Исследование режущих свойств инструментальных материалов и работоспособности конструкций инструмента Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Оригинальная статья / Original article УДК: 621.91

DOI: 10.21285/1814-3520-2016-6-10-25

ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖУЩИХ СВОЙСТВ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ И РАБОТОСПОСОБНОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ИНСТРУМЕНТА

© О.М. Балла1

Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.

Резюме. Цель. Ознакомление инженерно-технических работников с методиками исследования режущих свойств инструментальных материалов и работоспособности конструкций инструмента в производственных и лабораторных условиях по критериям: производительность, стойкость, условия работы, суммарный срок службы (суммарный срок службы только для конструкций инструмента). Материал. Методы. Для достижения поставленных целей применены сравнительные испытания инструментальных материалов или конструкций инструмента. Регламентированы требования к выполнению экспериментальных работ, приведены результаты их применения. Для снижения трудоемкости при лабораторных исследованиях применена методика определения эмпирических зависимостей по интенсивности износа. Результаты и их обсуждение. Длительная экспериментальная проверка позволила установить, что методики могут быть применены как для получения стойкостных зависимостей, так и определения рациональных геометрических параметров различных конструкций инструмента. Заключение. Предложенные методики значительно снижают трудоемкость экспериментальных работ и расход инструментальных и обрабатываемых материалов. Кроме того, они позволяют объективно выполнить сравнение эксплуатационных показателей инструмента или инструментальных материалов, работающих в разных условиях по критериям производительности, стойкости, ремонтопригодности (суммарному сроку службы). Ключевые слова: исследование режущих свойств, инструментальные материалы, инструмент, производственные испытания, лабораторные исследования.

Формат цитироования: Балла О.М. Исследование режущих свойств инструментальных материалов и работоспособности конструкций инструмента // Вестник ИрГТУ. 2016. № 6. С.10-25. DOI: 10.21285/1814-3520-2016-6-10-25

RESEARCH OF TOOL MATERIAL CUTTING PROPERTIES AND TOOL DESIGN PERFORMANCE CAPACITY O.M. Balla

Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.

Abstract. The purpose of this paper is introduction of the research methods of tool material cutting properties and tool design working capacity in laboratory and industrial conditions by the criteria of performance, durability and total life time (the latter is only for tool designs) to technologists. Material. Methods. Comparative tests of tool materials or tool designs have been used to achieve the set goals. Requirements to the execution of experimental works are specified, and the results of their application are provided. In laboratory researches the labor intensity has been decreased through the application of the methods determining empirical relationships by wear intensity. Results and their discussion. Long-term experimental validation has allowed to find out that the methods can be used both for obtaining stable dependencies and determination of rational geometric parameters of various tool designs. Conclusion. The proposed methods significantly reduce the labor intensity of experimental works and the consumption of tool materials and the ones being machined. Besides, they allow an objective comparison of the operating indices of a tool or tool materials operating under different conditions by the criteria of performance, durability and maintainability (of the total service life) Keywords: research of cutting properties, tool materials, tool, industrial tests, laboratory researches

For citation: Balla O.M. Research of tool material cutting properties and tool design performance capacity. Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2016, no. 6, pp. 10-25. (In Russian) DOI: 10.21285/1814-3520-2016-6-10-25

Введение многообразия выпускаемых инструмен-

Выбор инструмента для станков с тальных материалов и конструкций инстру-ЧПУ представляет сложную задачу из-за мента для формообразования одних и тех

1Балла Олег Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительных производств, e-mail: ballaom@mail.ru

Balla Oleg, Candidate of Engineering sciences, Associate Professor of the Department of Technology and Equipment of Machinery Production, e-mail: ballaom@mail.ru

©

же поверхностей. При разработке технологических процессов должны быть решены следующие задачи:

а) выбор:

• конструкций инструмента;

• инструментальных материалов (если необходимо, установить наличие износостойких покрытий, в том числе и многослойных);

• геометрических параметров инструмента применительно к условиям обработки деталей;

б) определение:

• режимов резания с учетом производительности, точности и качества обработанной поверхности, в том числе и для новых конструкционных материалов;

• допускаемой стоимости инструмента с учетом производительности и стоимости часа работы оборудования.

Перечисленные задачи могут быть решены путем производственных, лабора-торно-производственных испытаний и лабораторных исследований инструмента и инструментальных материалов.

Независимо от места выполнения работ при подготовке к испытаниям (исследованиям) должны быть выполнены следующие подготовительные работы:

• Выделить станок для выполнения исследований (параллельное применение оборудования той же модели, но с другим инвентарным номером не допускается из -за возможного различия в техническом состоянии).

• Выделить для испытаний одного и того же оператора и инженерно-технического работника, в этом случае влияние субъективных факторов будет сведено к минимуму.

• Подготовить для испытаний заготовки деталей из одной партии и прошедшие термообработку в одной садке. Если применяются плиты или прокат, то необходимо применять материал из одной плавки и прошедший термообработку в одной садке.

• Подготовить новый режущий инструмент одной партии изготовления для исследований по 3-5 шт. каждого типа.

