CC BY
97
Оригинальная статья / Original article УДК 621. 95.01.
http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2017-11-27-44
ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИИ СВЕРЛЕНИЯ ТОЧНЫХ ОТВЕРСТИЙ В ТРЕХСЛОЙНЫХ ПАКЕТАХ ИЗ УГЛЕПЛАСТИКОВ И ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
© Ю.Н. Иванов1, А.Е. Пашков2, Н.С. Чащин3
Иркутский национальный исследовательский технический университет, Российская Федерация, 664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова,83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ данной работы заключается в повышении качества поверхности и точности отверстий в пакетах из углепластиков и титановых сплавов путем оптимизации режимов резания и геометрии инструмента при сверлении. МЕТОДЫ. Работа выполнена на базе научных основ технологии машиностроения, теории вероятностей, математической статистики, теории планирования эксперимента и оптимизации технологических процессов. Статистическая обработка экспериментальных данных выполнялась с помощью программных пакетов Statistica 6 и Microsoft Excel 2010. Исследование рельефа поверхности в титановом сплаве выполнено с применением профи-лометра Taylor Hobson Form Talysurf ¡200, в углепластике - с помощью оптического профилометра Bruker ContourGT-K1, исследование формы и размера отверстий производилось на координатно-измерительной машине Carl Zeiss CONTURA G2, измерение температур в зоне резания осуществлялось тепловизионной камерой FLIR серии SC7000. РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ. Получены модели многофакторного дисперсионного анализа, отражающие влияние режимов сверления на качество поверхности и точность отверстий в смешанных пакетах. Решена задача многокритериальной оптимизации процесса сверления с учетом обеспечения требуемой шероховатости и точности отверстий. На этой основе предложены оптимальные режимы резания, обеспечивающие значительное повышение производительности. Разработана методика оценки влияния тепловых расширений инструмента и обрабатываемой детали на точность отверстий в пакетах, содержащих ПКМ и титановые сплавы. Выявлена типовая форма профиля продольного сечения, характерная сверлению отверстий в пакетах «титановый сплав - ПКМ - титановый сплав». Разработано оригинальное конструктивное решение сверл для обработки смешанных пакетов, минимизирующее влияние тепловых расширений обрабатываемого материала и инструмента на точность отверстий.
Ключевые слова: сверление, сверло, смешанный пакет, титановый сплав, углепластик, режимы резания, дисперсионный анализ.
Формат цитирования: Иванов Ю.Н., Пашков А.Е., Чащин Н.С. Оптимизация технологии сверления точных отверстий в трехслойных пакетах из углепластиков и титановых сплавов // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2017. Т. 21. № 11. С. 27-44. DOI: 10.21285/1814-3520-2017-11-27-44
OPTIMIZATION OF PRECISION HOLE DRILLING TECHNOLOGY FOR THREE-LAYER PACKAGES OF CARBON
FIBERS AND TITANIUM ALLOYS
Yu.N. Ivanov, A.E. Pashkov, N.S. Chashchin
Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk 664074, Russian Federation
ABSTRACT. The PURPOSE of this work is to improve the surface quality and hole precision in the packages of carbon fiber (CF) composites and titanium alloys through the optimization of cutting modes and tool geometry under drilling. METHODS. The work is based on the scientific foundations of the engineering technology, probability theory, mathematical statistics, theory of experimental planning and optimization of technological processes. The statistical processing of experimental data was carried out using the Statistica 6 and Microsoft Excel 2010 software packages. The surface analysis in the titanium alloy was performed by means of the Taylor Hobson Form Talysurf i200 profilometer, in CF composite - by the Bruker ContourGT-K1 optical profilometer. The shape and size of holes were studied on the coordinate measur-
Иванов Юрий Николаевич, заместитель начальника управления научной деятельностью, e-mail: iv_yuriy@istu.edu
Yuri N. Ivanov, Deputy Head of the Research Department, e-mail: iv_yuriy@istu.edu
2Пашков Андрей Евгеньевич, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой технологии и оборудования машиностроительных производств, e-mail: pashkov@istu.edu
