.
Структуру погрешностей обработки А^ можно представить в виде:
Аод = ^ПП + ^УД + ^ТД +^ГТИ + Арц + (1)
где - погрешность позиционирования станка, Ауд - погрешность обработки, обусловленная упругими процессами в технологической системе; Атд - погрешность обработки, обусловленная тепловыми процессами в технологической системе; Агш - погрешность обработки, обусловленная геометрической точностью средств технологического оснащения, включая процессы изнашивания;
Арц - погрешность размера, обусловленная различной структурой размерной цепи; Ан - погрешность статической настройки технологической системы.
Погрешности Д^, Ан и А^ характеризуются стабильностью и не изменяются в течение длительного интервала времени. Поэтому погрешность обработки конкретной детали Аод можно представить суммой двух составляющих
Аод = АПерС + АПостС, (2)
где Д - переменная составляющая погрешности обработки, АПостС - постоянная составляющая погрешности обработки.
Очевидно, что переменная составляющая погрешности обработки АПерС включает три компонента:
АПерС=АПП+АУД+АТД, (3)
Высокие скорости резания на отделочных операциях означают большие частоты вращения шпинделя, приводящие к необходимости учета тепловых процессов в станках. Тепловые процессы в станках приводят к образованию температурных деформаций их несущих систем. Температурные деформации неизбежно влияют на размерную точность обрабатываемых деталей. Величина температурных деформаций в станках существенно зависит от его конструктивных, технологических и функциональных особенностей, например, оснащение станка специальными системами термостабилизации [6]. Как показали проведенные авторами эксперименты, для станка HAAS TM-1P на частоте вращения шпинделя 6000 об/мин после двух часов его непрерывной работы фиксировались температурные перемещения фланца шпиндельной головки вдоль оси Z в пределах 25 мкм, в то время как для станка 400V аналогичный уровень температурных перемещений фиксировался на частоте вращения шпинделя 1500 об/мин менее чем через 90 минут после начала его работы.
Для использованных в исследованиях станков экспериментально была выявлена величина погрешности позиционирования Аш. Сначала был
установлен диапазон значений погрешности позиционирования, зависящий от подачи и длины пути, проходимым подвижным узлом станка. В качестве методики определения погрешности позиционирования использовалась методика, апробированная в работе [7]. В случаях когда время перемещения подвижного узла на больших подачах (минутная подача более 5000 мм/мин, шпиндель в данном эксперименте выключен) превышало время перемещения этого узла с рабочей подачей (200 мм/мин) для станка HAAS TM-1P, фиксировалась погрешность позиционирования в пределах 1 мкм, а для станка 400V - не более 4 мкм. Для обоих станков в паспортах была заявлена одинаковая погрешность позиционирования, равная 10 мкм. Для оценки погрешности позиционирования, возникающей при отработке конкретной управляющей программы, дополнительно была проведена серия экспериментов. На рисунке 1а показано расположение на столе станка обрабатываемой детали (позиция 1) и магнитной стойки типа ШМ-III (по действующему ГОСТ 10197-70, позиция 2) с многооборотным ры-чажно-зубчатым индикатором типа 1 МИГ класса точности 0 (ГОСТ 9696-82). Рабочая управляющая программа, которая в дальнейшем использовалась для обработки тестовой детали, была дополнена блоком кадров, описывающим процедуру периодического измерения осевого положения торца шпиндельного узла с помощью многооборотного индикатора. Так как при обработке тестовой детали предусматривались три технологических перехода, реализуемых в позиции 1, то измерения в позиции 2 проводились четыре раза - перед каждым технологическим переходом и в конце заключительного технологического перехода. Анализ результатов проведенных экспериментов по оценки точности позиционирования на тестовой детали для обоих станков показал, что фактическая погрешность позиционирования Аш не превысила одного микрометра.
Оценка погрешности позиционирования Аш
а)
б)
Рисунок 1. Компоновки многоцелевых станков с ЧПУ
и анализ температурных перемещений шпиндельной головки на холостых ходах [16] позволили исключить эти погрешности в анализируемой погрешности обработки, обусловленной упругими процессами в технологической системе Ауд.
В качестве тестовой детали использовалась призматическая деталь, имеющая уступы равной ширины (рисунок 2а).
В качестве первого технологического перехода использовалось торцевое фрезерование. Второй и третий технологические переходы выполнялись одной концевой фрезой. Первый и второй технологический переход заключался в процессе фрезерования верхней плоскости (прямоугольная область). Выполнение второго технологического перехода обусловлено необходимостью исключения погрешности настройки концевой фрезы на
Рисунок 2. Тестовая деталь
Так как концевое фрезерование выполнялось на втором и третьем переходах, то необходимо было оценить точность и качество обработки, достигнутое после торцевого фрезерования на первом переходе.
