CC BY
39
Оригинальная статья / Original article УДК 621.9.02
DOI: 10.21285/1814-3520-2017-2-10-20
ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТАНГЕНЦИАЛЬНОГО РАСПОЛОЖЕНИЯ ПЛАСТИН ТВЕРДОГО СПЛАВА ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
© О.М. Балла1
Иркутский национальный исследовательский технический университет, Российская Федерация, 664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ. Ознакомление научных и инженерно-технических работников с одним из направлений повышения эффективности фрезерования деталей из легированных сталей и титановых сплавов, других высокопрочных материалов, а именно за счет применения тангенциального расположения пластин твердого сплава в корпусах фрез. МЕТОДЫ. В ходе исследования использовался метод сравнительного анализа. РЕЗУЛЬТАТЫ. Расположение пластин вдоль задней поверхности резцов позволяет увеличить допускаемую толщину среза при точении в 1,5 раза. При фрезеровании кратность увеличения допустимой толщины среза за счет тангенциального расположения пластин не обоснована. Для ее определения выполнены исследования изменения угла приложения (действия) результирующей силы резания по отношению к передней поверхности пластин. Экспериментально получены закономерности изменения угла действия в зависимости от текущих значений угла контакта фрезы с заготовкой при фрезеровании легированных сталей и титановых сплавов в диапазоне углов контакта от 00 до 1800 и увеличения допустимых нагрузок. Установлено, что по сравнению с радиальным расположением пластин твердого сплава тангенциальное повышает нагрузочные коэффициенты и уменьшает упругие деформации пластин при равной прилагаемой нагрузке. Это позволило обосновать увеличение допускаемой толщины среза до 4-х раз. Приведены результаты стойкостных исследований фрез с тангенциальным и радиальным расположением пластин твердого сплава при фрезеровании легированных сталей и титановых сплавов. ВЫВОДЫ. Лабораторные и длительные производственные испытания фрез показали высокую эффективность тангенциального расположения пластин. Их применение обеспечивает интенсификацию режимов фрезерования легированных сталей в 3-5 раз, титановых сплавов - в 1,5-3 раза даже при использовании устаревших марок твердых сплавов. Ключевые слова: титановые сплавы, легированные стали, фрезы, твердый сплав, тангенциальное расположение пластин, радиальное расположение пластин, подача на зуб, скорость резания, стойкость, передний угол, угол контакта фрезы с заготовкой, угол действия результирующей силы фрезерования.
Формат цитирования: Балла О.М. Исследование эффективности фрез с тангенциальным расположением пластин твердого сплава // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2017. Т. 21. № 2. С. 10-20. DOI: 10.21285/1814-3520-2017-2-10-20
EFFICIENCY STUDY OF TANGENTIAL ARRANGEMENT OF HARD ALLOY PLATES AT MILLING O.M. Balla
Irkutsk National Research Technical University,
83, Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russian Federation.
ABSTRACT. The PURPOSE of the paper is to familiarize scientists and engineers with one of the directions in the improvement of milling efficiency of parts from alloy steels and titanium alloys and other high-strength materials through the application of a tangential arrangement of hard alloy plates in cutter bodies. METHOD. The study uses the method of comparative analysis. RESULTS. Arrangement of plates along end flanks allows 1.5 times increase in the permissible thickness of cut under turning. At milling, the multiplicity of increase in permissible thickness of cut due to the tangential arrangement of plates is not justified. To determine it the author carried out the studies of changes in the angle of the resultant cutting force action in relation to the face surface of plates. The regularities of changes in the angle of action depending on current values of the angle of contact of the cutter and a workpiece are received experimentally at milling alloy steels and titanium alloys in the range of contact angles from 0° up to 180° and increase in permissible loads. It is determined that the tangential arrangement of plates of hard alloy increases load rates and reduces elastic deformations of plates at an equal applied load as compared with the radial arrangement. It has allowed to justify the increase in the permissible width of a cut up to 4 times. The paper provides the results of wear resistance studies of cutters with tangential and radial arrangements of hard alloy plates at milling alloy steels and titanium alloys. CONCLUSIONS. Laboratory
1Балла Олег Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительных производств Института авиамашиностроения и транспорта, e-mail: ballaom@mail.ru Oleg M. Balla, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology and Equipment of Machinery Production of the Institute of Aircraft Engineering and Transport, e-mail: ballaom@mail.ru
©
and long-term production testing of cutters have shown the high performance of the tangential arrangement of plates. Their application intensifies the milling modes of alloy steels by 3-5 times and titanium alloys - by 1.5-3 times even when the out-of-date brands of hard alloys are used.