• Изготовить или подобрать эталонный (применяемый на предприятии) инструмент для сравнения. Специальный инструмент должен быть изготовлен из быстрорежущих сталей одной плавки или твердого сплава одной партии, покупной также должен быть одной партии.

• Выполнить сборку инструментальных наладок с примерно одинаковыми вылетами из патронов, присвоить порядковые номера наладок (Т1, Т2 и т.д.), измерить фактические размеры наладок, выполнить динамическую балансировку для вращающегося инструмента (класс дисбаланса у всех наладок должен быть одинаковым, например: G2,5). Если вращающийся инструмент предназначен для работы с частотой вращения < 6000 мин-1, то балансировка для концевого и осевого инструмента не нужна.

• Загрузить инструментальные наладки в инструментальный магазин и ввести фактические размеры наладок принятым на предприятии способом (вводом размеров через клавиатуру системы ЧПУ станка с распечатки, внешнего носителя информации, по сети). Если конуса шпиндельной оснастки применяются типа NC или МАС-ВТ, то при отсутствии датчиков нулевого отсчета необходимо выполнить корректировку размеров по оси Z; для конусов HSK коррекция по оси Z не нужна.

• Выполнить калибровку испытываемого и эталонного режущего инструмента. Калибровка выполняется путем кратковременной работы инструмента на щадящих режимах работы в течение 3 или 5 мин и последующего измерения приработочно-го износа инструментальными методами. Для дальнейших испытаний отбирается инструмент (пластины), имеющий примерно равные фаски износа. Если износ режущих кромок значительно отличается в большую или меньшую сторону от среднего, то он исключается из испытаний. После калибровки число отобранных инструментов, как испытываемых, так и эталонных, должно быть в пределах 3-5 единиц каждого типоразмера.

Производственные испытания инструмента

За основу методики производственных испытаний инструмента взят опыт работы Иркутского института авиационной технологии по проверке работоспособности новых конструкций инструмента и инструментальных материалов, в том числе и серийно изготавливаемых различными фирмами.

При производственных испытаниях необходимо соблюдать следующие требования:

• Испытания инструмента необходимо выполнять при обработке одних и тех же поверхностей заготовок деталей или по одним и тем же программам. Если обрабатываются плиты или прокат, то при производственных исследованиях необходимо учитывать направление волокон материалов. В качестве критерия затупления необходимо брать количество обработанных деталей или поверхностей каждым инструментом. При обработке плит или проката -фаску износа, при достижении которой дальнейшая эксплуатация инструмента становится нецелесообразной (критический износ) по технологическим критериям: потеря точности или рост высоты микронеровностей. Значение стойкости необходимо определять по количеству обработанных деталей или времени работы инструмента при обработке плит или проката.

• Если известны условия эксплуатации нового инструмента, то его испытания необходимо выполнять в соответствии с рекомендациями. Эталонный инструмент при этом подвергается испытаниям на режимах, применяемых на предприятии.

• Коэффициенты стойкости определяются как отношение средних значений стойкости для каждого из испытываемых инструментов к стойкости эталонного. Коэффициент вариации стойкости определяется с применением методов математической статистики, для качественных конструкций значение вариации стойкости должно находиться в пределах 0,12-0,3.

• Если коэффициенты увеличения стойкости значительны, то испытания

необходимо продолжить на режимах резания, увеличенных на одну ступень для станков с механическими приводами главного движения или на 30-50% для станков с электрошпинделями и т.д.

• После завершения испытаний определяют коэффициенты, необходимые для сравнения конструкций инструмента по формуле [1]

П = КТККК

(1)

где КТ - коэффициент стойкости; Кпр - коэффициент производительности; Ку - коэффициент условий работы; Кср. сл - коэффициент срока службы; Ку - коэффициент условий работы.

Коэффициенты могут быть определены по следующим формулам:

К

S.

пр

S

мин.б.

или

тт _ Мдет.н

К —-,

т \т '

"дет.б

Т

V — н

кт — —

Т Т 1 б

(2) (3)

К —

!Л

h вб

(4)

(5)

где вмин.н(б) - соответственно минутные подачи для нового (испытываемого) и базового инструментов; Мдет.н(б) - количество деталей, обработанных новым и базовым инструментами; Тн(б) - стойкость нового и базового инструментов; Нф - глубина резания для нового и базового инструментов; ВН(б) -ширина фрезерования для нового и базового инструментов.

Значение Ку приведено для фрезерования, для других видов обработки Ку равен отношению глубин резания.

Формулы для расчета коэффициента срока службы Ксрсл. в зависимости от

конструктивных особенностей сопоставляемых инструментов приведены в табл. 1.

• Рассчитываем предельно допустимую стоимость инструмента:

Сн

х. = Сба

i=i

(S , + Ч )• t

\ ct c f Oi

1 --

К

(6)

где Снов. max - максимальные затраты на инструмент, определенные из условия сохранения рентабельности его эксплуатации за весь срок его службы с учетом всех переточек, сменных комплектов пластин и ножей; Сбаз - стоимость ранее применяемого инструмента; Sct - стоимость одного часа работы оборудования; Чс - часовая тарифная ставка рабочего станочника; о - время работы станка данным инструментом.