При обработке стальной заготовки на станке 400V использовались: торцевая фреза диаметром 63 мм (пять режущих прямоугольных двусторонних пластин с восемью режущими кромками) и твердосплавная цельная концевая четырехзубая фреза диаметром 16 мм с возможностью осевой подачи.
При торцевом фрезеровании обрабатывалась плоскость за пять проходов (по ширине) с максимальной шириной фрезерования не более 50 % от ширины фрезы. Рабочий проход фрезы осуществлялся вдоль положительного направления оси X. Вид фрезерования - попутное. На рисунке 3 представлен результат измерения размерной точности обработанной поверхности на координатно-из-мерительной машине (КИМ) Wenzel XOrbit 55 (Германия, Wenzel Präzision GmbH). Режимы резания - глубина резания 0,75 мм; подача 0,08 мм/зуб; скорость резания 100 м/мин. В местах перекрытия проходов фрезы на обработанной поверхности формировались участки с увеличенными неровностями. Их максимальная величина не превышала 15 мкм, что в зависимости от величины получаемого
размер, так как настройка инструмента на размер осуществлялась непосредственно на станке с использованием концевых мер. Третий технологический переход заключался в концевом фрезеровании уступов, схема первых десяти приведена на рисунке 2б. Каждый из уступов формировался за один проход. По высоте соседние уступы отличались на 0,25 мм. Ширина каждого уступа составляла 3 мм. Высота первого уступа составляла не менее 4,5 мм, то есть при получении первого уступа ширина фрезерования составляла 4,5 мм. Последовательное уменьшение высоты уступа приводило к уменьшение величины снимаемого припуска и уменьшению величины упругих от-жатий инструмента. В исследованиях использовались заготовки из углеродистой стали обыкновенного качества СтЗсп ГОСТ 380-2005.
3 5 7 9 10
7 i 6 8
б)
размера гарантирует обеспечение точности в пределах от 8 до 6 квалитетов. Например, если необходимо обеспечить линейный размер из диапазона от 50 до 80 мм, то согласно действующим стандартам на поля допусков гарантирована размерная точность по шестому квалитету (ГГ6). Если требуется обеспечить линейный размер в пределах глубины уступа до 6 мм, то обеспечивается размерная точность только по 8 квалитету (ГТ8).
Частота вращения шпинделя при торцевом фрезеровании составляла 500 об/мин, время обработки не превышало 5 минут. Из натурных экспериментов было установлено, что тепловые процессы на этой частоте вращения не приводят к заметным температурным деформациям несущей системы станка 400Х тем более к такому сложному периодическому характеру, представленному рисунком 3. Первый проход торцевой фрезы характеризовался наибольшей шириной фрезерования, соответственно наибольшими упругими отжатия-ми инструмента и максимальными погрешностями что объясняет максимальную размерную погрешность обработки после первого прохода -более 12 мкм.
Уступы на тестовой детали (рисунок 2) на третьем технологическом переходе в различных экспериментах формировались при двух положениях
Рисунок 3. Результаты измерений обработанной поверхности вдоль оси Y (станок 400Х сталь)
детали: или при движении инструмента вдоль оси Y, или вдоль оси X.
На рисунке 4 представлены графики результатов измерений размеров уступов по оси 2, выполненных на КИМ. Уступы были сформированы в результате фрезерования вдоль оси У.
Анализ результатов измерений в секторах
1 и 2 показал, что вдоль ширины уступа при максимальной величине снимаемого припуска размах высоты уступа составил 22 мкм, а при малых значениях припуска - менее 3 мкм. На рисунке 5а представлены результаты измерений уступа по оси
2 и по ширине вдоль оси X при ширине фрезерования равной 4 мм (величина аксиального припуска).
Аналогичные результаты измерений при ширине фрезерования, равной 0,5 мм, представлены на рисунке 5б.
Каждый из сформированных уступов также был измерен вдоль оси У. Результаты измерений показали, что их размах (как разность между наибольшим и наименьшим значениями) не превышал 6 мкм при большой величине снимаемого припуска и 4 мкм -при малой (таблица 1).
Для того чтобы оценить зависимость расположения обрабатываемой поверхности от особенностей компоновки станка, описанные выше уступы были сформированы вдоль оси X. В ходе анализа результатов измерений было установлено, что при
Рисунок 4. Результаты измерений вдоль оси X
\
\
/
Л, ММ \
а)
Рисунок 5. Результаты измерений по ширине уступа
б)
формировании уступов по оси X размах результатов измерений как по ширине, так и по длине уступа не имеет отличий принципиального характера - не превышает 8 мкм и не имеет устойчивой корреляционной зависимости от величины снимаемого припуска (таблицы 1 и 2).