Keywords: titanium alloys, alloy steels, cutters, hard alloy, tangential arrangement of plates, radial arrangement of plates, feed on a tooth, cutting speed, tool life, front rake, contact angle of a cutter and a workpiece, angle of the resultant force of milling
For citation: Balla O.M. Efficiency study of tangential arrangement of hard alloy plates at milling. Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2017, vol. 21, no. 2, pp. 10-20. (In Russian) DOI: 10.21285/1814-3520-2017-2-10-20
Введение
В настоящее время наиболее широкое применение находят фрезы с радиальным расположением пластин твердого сплава (быстрорежущей стали), значительно меньше распространены фрезы с тангенциальным расположением пластин. Это связано с тем, что вопросы эффективности тангенциального расположения пластин при фрезеровании до настоящего времени недостаточно изучены и, следовательно, не определены области рационального применения фрез с учетом их более высокой стоимости и необходимости примене-
ния пластин специальной формы. Известно, что расположение пластин вдоль задней поверхности резцов позволяет увеличить допускаемую толщину среза при точении в 1,5 раза [1] и, следовательно, повысить производительность обработки. Вопрос о количественной оценке эффективности тангенциального расположения пластин при фрезеровании до настоящего времени остается открытым. Для определения эффективности тангенциального расположения пластин при фрезеровании были выполнены исследования.
Методика исследования
Для определения эффективности все фрезы по расположению пластин твердого сплава были разбиты на две группы [2]:
• с тангенциальным расположением режущих элементов;
• с радиальным расположением режущих элементов.
Типовые конструкции фрез приведены на рис. 1.
Схемы для расчета эффективности того или иного расположения пластин приведены на рис. 2.
Считая условия закрепления пластин в корпусах идентичными (пайка, механическое закрепление) и рассматривая их с некоторым допущением как балки на упругом основании, определили коэффициенты изменения нагрузок и упругих деформаций. Напряжениями сжатия решили пренебречь из-за высокой прочности твердого сплава на сжатие и с учетом известных зависимостей из сопротивления материалов. В этом случае напряжения изгиба можно допустить обратно пропорциональным моментам сопротивления. Перейдя к относительным показателям, можно записать, что при
a b
Рис. 1. Фрезы с тангенциальным (a), радиальным (b) расположением пластин твердого сплава Fig. 1. Cutters with tangential (а) and radial (b) arrangement of hard alloy plates in a cross-section
P s
ху a
L ху
a b
Рис. 2. Схемы для расчета эффективности расположения пластин твердого сплава: a - радиальное расположение пластин (l >> s); b - тангенциальное расположение пластин (s>>l): 5 - угол действия результирующей силы резания на переднюю
поверхность пластины твердого слава Fig. 2. Schemes to calculate the location efficiency of hard alloy plates: a - radial arrangement of plates (l >> s); b - tangential arrangement of plates (s >> l): 5 - angle of resultant cutting force action on the front surface of the hard alloy plate
равных силах резания напряжения изгиба в пластинах будут относиться как моменты сопротивления:
Т ЛТ
(1)
н w„'
где - момент сопротивления для тангенциального расположения пластин; -
момент сопротивления для радиального расположения пластин.
Нагрузочный коэффициент показывает, во сколько раз может быть увеличена сила резания, действующая на пластину твердого сплава, для тангенциально расположенных пластин при условии сохранения напряженного состояния, характерного для радиального расположения. Коэффициент уменьшения упругих деформаций пластин может быть определен через отношение моментов инерции (упругие деформации от сжимающих сил считаем бесконечно малыми):
к -/т Кд = V
(2)
где Т - момент инерции для тангенциального расположения пластин; р - момент инерции для радиального расположения пластин.