При выполнении укрупненных расчетов время работы инструмента можно определять через периоды стойкости инструментов:

а) для перетачиваемых конструкций инструмента

te = T (n+1) ,

(7)

б) для сборных с перетачиваемыми режущими элементами

te = T (n+1) N,

(8)

в) для сборных с неперетачиваемы-ми пластинками

te = T N N 1.

(9)

Таблица 1

Формулы для определения Кср.сл. в зависимости от конструкций инструмента

Table 1

Formulas for ^service rn determination depending on tool design

Характеристика применяемого инструмента Characteristics of the used tool Характеристика нового инструмента Characteristics of a new tool

Перетачиваемый Refurbished Перетачиваемый со сменными рабочими элементами Refurbished tool with replaceable inserts Сборный с неперетачиваемыми пластинками Assembled tool with disposable inserts

Перетачиваемый Refurbished (п+1)н (n+1 )б (п+1)им1н (n+1 )б (п+1)н^А (n+1 )б

Перетачиваемый со сменными режущими элементами Refurbished tool with replaceable inserts (п+1)н (n+1)6Ni6 ( n+1>M.Ni6 (n+1 )б N 1б (п+^н^н (П+1)6^6

Сборный с неперетачивае- мыми пластинками Assembled tool with disposable inserts (п+1)н Ni6 N6 ( п+1)ч.мн ni6 n6 Щн^ ni6 n6

Примечание. n - число переточек инструмента; N - число запасных комплектов сменных режущих элементов; N - число рабочих граней неперетачиваемых пластин. / Note n - number of tool refurbishments, N - number of cutting tool replacement kits; N - number of working faces of a disposable insert.

n

Лабораторно-производственные испытания инструмента

Основными отличиями данного метода от производственного являются:

• выполнение исследований на специально изготовленных образцах, имеющих физико-механические характеристики, аналогичные обрабатываемым деталям;

• работы выполняются в лабораторных условиях;

• время работы инструмента определяется достижением заданного критерия затупления без учета промежуточных значений;

Остальные этапы такие же, как и при производственных испытаниях.

Лабораторное исследование режущих свойств

Для выполнения стойкостных исследований за основу была взята методика, предложенная профессором А.С. Кон-дратовым основанная на том, что интенсивность износа является величиной практически постоянной, и она не зависит от величины износа [2]. Правомерность этих допущений вытекает из анализа зависимостей износа от времени работы инструмента при резании труднообрабатывамых материалов, когда влиянием приработочного износа можно пренебречь [3, 4].

Типовые зависимости износа инструмента от времени работы представлены на рис. 1.

Каждый участок зоны нормального износа характеризуется практически постоянным углом наклона, тангенс которого определяет интенсивность износа для рассматриваемых сочетаний режимов резания, что позволяет записать [2]:

Ah

tgX — i — — , At

где / - интенсивность износа, мм/мин; АН -приращение износа инструмента за промежуток времени работы Аг.

Время работы за весь период стойкости, мин, в этом случае выразится [5] как

t —-

(10)

Подставив (10) в известное выражение Т{У 1/т = ТяТ = с и решив, его относительно 1/т, получим в окончательном виде:

1

m

ii+l

lg

v¡_

Vi+i

(11)

h

h

0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0 Т1 Т2 Т3 Т4 Т5 Т6 Т'мин

Рис. 1. Типовые зависимости износа инструмента h от времени работы T: А - график зависимости критерия оптимального износа от скорости резания; Б - критерий постоянного износа;

V - скорость резания; h - фаска износа Fig. 1. Typical tool wear h dependence on operation time T: A - graph of optimum wear criterion dependence on cutting speed; Б - criterion of constant wear and tear; V - cutting speed; h - flank wear

Аналогичные рассуждения справедливы и для других частных зависимостей стойкости от параметров процесса резания. Показатели относительной стойкости для них могут быть определены по формулам:

х

i i+1

lg

Sj_ S i+i

(12)

> = Г^Дг),

где V, sz, I В, г - соответственно скорость резания, подача на зуб, глубина фрезерования, ширина фрезерования, число зубьев.

б) для исследования геометрических параметров инструмента как

1 = КФ> У,а,ю) ,

1

У

igi-

i i+1

lg

ti

(13)

lg-

lg

В

В i+

(14)

где 1/x, 1/y, 1/п - показатели относительной стойкости при исследуемых параметрах процесса резания s, t, В.

Таким образом, предложенная методика однофакторного эксперимента позволяет при небольших затратах времени и средств, по сравнению с классическим методом, выполнить тщательное исследование зависимостей типа T = f(v,s,t), что особенно важно при изыскании возможности интенсификации процессов обработки авиационных материалов. Основным отличием предложенной методики от методики профессора А.С. Кондратова является исключение необходимости определения эквивалентных скоростей резания и прямой расчет показателей относительной стойкости.