Аналогичные исследования, проведенные на станке HAAS TM-1P, показали, что при значительной величине снимаемого припуска погрешности обработки также существенно различаются по ширине уступа, но не по длине. Если для 400V наименьшие погрешности обработки были зафиксированы при обработке уступов по оси X, то для станка TM-1P существенных различий в зависимости от положения обрабатываемых поверхностей при обе-
спечении точности обработки зафиксировано не было. В таблице 3 представлены результаты измерений уступов, полученных обработкой вдоль оси У (таблица 3). Результаты измерений вдоль оси X не представлены, так как во многом повторяют данные из таблицы 3.
Обработка на станке 400У осуществлялась более жесткой фрезой, поэтому для выравнивания условий проведения эксперимента был проведено фрезерование уступов вдоль оси X с увеличенной глубиной фрезерования до 5 мм. Это привело к росту величины снимаемого припуска, а значит к увеличению сил резания и величины упругих отжатий инструмента. Например, при ширине фрезерования, равной 4 мм, размах фактических данных вы-
Таблица 1. Результаты измерений уступов по длине
Положение уступа по оси Y Положение уступа по оси X
Высота уступа, мм Размах, мкм Высота уступа, мм Размах, мкм
К К А К А. А
1 4 4,006 6 4 3,989 5
2 3,75 3,755 6 3,75 3,739 5
3 3,5 3,503 6 3,5 3,488 5
4 2 1,990 6 2 1,986 2
5 1 0,982 4 1 0,980 5
6 0,5 0,478 4 0,5 0,478 5
Примечание: кн - номинальный размер; кс - среднее значение размера; А - размах Таблица 2. Результаты измерений уступов по ширине
К Положение уступа по оси Y Положение уступа по оси X
11 21 31 12 22 32
^е, мм А, мкм ^с, мм А, мкм ^с, мм А, мкм А С, мм А, мкм А с, мм А, мкм мм А, мкм
4 4,001 22 4,004 20 4,002 20 4,006 3 3,985 6 3,991 4
3,75 3,754 18 3,753 18 3,752 19 3,739 4 3,740 6 3,741 8
3,5 3,503 17 3,500 17 3,500 19 3,488 4 3,489 4 3,483 6
2 1,993 7 1,992 6 1,989 8 1,986 3 1,985 4 1,984 4
1 0,982 7 0,985 5 0,982 4 0,982 5 0,981 4 0,980 3
0,5 0,481 3 0,482 3 0,479 4 0,478 3 0,477 2 0,476 2
Примечание: 1 - три различных положения измерительного щупа вдоль координаты У;
2 - три различных положения измерительного щупа вдоль координаты X
Таблица 3. Обработка уступа вдоль оси Y
Измерение по ширине уступа Измерение по длине
К 11 2 3 высота размах
hc, мм А, мкм ^с, мм А, мкм hc, мм А, мкм ^с, мм А, мкм
4 3,993 44 4,004 42 3,991 42 4,003 9
3,75 3,743 39 3,753 43 3,741 37 3,751 10
3,5 3,492 38 3,500 39 3,490 33 3,501 9
2 1,981 19 1,992 17 1,984 17 1,983 6
1 0,972 7 0,985 9 0,974 6 0,982 5
0,5 0,468 6 0,482 4 0,470 6 0,477 7
Примечание: 1 - три различных положения измерительного щупа вдоль координаты Y
соты уступа составил 15 мкм при измерении его по ширине; при ширине фрезерования, равной 0,5 мм, размах высоты уступа составил менее 5 мкм.
Проведенные исследования позволили сформулировать три базовых положения методики выбора ширины концевого фрезерования на отделочных операциях с учетом принятия компромиссного решения между его производительностью и достигаемой точностью:
- разрабатывается проект тестовой детали, представляющей собой ступенчатую поверхность с высотой ступеньки, равной одному миллиметру, а шириной не менее трети диаметра фрезы; число ступенек согласуется с максимально снимаемым припуском за один проход - ширину фрезерования не следует принимать более одного диаметра фрезы; при большей ширине фрезерования следует пропорционально уменьшать глубину резания;
- осуществляется обработка уступов вдоль оси Y, как выявленное геометрическое расположение уступов, способствующее формированию наибольшей погрешности обработки для станков вертикальной компоновки;
- проводятся измерения только по ширине уступа, по результатам которых устанавливается максимальная величина ширины фрезерования из условий обеспечения требуемой размерной точности.
Результаты исследований на станках вертикальной компоновки 400V и ТМ-1Р показали:
- существует количественная связь между величиной снимаемого припуска и погрешностью обработки, что позволяет в зависимости от требований к точности обработки установить для конкретного станка предельную ширину фрезерования, что реализует компромиссное решение между производительностью и достигаемой точностью обработки;
- знания о величине погрешностей, обусловленных статической нагрузкой, позволяют прогнозировать эффективность реализации алгоритмов компенсации температурной погрешности станков;
- для обоих станков наибольшая погрешность высоты уступов фиксировалась при их обработке вдоль оси Y;
- был зафиксирован рост погрешностей в определении средних значений высоты уступов по ходу обработки для обоих станков - однозначной причины этого факта установлено не было.