Andrei E. Pashkov, Doctor of technical sciences, Professor, Head of the Department of Technology and Equipment of Machine-Building Production, e-mail: pashkov@istu.edu
3Чащин Николай Сергеевич, аспирант, e-mail: rufle54007@mail.ru Nikolai S. Chashchin, Postgraduate student, e-mail: rufle54007@mail.ru
©
ing machine Carl Zeiss CONTURA G2, the temperatures in the cutting zone were measured by the thermal imaging camera FLIR of SC7000 series. RESULTS AND THEIR DISCUSSION. The models of multivariate analysis of variance have been obtained. They reflect the influence of drilling modes on surface quality and hole precision in mixed packages. We have solved the task of multi-criteria optimization of the drilling process taking into account the provision of the required roughness and hole precision. This serves the base for the introduction of optimal cutting regimes, which significantly increase the performance. A procedure evaluating the effect of thermal expansion of the tool and the workpiece being machined on the hole precision in the packages containing polymer composite material (PCM) and titanium alloys has been developed. A typical shape of the profile of the longitudinal section characteristic for hole drilling in the packages "titanium alloy - PCM - titanium alloy" has been revealed. An original design solution of drills for mixed packages machining has been developed. It minimizes the effect of tool and machined material thermal expansions on hole precision. Keywords: drilling, drill, mixed package, titanium alloy, carbon fiber (CF) composites, cutting modes, dispersion analysis
For citation: Ivanov Yu.N., Pashkov A.E, Chashchin N.S. Optimization of precision hole drilling technology for three-layer packages of carbon fibers and titanium alloys. Proceedings of Irkutsk State Technical university. 2017, vol. 21, no. 11, pp. 27-44. (In Russian) DOI: 10.21285/1814-3520-2017-11-27-44
Введение
Изделия авиационной техники нового поколения характеризуются значительным увеличением применения композиционных материалов с полимерной матрицей (ПКМ) на основе углерода или углепластиков. Одной из важнейших задач при сборке самолета является получение надежных соединений деталей из ПКМ с деталями из металлических сплавов. Такие сочетания материалов называют смешанными пакетами. В данной работе приводятся результаты разработки технологии обработки отверстий в смешанном пакете стыка крыла и центроплана самолета МС-21. Диаметр данных отверстий составляет 14 мм с точностью в пределах 9 квалитета, суммарная толщина пакетов - до 35-45 мм. Пакет состоит из двух наружных слоев титанового сплава ВТ-6 и одного внутреннего слоя ПКМ. Требуемая шероховатость в отверстиях из металлических сплавов - Ra 1,6.
Сверление ПКМ совместно с титановыми сплавами является сложной технологической задачей. Проведенными исследованиями [1-4] установлено существенное отличие механизма резания лезвийным инструментом ПКМ и титановых сплавов.
Образование стружки при обработке металлических сплавов происходит в результате развития процесса пластической деформации на передней поверхности режущего инструмента4 [5]. Процесс резания ПКМ существенным образом отличатся от процесса резания металлов. Главной причиной отличия является ярко выраженная анизотропия свойств ПКМ [1]. Основным фактором, снижающим эффективность лезвийной обработки ПКМ, является абразивная природа наполнителя, вызывающая быстрый износ инструмента и рост температуры в зоне резания, который приводит к разрушению полимерного связующего5. С целью минимизации дефектов в ПКМ необходимо устанавливать высокие скорости резания и низкие подачи, но при совместной обработке ПКМ с титановым сплавом данное требование является противоречивым из-за значительного тепловыделения [6-10]. Использование жидкостей для охлаждения пакетов, содержащих ПКМ, не допускается ввиду предрасположенности к водопоглощению [1, 11]. В исключительных случаях используются методы подачи смазки в минимальном количестве сов-
4Макашин Д.С. Повышение точности изготовления отверстий в корпусных деталях из титановых сплавов твердосплавным инструментом: автореф. дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. Омск, 2011. 166 c. / Improving the accuracy of making holes by carbide tools in titanium alloy base members: author's abstract of the Candidate's Disser tation in technical sciences: 05.02.08. Omsk, 2011, 166 p.