В дальнейшем на основе полученной качественной оценки определены интервалы варьирования исследуемых параметров процесса резания, геометрии инструмента для применения методов оптимального планирования. Для этого математическая модель представлена

а) для исследования технологических параметров процесса как

где ф,у,а,а - соответственно углы в плане, передний, задний, наклона режущих кромок.

Типовая зависимость Т = ^^Д^) в виде i = запишется как

г = -

у У rnsV xtV yBV nzV khk

C

(15)

если принять — = с1, то формула примет следующий вид:

ГтА/m о 1/х, 1/y ту 1/n 1/к

S t yB Z ,

(16)

Линеаризация полученных зависимостей, выбор методов планирования, кодирование независимых переменных, обработка результатов особенностей не имеют.

Из изложенного следует, что величины постоянных коэффициентов С зависят от принятой величины критерия затупления инструмента. Критерий износа при выполнении экспериментальных работ может быть взят на основании имеющегося опыта обработки исследуемых материалов, литературных данных или определен в процессе выполнения исследования. Сущность его определения сводится к фиксации предельного значения затупления режущих кромок по технологическим ограничениям (шероховатость обработанной поверхности или точность обработки) либо по определению ширины фаски износа с фиксацией момента нарушения линейной зависимости износа от времени работы. Его определение не представляет трудностей, так как при выполнении серий опытов реги-

t

стрируется приращение износа АЛ за период времени Аt на одной и той же режущей кромке до появления катастрофического износа.

Эмпирическая зависимость вида / = Б, ^ упрощает использование критерия оптимального износа. В этом случае критерий затупления представляется в виде

h.M — h ,

V

Vm

(17)

где Ьзо - критерий затупления на скорости резания; Узо - скорость резания, для которой определяется оптимальный критерий затупления.

Оптимальный износ инструмента приведен на рис. 1 - линия А; для сравнения приведен применяемый типовой критерий затупления - линия Б. Его учет целесообразен для инструментов, эксплуатируемых в широких диапазонах скоростей резания, таких как высокопрочные легированные конструкционные стали. Применение данного критерия позволяет значительно улучшить использование инструментальных материалов [6]. Графическая зависимость оптимального износа от скорости резания приведена на рис. 2.

Время дополнительной работы инструмента при использовании критерия оптимального износа может быть определено по формуле

И, о.и. 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0

50

100

150

AT —

h о .u.i h з

(18)

где ат - время дополнительной работы

инструмента на скорости резания ^ при применении критерия оптимального износа, мин.

Определение величины по

классической методике исследования обрабатываемости особенностей не имеет и выполняется для каждой скорости резания. По предложенной методике критерий оптимального износа может быть найден при выполнении серий опытов I = Щ) инструментами с фасками износа, достигшими заданного критерия затупления. Значение

ко* определяют по увеличению интенсивности износа на данной скорости резания по сравнению с интенсивностью на участках нормального износа. Экспериментальные работы выполняют путем достижения значений кои при последовательном увеличении скоростей резания на одной и той же пластинке или инструменте.

В общем случае результаты экспериментальных работ могут быть представлены эмпирическими зависимостями типа:

hо.И hЗ

Vou V з

(19)

200

250 V, м/мин

Рис. 2. Зависимость оптимального износа от скорости резания: 1 - оптимальный износ; 2 - принятый постоянный критерий износа Fig. 2. Optimal wear dependence on the cutting speed: 1 - optimal wear; 2 - adopted constant wear criterion

K

К

ha.H — hs + KV О

h0.и — С e

(20)

(21)

или в виде таблиц поправочных коэффициентов.

Учет оптимального износа в зависимостях T = ЦУ) приводит к изменению показателя относительной стойкости (рис. 3).

Полученные результаты показывают, что при введении критерия оптимального износа показатель относительной стойкости увеличивается. Это, в свою очередь, позволяет повысить или производительность труда, или программируемую стойкость инструмента.

При получения стойкостных зависимостей, как правило, выполняют измерение фаски износа по задней поверхности. Для этого часто применяют отсчетные микроскопы типа МПБ-2, МИР-2, МИР-3 (цена деления - 0,1 мм). Они неудобны для измерения износа по задней поверхности из-за неопределенности их базирования в процессе измерения, особенно при исследовании процессов фрезерования. В лабораторных условиях наиболее эффективно применение малых инструментальных микроскопов типа ММИ-2, ИМЦ (цена деления 0,005 мм) и аналогичных, установленных непосредственно на рабочем месте. Инструмент (пластины) для измерения фиксируются в специальных приспособлениях. Для неперетачиваемых пластин твердого сплава или других инструментальных материалов целесообразно применять ложементы, изготовленные из материалов для получения слепков типа Компар. Измерение износа необходимо выполнять в отраженном свете. В качестве источника света рекомендуется применять внешний светильник типа настольной лампы ввиду недостаточной мощности штатного источника отраженного света для микроскопов. Фиксация объекта измерения (рабочей части концевых фрез или неперетачиваемых пластин) и применение инструментальных микроскопов значительно повышает точность и стабильность измерений. Субъек-

тивный фактор исключается тем, что все измерения должен выполнять один человек.