Выполненные экспериментальные исследования сформировали базу экспериментальных данных, которую в последующем можно будет использовать для проведения теоретических исследований в области достижения точности обработки при концевом фрезеровании, а также позволит рассмотреть влияние тепловых процессов на точность обработки при продолжительных процессах резания.
Литература
1. Башаров, Р.Р. Исследование процесса фрезерования концевой фрезой при высоких частотах вращения шпинделя станка / Р.Р. Башаров, Р.Г. Кудояров // Вестник Уфимского государственного авиационного технического университета. - 2012. - Т. 16. - № 4 (49). - С. 71-77.
2. Грубый, С.В. Оптимизация режимных параметров фрезерования карманов в корпусных деталях из алюминиевых сплавов / С.В. Грубый, А.М. Зайцев // Наука и образование: научное издание МГТУ им. Н.Э. Баумана. 2015. - № 7. - С. 44-65.
3. Грубый, С.В. Обоснование условий фрезерования карманов в корпусных деталях из алюминиевых сплавов / С.В. Грубый, А.М. Зайцев // Наука и образование: научное издание МГТУ им. Н.Э. Баумана. -2014.- № 5. - С. 12-30.
4. Жетесова, Г.С. Высокоскоростная обработка - современный метод механической обработки деталей/ Г.С. Жетесова, И.И. Ерахтина, И.А. Гейдан, А.В. Жукова // Труды Университета. - 2014. - № 2. - С.17-21.
5. Обработка металлов резанием: Справочник технолога / А.А. Панов, В.В. Аникин, Н.Г. Бойм и др.; Под общ. Ред. А.А. Панова . 2-е изд., перераб. и доп.- М.: Машиностроение, 2004. - 784 с.
6. Поляков, А.Н. Управление термодеформационным состоянием станка на основе автоматизации прогнозирования температурных перемещений исполнительных органов: учебное пособие / А.Н. Поляков, К.В. Марусич. - Оренбург: ООО ИПК «Университет», 2012. - 222 с.
7. Поляков, А.Н. Экспериментальные исследования статических и тепловых характеристик станка с ЧПУ/ А.Н. Поляков, А.Н. Гончаров, К.В. Марусич, К.С. Романенко // СТИН. - 2014. - № 6. - С.13-18.
8. Поляков, А.Н. Исследование тепловых деформаций в металлорежущих станках /А.Н. Поляков, А.Н. Гончаров, К.В. Марусич // Технология машиностроения. - 2011. -№ 2. - С. 16-22.
9. Рогов, В.А. Высокоскоростная обработка закаленных заготовок / В.А. Рогов // Технология машиностроения. - 2013. - №3. - С.16-19.
10. Шелест, В.К. Технологическое обеспечение параметров точности и качества сложнопрофильных деталей при высокоскоростной многокоординатной обработке /В.К. Шелест, А.Ф. Присевок, П.Н. Клавсуть // Вестник белорусского национального технического университета. - 2009. - №5. - С. 22-31.
11. Grigoriev, S. N. Investigation of force parameters acting on a single cutting insert made of ceramics in face milling of hardened steel / S.N. Grigoriev, M. A. Volosova, V. D. Gurin, A. Y. Seleznyov // Mechanics & Industry. - 2015. - Vol 16. - № 7. - PP.1-7.
12. Budak, E. Maximizing Chatter Free Material Removal Rate in Milling through Optimal Selection of Axial and Radial Depth of Cut Pairs / E. Budak, A. Tekeli // CIRP Annals - Manufacturing Technology. - 2005. -Vol. 54. - № 1. - PP. 353-356.
13. Kopac, J. High precision machining on high speed machines /J. Kopac // Journal of Achievements in materials and Manufacturing Engineering. - 2007. - Vol. 24. - № 1.- PP. 405-412.
14. Pasko, R. High Speed Machining (HSM) - The Effective Way Of Modern Cutting [Электронный ресурс]. - Режим доступа: http://fstroj.utc.sk/journal/engl/papers/034_2002.pdf
15. The application of High Speed Machining [Электронный ресурс] . - Режим доступа: - http://www2. coromant.sandvik.com/coromant/pdf/dm_articles/ hsm6_12.pdf.
16. Bravo, U. Stability limits of milling considering the flexibility of the workpiece and the machine / U. Bravo, O. Altuzarra, L.N. Lopez de Lacalle, J.A. Sanchez, F. J. Campa // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - 2005. - Vol. 45. - № 15 - PP. 1-12.