5Дрожжин В.И. Физические особенности и закономерности процесса резания слоистых пластмасс: автореф. дис. ... д-ра. техн. наук: 05.03.01. Киев, 1983. 39 с. / Physical features and regularities of laminated plastics cutting: author's abstract of the Doctoral Dissertation in technical sciences: 05.03.01. Kiev, 1983, 39 p.
©
местно со сжатым воздухом [12-13].
Для обработки отверстий в смешанных пакетах, содержащих ПКМ и титановые сплавы, применяются инструменты с режущей частью из твердого сплава частью с износостойкими покрытиями и без них, инструменты с режущей частью из поликристаллического алмаза (Poly-Cristalline Diamond, PCD) и другие специфические инструментальные решения. Поставщиками такого инструмента являются зарубежные компании, такие, как Precorp, Kennametal (США), Sandvik Coromant, SECO (Швеция), Mapal (Германия) и др. Сверлением, как правило, удается достигнуть точности отверстий в пределах 10-11 квалитета. Повышение точности достигается введением дополнительных операций зенкерования и развертывания, что увеличивает стоимость обработки отверстия.
Особенности обработки отверстий в смешанных пакетах накладывают ограничения на вид применяемого оборудования. Главным образом это связано с большими габаритами и сложностью формы обрабатываемых изделий (сборочных единиц).
При большой серийности производства для данных операций могут использоваться ро-бототехнические комплексы [14]. Однако более универсальным решением являются сверлильные машины с автоматической подачей (СМАП), реализуемые как по принципу ручного механизированного инструмента, так и в качестве агрегатных модулей [15-17].
Для достижения цели работы (ввиду повышения качества поверхности и точности отверстий в пакетах из углепластиков и титановых сплавов путем оптимизации режимов резания и геометрии инструмента) при сверлении необходимо: исследовать закономерности влияния тепловых процессов при резании на форму отверстий; провести многокритериальную оптимизацию процесса сверления с учетом требуемых параметров качества поверхности, точности и экономичности; разработать конструктивное решение сверла для обработки смешанных пакетов, минимизирующее влияние тепловых расширений обрабатываемого материала и инструмента на точность отверстий.
Влияние тепловых процессов на форму отверстий при сверлении смешанных пакетов
Расчет отклонения профиля продольного сечения, внесенного температурными факторами, выполним с учетом того, что исследуемые материалы имеют разные коэффициенты линейного расширения и в процессе резания характеризуются разными локальными температурами. Температурные деформации найдем на основе средних значений температур, которые определим с использованием высокоточной тепловизионной аппаратуры.
В процессе резания главная режущая кромка инструмента, находящаяся в постоянном контакте с обрабатываемым материалом, нагревается и увеличивает свою длину в радиальном направлении (см. рис. 1, а). Прирост диаметра инструмента ДИ можно выразить формулой:
ди = (ги - 70) • аи • Dи, (1)
где ТИ - средняя температура инструмента в районе главной режущей кромки, оС; Т0 - начальная температура, оС; аИ - коэффициент линейного расширения материала инструмента, оС-1; DИ - диаметр инструмента. Нагрев детали менее интенсивен в связи с тем, что вращающийся инструмент занимает одно и то же радиальное положение через промежутки времени , за которые тепло рассеивается. Температурные деформации обрабатываемого материала ДМ (см. рис. 1, Ь) можно определить следующим образом:
Дм = (Гм - Т0) • Ом • Dи, (2)
где ТМ - средняя температура материала в зоне резания, оС; аМ - коэффициент линейного расширения обрабатываемого материала, оС-1.