Последовательность работ при лабораторных исследованиях

С учетом того, что зависимости / = ((У), / = ЦБ0) и / = ЦБг) часто имею немонотонный характер, необходимо методом классического однофакторного эксперимента найти точки изменения характера износа. Если исследования выполняются для инструментальных материалов одной группы применения, то в качестве минимальных значений скорости резания и подачи следует соответственно назначать их значения, применяемые в производственных условиях с последующим увеличением. Умин при исследовании зависимости / = ЦУ), и Бгмин для зависимостей / = ^Бг).

Рассмотрим выполнение стойкостных исследований на примере торцовой хвостовой радиусной фрезы с неперетачи-ваемыми пластинками при фрезеровании титанового сплава ВТ20.

Исходные данные для получения зависимости / = ЦУ), Т = ЦУ): диаметр фрезы О = 60 мм; радиус пластины Я = 4,76 мм; твердый сплав ВК8; t = 1 мм;

= 0,1 мм/зуб; скорость резания, применяемая на предприятии У = 23,4 м/мин (п = 124 мин-1); обрабатываемый материал - титановый сплав ВТ20 (ств = 1100 МПа); неперетачиваемые пластины твердого сплава специальной формы, йпл = 9,53 мм, Бпл = 3,18 мм, задний угол пластины составляет 11°, партия № ХХХХХ. Станок модели ФП17МН инв. № ХХХХ. СОЖ - 8% раствор элульсола РЗСОЖ8. Дата выполнения исследований. Исполнитель: ФИО. Измерения выполнялись на микроскопе модели ММИ-2, инв. № ХХХХ, дата поверки микроскопа.

Результаты экспериментальных работ занесены в табл. 2.

Обработка полученных результатов позволила получить следующую эмпирическую зависимость:

Т =

9870506,5

у3,06 ■

(22)

Т, мин 1000

100

10

50

100

300

У,м/мин

Рис. 3. Изменение показателя относительной стойкости m при использовании критерия оптимального износа: 1 - постоянный критерий затупления; 2 - критерий оптимального износа Fig. 3. Change in relative durability criterion m when using optimal wear criterion: 1 - permanent criterion of dulling; 2 - optimal wear criterion

Исследования зависимостей I = f(V) Study of I = f(V) dependences

Таблица 2 Table 2

Скорость резания V, м/мин Cutting speed V, m/min Частота вращения n, мин 1 Rotation frequency N, min-1 Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа ДЛ, мм Wear accumulation ДЛ, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

23,4 124 3 0,03 - - Приработка Breaking-in

23,4 124 51 0,05 0,02 0,00039 -

33,6 178 24 0,08 0,03 0,00125 -

46,8 248 9 0,105 0,025 0,00277 -

68,2 362 6 0,185 0,08 0,0133 -

33,6 178 9 0,05 - - Приработка Breaking-in

33,6 178 24 0.08 0,03 0,00125 -

46,8 248 18 0,125 0,045 0,0025 -

68,2 362 6 0,18 0,055 0,00916 -

46,8 248 9 0,205 0,025 0,00277 -

33,6 178 24 0,24 0,035 0,00145 -

33,6 178 12 0,04 - - Приработка Breaking-in

33,6 178 24 0,065 0,025 0,00104 -

46,8 248 18 0,1 0,035 0,00194 -

68,2 362 6 0,17 0,07 0,01 -

46,8 248 18 0,21 0,04 0,0022 -

1

2

1

Как видно из табл. 2, скорости резания в диапазоне менее 33,6 м/мин исключены из исследования как не представляющие значения для повышения эффективности фрезерования титанового сплава.

Аналогично выполнены исследования влияния на интенсивность износа подачи на зуб при следующих постоянных условиях: У = 33,6 м/мин; t = 1 мм; й = 60 мм; В = 0,5 ймм; обрабатываемый материал - титановый сплав ВТ20 (ав = 1100 МПа), неперетачиваемые пластины твердого сплава специальной формы йпл = 9,53 мм, Бпл = 3,18 мм, задний угол пластины составляет 11°; партия № ХХХХХ. Станок модели ФП17МН инв. № ХХХХ. СОЖ - 8% раствор элульсола

РЗСОЖ8. Полученные значения интенсивности износа приведены в табл. 3.

Обработка результатов экспериментальных работ выявила наличие точки перегиба зависимости / = Зависимость стойкости от подачи на зуб аппроксимируется двумя эмпирическими формулами: а) для значений б2 ^ 0,1 мм/зуб

Т =

4,016

(23)

б) для значений sz ^ 0,1мм/зуб

Т =

47,12 7066",

(24)

Исследования зависимостей i =f(sz) Study of i = f(Sz) dependences

Таблица 3

Table 3

Подача на зуб sz, мм/зуб Feed per insert sz, mm/insert Минутная подача sMUH, мм/мин Feed per a minute Smin, mm/min Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h,mm Приращение износа ДЛ, мм Wearing-in ДЛ, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