Ввиду того, что при фрезеровании происходит непрерывное изменение как
угла приложения, так и самой силы резания, применение формул (1) и (2) приведет к значительным погрешностям. Поэтому закономерности изменения коэффициентов нагрузок и деформаций применительно к фрезерованию должны быть определены с учетом изменения углов действия результирующей силы на переднюю поверхность пластин твердого сплава в диапазоне от О0 до 1800 Закономерности изменения моментов инерции и сопротивления определяются по известной зависимости [3]:
1Т = ^ (/2 cos2 ó + s2 sin2 ó), (3)
где ó - угол действия результирующей силы резания, измеренный относительно нормали к передней поверхности.
Для расчета значений (у) применена известная формула из курса сопротивления материалов:
lcosS + ssinó Ут =-----(4)
Эффективность схем расположения и формы режущих элементов была определена применительно к стандартным
размерам пластин, имеющих площадь по-
2
перечного сечения, равную (14x4,76; 4,76x14; 8,16x8,16).
66,64 мм
l
Результаты и их обсуждение
Полученные в ходе выполнения расчетов результаты (рис. 3) показывают, что тангенциальное расположение пластин при углах действия сил резания до 450 обеспечивает возможность работы с большими сечениями среза, чем при радиальном расположении режущих элементов. Так, при углах действия сил резания от О0 до 300 в общем случае сила резания может быть увеличена в 1,8-3 раза.
Если учесть, что толщина среза влияет на силы резания в меньшей степени, чем ширина среза (показатель степени при толщине среза - 0,75 [4]), то эффективность выражается в увеличении допустимых подач на зуб в 2,2-4,3 раза при сохранении постоянной ширины среза. Для углов действия сил от 50 до 100 эти значения увеличиваются до 5 раз. Следовательно, при равных условиях тангенциальное расположение пластин твердого сплава позволяет увеличить интенсивность съема металла от 2 до 5 раз при жесткой технологической системе. Если при тангенциальном расположении пластин твердого сплава обработку вести с небольшими сечениями среза, с углом действия сил в пределах от 0 до 450, то в пластинах будет сформировано напряженное состояние, при котором напряжения изгиба будут
10
1
меньше, чем при радиальном расположении. Величина снижения напряжений определяется коэффициентом увеличения допустимых сил резания. Все это приводит к увеличению надежности работы инструмента. При углах приложения силы резания более 450 радиальное расположение становится более эффективным, чем тангенциальное. Для проверки расчетов было выполнено экспериментальное исследование с целью определить значения углов действия результирующих сил резания в зависимости от углов контакта фрезы с заготовкой.
Углы действия результирующих сил резания на переднюю поверхность зубьев фрез в зависимости от текущих значений углов контакта были определены следующим образом:
1. Однозубыми фрезами с радиальным и тангенциальным расположением пластин твердого сплава при различных сочетаниях толщины и ширины среза были выполнены серии опытов при суммарном угле контакта фрез с заготовками, равном 1800 Для исключения влияния изменения направления силы подачи (Рх) суммарный угол контакта 1800 был разбит на 2 участка [5]: (900 - Y) для встречного фрезерования и (900 + Y) для попутного.
Рис. 3. Коэффициенты увеличения допустимых нагрузок (Кн) и уменьшения упругих деформаций (Кд) пластин в зависимости от угла приложения результирующей силы резания 5 Fig. 3. Rates of increase in permissible loads (Кн) and reduction of elastic deformations (Кд) of plates depending on the angle of the resultant cutting force (5)
©
2. Записанные осциллограммы при 20-кратном увеличении разбили на участки через 50 и определили текущие значения составляющих сил резания Ру и Рх.
Так как измерительная аппаратура позволяет регистрировать составляющие сил резания в направлениях, совпадающих с продольным и поперечным перемещениями стола станка (составляющие Рх и Ру), то необходимо было выполнить перерасчет угла приложения сил с системы координат станка ХУ в систему главных осей призматических режущих элементов. Схемы для определения углов приложения результирующих сил резания при попутном и встречном фрезеровании приведены на рис. 4.
Из рис. 4. следует, что углы действия результирующих сил резания соот-
ветственно при попутном и встречном фрезеровании могут быть определены по следующим формулам:
61 = г+в1 + ¥~ 90°, (5)
3, = г + в,+Щ. (6)
Величину переднего угла следует принимать со своим знаком, угол ¥ определяется как tg¥ = Ру/Рх. Характер изменения углов действия результирующей силы резания на переднюю поверхность пластин в зависимости от изменения углов контакта фрезы с заготовкой приведен на рис. 5.