Машиностроение и машиноведение
Mechanical Engineering and Machine Science
Рис. 1. Схемы деформаций: инструмента (а); обрабатываемого материала (b) Fig. 1. Strain diagrams of: tools (a); machined material (b)
Температурная деформация инструмента увеличивает диаметр отверстия, а влияние деформаций обрабатываемого материала, наоборот, способствует его уменьшению, так как после снижения тепловой нагрузки материал стремится уменьшиться в объеме. Результирующее влияние на диаметр в /-м радиальном сечении отверстия можно выразить следующим образом:
Д1 = Ди - Дм = Си [(7и-То) • аи -
- (7м-То) • ам]. (3)
Отклонение профиля продольного сечения отверстия, вызванное температурными деформациями, представляет собой половину разности между максимальным и минимальным значениями Д/, вычисленными по всем радиальным сечениям отверстия. При глубине отверстия Л величину отклонения профиля продольного сечения можно выразить как
Д=
maXo<i<ftAi-minp<i<ftAi 2 '
(4)
Максимальное значение Д; будет наблюдаться в моменты, когда инструмент уже нагрет, но его расширение не скомпенсировано расширением обрабатываемого
материала. Таким требованиям отвечает сечение, соответствующее началу сверления первого листа титанового сплава. В этот момент кромки сверла нагреты в процессе засверливания, а материал заготовки только начал нагреваться. Минимальное значение Д; имеет место при более низких температурах резания, когда расширение инструмента компенсируется расширением от нагрева обрабатываемого материала. Это происходит в сечении, соответствующем установившейся температуре резания композиционного материала. В этот момент температура кромок сверла снизилась после сверления титанового сплава, а материал заготовки нагрет в зоне резания до установившихся температур.
Таким образом, для пакета «титановый сплав - ПКМ - титановый сплав» отклонение профиля продольного сечения может быть записано в следующем виде:
A=
ATi1 (вход)-АПКМ (устан)
(5)
где Дт (вх0д) - влияние температурных деформаций на входе в 1-й слой титанового сплава, ДПКМ (устан) - влияние температурных деформаций в середине слоя ПКМ при установившейся температуре резания.
2
Подходы к изучению влияния технологических параметров процесса сверления
на качество обработанных отверстий
Как показал анализ литературных данных, на точность отверстия, полученного сверлением, влияют такие технологические параметры процесса, как скорость резания и подача (главные факторы), а также смазка, охлаждение, механизм ломки и отвода стружки [12, 18, 19]. В связи со сложным характером влияния параметров процесса сверления на точность и качество отверстия для поиска зависимости между входными и выходными параметрами используем регрессионный анализ и методы планирования эксперимента. [4, 7, 20-23]. С учетом того, что стойкость инструмента в исследуемом случае лежит в пределах 30-50 отверстий [24], необходимо принять меры для того, чтобы фактор «состояние режущего инструмента» не сместил оценки главных эффектов. Для этого введем в план эксперимента дополнительный блоковый фактор - разобьем эксперимент на блоки, в рамках которых состояние инструмента будем считать неизменным. Значение фактора «состояние режущего инструмента» выразим в длине резания, пройденной инструментом. Для исследования используем трехуровневый факторный план 3(3-1) с двумя главными факторами и одним блоковым, с числом опытов N = 9, с числом повторения п = 3. План реализуем с применением программного продукта Statistica 6. Порядок проведения опытов рандомизируем для того, чтобы условия проведения экспериментов не искажали результат за счет систематических смещений.
При исследовании процессов резания многие зависимости традиционно представляют уравнениями степенного вида [25]:
У = СУа5НЧ, (6)
где V - скорость резания; 5 - подача; ^ - глубина резания; с, а, Д у - постоянные коэффициенты. Глубина резания при сверлении конкретного пакета является посто-
янной величиной, поэтому будет исключена из уравнения. Фактор «состояние режущего инструмента» в виде длины резания I, пройденной инструментом, вводим в уравнение, которое примет вид
Y = cvasHY.