0,1 18 5 0,05 — — Приработка Breaking-in

0,07 12,4 40 0,075 0,025 0,000625 —

0,1 18 24 0,095 0,020 0,00083 —

0,14 25 27 0,115 0,020 0,00074 —

0,20 36 18 0,145 0,030 0,00166 —

0,14 25 27 0,185 0,040 0,00148 —

0,1 18 21 0,21 0,025 0,00119 —

0,07 12,4 40 0,235 0,025 0,000625 —

0,07 12,4 20 0,045 - — Приработка Breaking-in

0,14 25 27 0,085 0,040 0,00148 —

0,20 36 18 0,12 0,035 0,00194 —

0,14 25 18 0,15 0,030 0,00166 —

0,14 25 9 0,05 - — Приработка Breaking-in

0,14 25 27 0,09 0,040 0,00148 —

0,20 36 18 0,115 0,025 0,00138 —

0,14 25 18 0,145 0,030 0,00166 —

0,14 25 9 0,05 - — Приработка Wearing in

0,14 25 27 0,095 0,045 0,00166 —

0,2 36 30 0,145 0,145 0,02 —

1.73

S

Z

Z

Аналогично выполнены исследования относительно других параметров процесса резания, что позволило получить эмпирические зависимости в обобщенном виде:

а) для значений б2 < 0,1 мм/зуб

Т =

131100D0,487

(25)

б) для значений sz > 0,1 мм/зуб

1541000D0,487

т =

у3,06 £0, ß 0,48 7 £0,47'

(26)

или в виде, пригодном для практического применения:

а) для значений б2 < 0,1 мм/зуб

V =

48.8D0,16

T0,33s0,57ß0,16t0,15'

б) для значений sz > 0,1 мм/зуб

V =

110,10°

T0,33s0,22ß0,16t0,15'

(27)

(28)

После получения качественной оценки зависимостей при необходимости может быть получена количественная оценка. Диапазоны варьирования переменных определены методом классического однофакторного эксперимента. Применение методов математического планирования в этом случая трудностей не вызывает.

Очень удобно применение данной методики для исследования влияния геометрических параметров инструментов на стойкость.

Рассмотрим применение методики для нахождения рациональных геометрических параметров концевых фрез для обработки титанового сплава ВТ20. Экспериментальные работы выполнялись при следующих условиях: диаметр фрезы О = 50 мм, число зубьев г = 4, ширина фрезерования В = 40 мм, глубина фрезерования ^ = 15 мм, ВК8, угол наклона режущих кромок ш = 40°, скорость резания V = 28 м/мин, вг = 0,1 мм/зуб. Результаты исследований приведены в табл. 4-9.

Исследования зависимостей I = f(Y) фреза № 1

Таблица 4 Table 4

Study of I = (Y) dependences of no. 1 cutter

Передний угол y° Face angle y° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа ДЛ, мм Wearing-in ДЛ, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

3 0,03 - - Приработка Breaking-in

-5 3 0,065 0,035 0,012 -

5 0,11 0,04 0,008 -

5 0,16 0,05 0,010 -

4 0,05 - - Приработка Breaking-in

0 16 0,08 0,03 0,0019 -

20 0,12 0,04 0,0020 -

20 0,16 0,04 0,0020 -

5 4 0,04 - - Приработка Breaking-in

24 0,08 0,04 0,0017 -

25 0,12 0,04 0,0016 -

25 0,16 0,04 0,0016 -

5 0,04 - - Приработка Breaking-in

10 14 0,075 0,035 0,0021 -

21 0,12 0,045 0,0021 -

24 0,17 0,05 0,0021 -

Примечание. Исследованию подвергались 3 фрезы, геометрические параметры на фрезах получены переточкой. / Notes. Three cutters have been examined; resharpening has been used to obtain geometrical parameters on cutters.

3,06 ,Д,73 D0.487i-0.47

K3,06 S^ B 8/t

Таблица 5

Исследования зависимостей I = f(Y) фреза № 2

Table 5

Study of I = f(Y) dependences of no. 2 cutter_

Передний угол y° Face angle y° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа Ah, мм Wearing-in Ah, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

-5 3 0,03 - - Приработка Breaking-in

3 0,065 0,035 0,011 -

5 0,13 0,055 0,011 -

5 0,18 0,05 0,010 -

0 4 0,05 - - Приработка Breaking-in

15 0,08 0,03 0,0020 -

18 0,12 0,04 0,0022 -

20 0,16 0,04 0,0020 -

5 4 0,04 - - Приработка Breaking-in

25 0,08 0,04 0,0016 -

24 0,12 0,04 0,0017 -

28 0,165 0,045 0,0016 -

10 5 0,04 - - Приработка Breaking-in

14 0,07 0,03 0,0021 -

25 0,12 0,05 0,0020 -

23 0,17 0,05 0,0022 -

Таблица 6

Исследования зависимостей I = f(Y) фреза № 3

Table 6

Study of I = f(Y) dependences of no. 3 cutter_

Передний угол y° Face angle Y° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа Ah, мм Wearing-in Ah, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