Рис. 4. Схемы для определения углов приложения результирующих сил резания при попутном (a)
и встречном (b) фрезеровании: 6i - текущее значение угла контакта фрезы с заготовкой; Pxi - текущее значение составляющей силы резания, действующей в направлении продольной подачи; Ру'\ - текущее значение составляющей силы резания, действующей в направлении поперечной подачи; Pi - текущее значение результирующей силы резания; Vi - текущее значение угла между равнодействующей и направлением продольной подачи; 5i - текущее значение угла действия результирующей силы резания по отношению к главным центральным осям призматического режущего клина; Sмин - направление продольной подачи; n - направление вращения фрезы:
1 - пластина твердого сплава Fig. 4. Schemes for the determination of angles of resultant cutting forces at cut-down (a) and cut-up (b) milling:
Qi - current value of the contact angle of the cutter and a workpiece; Pxi - current value of the cutting force component acting in the direction of the longitudinal feed; Ру '1 - current value of the cutting force component acting in the direction of the cross-feed; Pi - current value of the resultant cutting force; Vi - current value of the angle between the resultant and the direction of the longitudinal feed; 5i - current value of the resultant cutting force angle relative to the main central axis of the prismatic cutting wedge; Smin - direction of the longitudinal feed; n - cutter rotation direction: 1 - hard alloy plate
5C
70
60 50 40 30 20 10 0
—•—танг BT20 tangential VT20
■ рад. BT20 radial VT20 --рад. 30ХГСА radial 30KHGSA
——танг. 30ХГСА tangential 30KHGSA
5 15 25 35 45 55 65 75 85 95 105115125135145155165175 0°
Рис. 5. Зависимость угла действия равнодействующей силы фрезерования (5) от угла контакта фрезы с заготовкой (Q) при фрезеровании титанового сплава ВТ20 и стали 30ХГСА инструментом с тангенциальным и радиальным расположением пластин твердого сплава Fig. 5. Dependence of the angle of the resultant milling force (5) on the contact angle of the cutter and a workpiece (Q) when milling titanium alloy VT20 (ВТ20) and steel 30KHGSA (30ХГСА) by the tool with a tangential and radial arrangement of hard alloy plates
На рис. 5 приняты следующие обозначения: танг. - тангенциальное расположение призматических пластин; рад. - радиальное расположение призматических пластин.
Полученные результаты показывают, что при врезании и выходе зуба из работы с нулевой толщиной среза направление действия результирующей силы фрезерования неблагоприятны для фрез с любым расположением пластин, особенно при встречном фрезеровании [6, 7]. Это объясняется преобладанием при врезании зубьев сил резания, действующих на заднюю поверхность пластин за счет упругопласти-ческих деформаций. Далее при увеличении толщины среза возрастают силы, действующие на переднюю поверхность, что приводит к изменению баланса сил. Следует отметить, что при входе и выходе зуба фрезы из работы значения сил резания невелики. Снизить отрицательное влияние этих участков при больших углах приложения сил возможно за счет увеличения толщины призматических пластин, применения упрочняющих фасок под небольшим отрицательным углом, цилиндрических ленточек, величиной 0,05-0,1 мм, по задней поверхности и округления режущих кромок. Рекомендуемые формы режущих кромок пластин приведены на рис. 6.
Экспериментально установлено, что данные формы кромок пластин исключают микросколы лезвий при врезании и выходе из работы с нулевыми толщинами среза. Угол фаски равен (-50), а размер определяется по формуле
f = К
S,
0,35
V
0,3
(7)
Экспериментально установлено, что приведенную в работе [6] зависимость для обработки сталей применительно к твердым сплавам группы применения Р (сплавы на основе карбидов титана и вольфрама) можно распространить и на другие группы применения, такие как М, Б, N - твердые сплавы на основе карбидов вольфрама и на основе карбидов титана, тантала и вольфрама. Для этого необходимо, как показали экспериментальные работы, вместо постоянного коэффициента применить значение коэффициента усадки стружки для данной группы обрабатываемых материалов. Это позволило распространить область применения данной зависимости и на титановые сплавы. Положительное влияние фаски под отрицательным углом и ленточки по цилиндру для концевых фрез или конусу для торцовых при малой толщине среза ленточкой обеспечивают работу режущего клина на сжатие.