-5 3 0,03 - - Приработка Breaking-in

3 0,065 0,035 0,012 -

5 0,12 0,055 0,011 -

5 0,18 0,06 0,012 -

0 4 0,05 - - Приработка Breaking-in

16 0,08 0,03 0,0019 -

20 0,12 0,04 0,0020 -

20 0,16 0,04 0,0020 -

5 4 0,04 - - Приработка Breaking-in

24 0,08 0,04 0,0017 -

25 0,12 0,04 0,0016 -

25 0,16 0,04 0,0016 -

10 5 0,04 - - Приработка Breaking-in

14 0,07 0,03 0,0021 -

24 0,12 0,05 0,0021 -

25 0,17 0,05 0,0020 -

Таблица 7

Исследования зависимостей I = f(a) фреза № 1

Table 7

Study of I = f(a) dependences of no. 1 cutter_

Задний угол a° Back angle a° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа Ah, мм Wearing-in Ah, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

5 4 0,03 Приработка Breaking-in

7 0,07 0,04 0,0057

10 0,125 0,055 0,0055

10 0,175 0,055 0,0055

10 6 0,05 Приработка Breaking-in

24 0,10 0,05 0,0021

21 0,14 0,04 0,0019

25 0,20 0,06 0,0024

15 6 0,04 Приработка Breaking-in

29 0,09 0,05 0,0017

30 0,145 0,055 0,0018

25 0,185 0,040 0,0016

20 4 0,03 Приработка Breaking-in

25 0,07 0,04 0,0016

35 0,12 0,05 0,0014

27 0,16 0,04 0,0015

25 5 0,04 Приработка Breaking-in

17 0,08 0,04 0,0024

23 0,09 0,05 0,0022

22 0,14 0,05 0,0023

Таблица 8

Исследования зависимостей I = f(a) фреза № 2

Table 8

Study of I = f(a) dependences of no. 2 cutter_

Задний угол a° Back angle a° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа Ah, мм Wearing-in Ah, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

5 4 0,03 - - Приработка Breaking-in

8 0,075 0,045 0,0055 -

7 0,110 0,035 0,0053 -

7 0,150 0,040 0,0056 -

10 5 0,03 - - Приработка Breaking-in

19 0,07 0,040 0,0021 -

25 0,12 0,050 0,0020 -

23 0,17 0,050 0,0022 -

15 0,04 - - Приработка Breaking-in

29 0,09 0,05 0,0017 -

18 0,13 0,04 0,0018 -

31 0,18 0,05 0,0016 -

©

ш

20 3 0,03 - - Приработка Breaking-in

31 0,08 0,05 0,0016 -

27 0,12 0,04 0,0015 -

33 0,17 0,05 0,0015 -

25 0,04 - - Приработка Breaking-in

17 0,08 0,04 0,0023 -

18 0,12 0,04 0,0022 -

22 0,17 0,05 0,023 -

Таблица 9

Исследования зависимостей I = f(a) фреза № 3

Table 9

Study of I = f(a) dependences of no. 3 cutter_

Задний угол а° Back angle а° Время работы t, мин Operation time t, min Износ h, мм Wear h, mm Приращение износа Ah, мм Wearing-in Ah, mm Интенсивность износа i, мм/мин Wear intensity i, mm/min Примечания Notes

5 3 0,03 Приработка Breaking-in

10 0,085 0,055 0,0055

6 0,12 0,035 0,0060

7 0,16 0,040 0,0056

10 9 0,05 Приработка Breaking-in

20 0,09 0,04 0,0020

17 0,125 0,035 0,0021

20 0,17 0,045 0,0023

15 5 0,04 Приработка Breaking-in

24 0,08 0,04 0,0017

22 0,12 0,04 0,0018

30 0,17 0,05 0,0017

20 5 0,05 Приработка Breaking-in

22 0,085 0,035 0,0016

27 0,125 0,04 0,0015

30 0,165 0,045 0,0015

25 5 0,04 Приработка Breaking-in

20 0,085 0,045 0,0023

18 0,125 0,04 0,0022

20 0,17 0,045 0,0023

Большое количество опытов объясняется тем, что геометрические параметры отрабатывались на 3-х фрезах с их последующей переточкой. Для исключения (минимизации) дефектов переточка фрез выполнялась алмазными кругами. Графическая интерпретация экспериментальных работ приведена на рис. 4.

Приведенные примеры показали как значительное снижение трудоемкости, так и сокращение расхода материалов для вы-

полнения стойкостных исследований. Практически для всех видов обработки могут быть получены эмпирические зависимости с применением как классического однофак-торного метода, так и методов оптимального планирования. Исключением является концевое фрезерование. Типовые эмпирические зависимости вида соп

У = Вп г/с справедливы только для следующих условий:

Т,мин 200 180 160 140 120 100 80 60

Т,мин

200 150 100 50

10 Y>

10

15 20

25 a°

а)

б)

Рис. 4. Зависимость стойкости фрез от величины переднего угла (а) и заднего (б) углов; D = 50 мм, z = 4, В = 40 мм, t = 15 мм, ВК8, ш = 40° Fig. 4. Cutter durability dependence on the degree of the face angle (a) and back (б) angles; D = 50 mm, z = 4, B = 40 mm, t = 15 mm, ВК8, ш = 40°

ш < Шу; В < Ву; Q < V;

ш < Шу; В < Ву, Q > V.