a b
Рис. 6. Рекомендуемые формы режущих кромок пластин для обработки титановых сплавов и легированных сталей для позитивных пластин твердого сплава (a), для негативных пластин (b): у - передний угол; yf - передний угол фаски; а - задний угол; f - размер фаски; с - ленточка по задней поверхности Fig. 6. Recommended shapes of plate cutting edges for the machining of titanium alloys and alloy steels (a) for positive hard alloy plates, for negative plates (b): у - front rake; yf - edge front rake; а - back angle;
f - edge size; с - margin on a clearance surface
Это обеспечивает компенсацию неблагоприятных условий при врезании и выходе зуба из работы. При малой толщине среза фаска является передней поверхностью, а отрицательный угол с ленточкой по задней поверхности с нулевым задним углом обеспечивают угол действия силы фрезерования больше значения заднего угла, что исключает микросколы при врезании и выходе зуба из работы с малой толщиной среза. Далее при увеличении толщины среза в работу вступает основная передняя поверхность, что теоретически обеспечивает увеличение допустимых нагрузок при тангенциальном расположении пластин.
Для определения значений предельно допустимых подач были выполнены серии опытов.
За значения предельно допустимых подач приняты величины подачи на зуб на уровне 80% от значений, при которых появляются микросколы, величиной не более 0,1 мм, при максимально допустимой для данного вида инструмента глубине фрезерования.
Предельное значение подачи на зуб для торцовых фрез при фрезеровании титановых сплавов приведено на рис. 7. Экспериментальные работы выполнялись при следующих условиях: диаметры фрез б = 80 мм; ширина фрезерования В = 70 мм; глубина фрезерования ^ = 4 мм; непе-
ретачиваемые пластины твердого сплава ВК8; обрабатываемый материал - титановый сплав ВТ20 (ств = 1100 МПа); специализированный фрезерный станок ФП17МН; охлаждение выполнялось смазочно-охлаждающей жидкостью РЗ-СОЖ8.
Предельное значение подачи на зуб для торцовых фрез при фрезеровании легированных сталей приведено на рис. 8.
Экспериментальные работы выполнялись при следующих условиях: диаметры фрез б = 80 мм; ширина фрезерования В =70 мм; глубина фрезерования ^ = 7 мм; неперетачиваемые пластины твердого сплава Т14К8; обрабатываемый материал - легированная сталь 30ХГСА (ств = 900 Мпа); специализированный фрезерный станок ФП17МН.
Таким образом, применив тангенциальное расположение призматических пластин твердого сплава, можно обеспечить интенсификацию режимов обработки за счет увеличения допустимой толщины среза (подачи на зуб) не менее чем в 2-4 раза.
Несомненный интерес представляет исследование зависимостей стойкости от скорости резания и подачи на зуб для фрез с различными схемами расположения пластин твердого сплава. Для фрезерования стали 30ХГСА были применены фрезы с тангенциальным расположением призматических пластин твердого сплава Т14К8 по ОСТ1 85258-89 и фрезы с радиальным
Sz,MM/3y6.
BE
0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1
0
ТИПЫ ФРЕЗ
Types of cutters
Рис. 7. Предельные значения подач на зуб для различных типов фрез: 1 - торцовые фрезы с тангенциальным расположением пластин твердого сплава (ОСТ1 85259-89);
2 - торцовые фрезы с радиальным расположением пластин Fig. 7. Limiting values of feeds on a tooth for different types of cutters: 1 - end cutters with a tangential arrangement of hard alloy plates (OST1 85259-89); 2 - face cutters with a radial arrangement of plates
Sz, мм/зуб.