Примечание. Данные граничные условия также соответствуют торцовому, цилиндрическому и дисковому фрезерованию. / Notes. These boundary conditions also correspond to the face, cylindrical and disk milling.

При чистовом концевом фрезеровании (ш >>шу) ширина фрезерования (В) не характеризует ширину среза (в) [3]. Активная длина режущей кромки для условий чистового фрезерования ш >> шу, Q < V может быть определена по формуле

гсра Кос 360° smw

(29)

где д - угол контакта фрезы с заготовкой; ш - угол наклона режущих кромок; Кос - число

е°

40 35 30 25 20 15 10 5 0

одновременно работающих зубьев по осевому шагу.

Угол контакта фрезы с заготовкой определяется зависимостью

2t

б = arccos(1 - —),

(30)

а число одновременно работающих зубьев по осевому шагу

к - ßz

Кос = — ■

Loc

(31)

Не трудно видеть, что при чистовом фрезеровании значение угла контакта фрезы с заготовкой стремится к нулю, а активная длина режущих кромок, одновременно участвующих в резании, - к своему минимальному значению. Зависимость угла контакта фрезы с заготовкой от глубины фрезерования и диаметра фрез приведена на рис. 5, 6.

t=0,5

t=1

t=1,5

t=2

20

30

40

50 D

Рис. 5. Зависимость угла контакта фрезы с заготовкой от глубины фрезерования и диаметра фрез Fig. 5. Dependence of the cutter contact angle with the workpiece on the milling depth and cutter diameter

0

5

0

5

в

Рис. 6. Зависимость активной длины режущих кромок от угла контакта фрезы с заготовкой Fig. 6. Dependence of the cutting edge active length on the contact angle of the cutter and the workpiece

При небольших значениях углов контакта фрез с заготовками активная длина режущих кромок невелика и не зависит от ширины фрезерования. С учетом этого при псевдоротационном фрезеровании зависимость скорости резания от стойкости можно представить в виде

V =

CDr

rmsyzfc

(32)

Заключение

Приведенные методики исследований инструментальных материалов, а также результаты их применения обеспечивают возможность сравнения как инструментальных материалов, так и конструкций инструмента, в том числе и эксплуатирующихся при отличающихся условиях по 4-м критериям: производительность, стойкость, условия работы, ремонтопригодность при значительном снижении трудоемкости работ.

Библиографический список

1. Балла О.М. Инженерная оценка качества режущего инструмента // Авиационная промышленность, 1989. № 4. с. 48-49.

2. Кондратов А.С. Методика экспериментального установления режимов скоростного точения в производственных условиях // Вестник машиностроения, 1963. № 4. С. 59-60.

3. Балла О.М. О выборе углов подъема винтовой линии зубьев концевых фрез. // Авиационная про-

мышленность, 2009. № 1. С. 27-30.

4. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975. 344 с.

5. Балла О.М. Методика исследования обрабатываемости // Вестник ИрГТУ,2006, № 4. Серия «Технология машиностроения». С. 36-39.

6. Бобров В.Ф., Грановский Г.И., Зорев Н.Н. и др. Развитие науки о резании металлов. М.: Машиностроение, 1967. 416 с.

References

1. Balla O.M. Inzhenernaya otsenka kachestva rezhushchego instrumenta [Engineering evaluation of cutting tool quality]. // Aviatsionnaya promyshlennost' -Aviation Industry, 1989, no. 4, pp. 48-49.

2. Kondratov A.S. Metodika eksperimental'nogo ustanovleniya rezhimov skorostnogo toche-niya v pro-izvodstvennykh usloviyakh [Procedure of experimental setting of high-speed turning modes in manufacturing environment]. Vestnik mashinostroeniya - MachineBuilding Bulletin, 1963, no. 4, pp. 59-60.

3. Balla O.M. O vybore uglov pod"ema vintovoi linii zub'ev kontsevykh frez [On the selection of end cutter teeth lead angles]. // Aviatsion-naya promyshlennost' -

Aviation Industry, 2009, no. 1, pp. 27-30.

4. Bobrov V.F. Osnovy teorii rezaniya metallov [Fundamentals of the metal cutting theory]. Moscow, Mashi-nostroenie Publ., 1975. 344 p.

5. Balla O.M. Metodika issledovaniya obrabatyvae-mosti [Machinability research methods]. Vestnik IrGTU - Proceedings of Irkutsk State Technical University, 2006, no. 4, Seriya "Tekhnologiya mashinostroenie", pp. 36-39.

6. Bobrov V.F., Granovskii G.I., Zorev N.N. Razvitie nauki o rezanii metallov [Development of the science of metal cutting]. Moscow, Mashinostroenie Publ., 1967. 416 p.

Конфликт интересов

Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.

Статья поступила 28.03.2016 г.

Conflict of interest

The author declare no conflict of interest.

The article was received 28 March 2016