0,8 0,6 0,4 0,2 0
1 2 ТИПЫ ФРЕЗ /
Types of cutters
Рис. 8. Предельные значения подач на зуб для различных типов фрез: 1 - торцовые фрезы с тангенциальным расположением пластин твердого сплава (ОСТ1 85258-89); 2 - торцовые фрезы
с клиновым креплением пластин (эталон) Fig. 8. Limiting values of feeds on a tooth for different types of cutters: 1 - end cutters with a tangential arrangement of hard alloy plates (OST1 85258-89); 2 - face cutters with a wedge joint of plates (standard)
расположением пластин твердого сплава Т14К8. Для фрезерования титанового сплава были использованы фрезы с тангенциальным расположением пластин твердого сплава ВК8 по ОСТ1 85259-89 и фрезы с радиальным расположение пластин той же марки.
Результаты, полученные при фрезеровании стали 30ХГСА фрезами с тангенциальным и радиальным расположением пластин твердого сплава, приведены на рис. 9.
Экспериментальные работы были выполнены при следующих условиях: об-
рабатываемый материал 30ХГСА (ств = 9000 Мпа) Диаметры фрез d = 80 мм; Глубина фрезерования ^ = 4 мм, Ширина фрезерования В = 50 мм, число зубьев г = 6; при определении зависимостей Т = подача на зуб вг = 0,2 мм/зуб, при определении зависимостей Т = Цзг) скорость резания V = 150 м/мин.
Результаты, полученные при фрезеровании титанового сплава ВТ20 фрезами с тангенциальным и радиальным расположением пластин твердого сплава, приведены на рис. 10.
1
2
b
Рис. 9. Влияние скорости резания V(a) и подачи на зуб sz (b) на стойкость при фрезеровании стали 30ХГСА фрезами с тангенциальным и радиальным
расположением пластин Fig. 9. Influence of cutting speed V (a) and feed on a tooth sz (b) on the tool durability T under milling of steel KHGSA by the cutters with tangential and radial arrangement of plates
a
Экспериментальные работы были выполнены при следующих условиях: обрабатываемый материал - титановый сплав ВТ20 (ств = 1100 МПа); диаметры фрез б = 80 мм; глубина фрезерования
\/,м/мин
* тангенц. tangential — — радиал. radial —
4
\ ^
50 150 250 350 450 550 650 T.I
а
^ = 4 мм, ширина фрезерования В = 50 мм, число зубьев г = 6; при определении зависимостей Т = Щ подача на зуб вг = 0,05 мм/зуб; при определении зависимостей Т = ЦБг) скорость резания V = 50 м/мин.
b
Рис. 10. Влияние скорости резания V (a) и подачи на зуб sz (b) на стойкость Tпри фрезеровании титанового сплава фрезами с тангенциальным и радиальным расположением пластин твердого сплава ВК8 Fig. 10. Influence of cutting speed V (a) and feed on a tooth sz (b) on the tool durability T under milling of titanium alloy by the cutters with tangential and radial arrangement
of plates of hard alloy VK8 (ВК8)
©
При фрезеровании легированных сталей с пределом прочности ств = 900 МПа замена радиального расположения пластин твердого сплава на тангенциальное расположение позволяет увеличить скорости резания в 1,8-2,5 раза или допустимую толщину среза не менее чем в 4 раза.
При фрезеровании титановых сплавов замена радиального расположения пластин твердого сплава на тангенциальное расположение дает увеличение скорости резания в 1,8 раза или увеличение допустимой толщины среза не менее чем в 2-3 раза.
После завершения лабораторных исследований были выполнены длительные производственные испытания фрез с тангенциальным расположением пластин твердого сплава. Испытания показали их высокую эффективность при обработке деталей из легированных сталей и титановых сплавов.
Так, при обработке штамповок из стали 30ХГСА фрезой диаметром 80 мм на станке ФП17МН (мощность привода главного движения N = 22 квт, Мкр = 1200 нм [7])
при глубине фрезерования 7 мм была достигнута минутная подача 1800 мм/мин при скорости резания 250 м/мин, стойкость при этом составила 90 мин.
Для фрез диаметром 160 мм значение подачи было ограничено 1200 мм/мин, что связано с недостаточными мощностью и крутящим моментом привода главного движения станка. При фрезеровании титановых сплавов значение минутной подачи достигло 200 мм/мин при стойкости 60 мин.
В связи с тем, что режимы фрезерования значительно отличаются от применяемых в отрасти, была выполнена по приказу ГНТУ МАП отраслевая аттестация фрез для обработки высокопрочных материалов. В аттестации приняли участие представители трех заводов отрасти и головного технологического института. Результаты аттестации утверждены начальником ГРТУ МАП. Аттестация подтвердила, что фрезы с тангенциальным расположением пластин обеспечивают значительную интенсификацию режимов фрезерования титановых сплавов и легированных сталей.
Заключение
Применение фрез с тангенциальным расположением пластин твердого сплава обеспечивает интенсификацию режимов фрезерования деталей из легированных сталей не менее чем в 2-4 раза и титановых сплавов - в 1,5-2,5 раза, что позволяет снизить трудоемкость обработки крупнога-
1. Хает Г.Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1975. 68 с.
2. Балла О.М., Замащиков Ю.И, Лившиц О.П., Медведев Ф.В., Понамарев Б.Б., Промптов А.И., Савилов А.В., Свиньин В.М. Фрезы и фрезерование: монография / под общ. ред. А.И. Промптова. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2006. 172 с.
3. Беляев Н.М. Сопротивление материалов. М.: Наука, 1976. 608 с.
4. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975. 344 с.
5. Балла О.М. Определение составляющих сил резания при фрезеровании методом полунатурного
баритных деталей даже при оснащении фрез пластинками из сплавов ВК8 и Т14К8. Применение сплавов ВП322, ВРК15, ВК10Х0М, ТТ10К8Б, ТТ20К9 обеспечит дальнейшую интенсификацию режимов фрезерования титановых сплавов и легированных сталей [8].
кий список
моделирования // Вестник ИрГТУ. 2016. Т. 20. № 11. С. 10-23. йСН: 10.21285/1814-3520-2016-11-10-23
6. Подпоркин В.Г., Бердников Л.Н. Фрезерование труднообрабатываемых материалов. Л.: Машиностроение, 1983. 136 с.
7. Металлообрабатывающее оборудование. Каталог. Савеловский машиностроительный завод, Кимры, 2004. 85 с.
8. Балла О.М. Применение прогрессивных инструментальных материалов для фрезерования крупногабаритных деталей // Авиационная промышленность, 2005. № 4. С. 17-20.
References
1. Khaet G.L. Prochnost' rezhushchego instrumenta [Cutting tool strength]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1975, 168 p. (In Russian)
2. Balla O.M., Zamashchikov Yu.I, Livshits O.P., Medvedev F.V., Ponamarev B.B., Promptov A.I., Savi-lov A.V., Svin'in V.M. Frezy i frezerovanie [Cutters and milling]. Irkutsk, IrGTU Publ., 2006, 172 p. (In Russian)
3. Belyaev N.M. Soprotivlenie materialov [Strength of materials]. Moscow, Nauka Publ., 1976, 608 p. (In Russian)
4. Bobrov V.F. Osnovy teorii rezaniya metallov [Fundamentals of metal cutting theory]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1975, 344 p. (In Russian)
5. Balla O.M. Opredelenie sostavlyayushchikh sil re-zaniya pri frezerovanii metodom polunaturnogo mod-elirovaniya [In-line simulation-based determination of
Критерии авторства
Балла О.М. подготовил статью и несет ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.
Статья поступила 29.11.2016 г.
cutting force components at milling]. Vestnik IrGTU [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2016, no. 11, pp. 10-23. (In Russian)
6. Podporkin V.G., Berdnikov L.N. Frezerovanie trud-noobrabatyvaemykh materialov [Milling of hard-to-machine materials]. Leningrad, Mashinostroenie Publ., 1983, 136 p.
7. Metalloobrabatyvayushchee oborudovanie. Katalog. Savelovskii mashinostroitel'nyi zavod [Metal-working equipment. Catalog. LLC "Savelovo machinebuilding plant]. Kimry, 2004, 85 p. (In Russian)
8. Balla O.M. Primenenie progressivnykh instrumen-tal'nykh materialov dlya frezerovaniya krupnogabarit-nykh detalei [Use of progressive tool materials for milling of large-size parts]. Aviatsionnaya promyshlennost' [Aeronautics]. 2005, no. 4, pp. 17-20. (In Russian)
Authorship criteria
Balla O.M. has prepared the article for publication and bears the responsibility for plagiarism.
Conflict of interests
The author declares that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
The article was received 29 November 2016