(7)
Путем логарифмирования уравнение (7) можно линеаризировать и выразить следующим образом:
у = Ьо + Ь1х1 + Ь2%2 + Ь3х3,
(8)
где у = 1пУ; х1,х2,х3 - кодированные значения факторов V, 5 I соответственно [25]. В свою очередь
2(lnicl-lnxi в) ^ InXi B-ln£jH '
(9)
где
натуральное значение;
х1в, х1н - натуральные значения верхнего и нижнего уровней соответственно.
Для оценки коэффициентов уравнения при использовании трехуровневого факторного плана с 2-мя главными факторами и одним блоковым можно представить (результаты опытов) в виде полинома:
у = Ьо + + Ь2Х2 + ЬзХз + ЬиХ1Х2 +
(9)
+Ьцх1 + b22X'2 + b33xl
Оптимизация технологических параметров процесса резания заключается в поиске экстремума того или иного критерия или их совокупности. В программном продукте Statistica 6 реализован метод поиска оптимума на основе моделей, построенных с помощью многомерного дисперсионного анализа. С помощью представленных методов оптимизации выполним поиск наилучших технологических параметров процесса обработки отверстий, удовлетворяющих заданным требованиям, как по качеству, так и по точности.
х
Методика и условия проведения эксперимента
Экспериментальные исследования проведены с использованием СМАП Atlas Copco PFD-1500, для которой величины устанавливаемых подач и частот вращений являются дискретными. Охлаждение и смазка зоны резания осуществлялись воздухом и смазочно-охлаждающих технологических средств (СОТС) Accu-Lube LB-5000, подводимого в виде масляного тумана через внутренние каналы в инструменте. Расход СОТС составлял 0,3 г/мин. Для испытаний были выбраны образцы в виде трехслойных пакетов - конструктивно подобные стыку консоли крыла и центроплана самолета МС-21. Смешанный пакет состоит из наружных листов титанового сплава ВТ6 ОСТ 1.90218-76 и внутреннего слоя ПКМ (связующее PRISM EP2400 RS; углеродная лента IMS 24K с толщиной монослоя 0,19 мм). Схема укладки симметричная, сбалансированная, с направлениями слоев 0, 90, +45 и -45 град. Соединение листов пакета производилось болтами. В процессе испытаний пакет не разбирался для устранения влияния погрешности позиционирования. Установка СМАП на обрабатываемом образце производилась при помощи накладного кондуктора.
В качестве основного режущего инструмента для испытаний были выбраны сверла фирм Sandvik Coromant, Mapal, Ham Präzision, Recoules [12, 13], а также сверла производства Иркутского авиационного завода - филиала ПАО «Корпорация «Иркут» (ИАЗ).
Переменными технологическими параметрами эксперимента для построения регрессионной модели зависимости качества отверстий от параметров процесса резания являлись скорость резания и подача, дополнительным параметром (блоковым фактором) является состояние режущего инструмента, выраженное в накопленной длине резания, определяемой по формуле
ik = Zf=i2T, (10)
где d - диаметр инструмента; h - толщина смешанного пакета; si - подача в i-м опыте эксперимента; k - номер опыта, для которого требуется определить накопленную длину резания.
Перед проведением измерения образцы выдерживались в термоконстантном помещении при температуре 20oC в течение суток. Контроль диаметральных размеров и отклонений от круглости производился при помощи координатно-измерительной машины (КИМ) Carl Zeiss CONTURA G2. Измерения производились в различных радиальных сечениях методом сканирования 300 точек по каждой окружности, после чего производился расчет отклонения профиля продольного сечения. Отклонения от круг-лости были измерены в средних сечениях каждого слоя пакета.
Измерение параметров шероховатости Ra и Rz в титановых образцах производилось на профилометре Taylor Hobson Form Talysurf i200 с использованием щупа с алмазным наконечником радиусом 2 мкм. Измерения производились по четырем образующим отверстиям под углами, кратными 90°. Для анализа полученных профило-грамм использовался фильтр Гаусса, ширина полосы пропускания - 300:1 (по ISO), базовая длина - 0,8 мм. Шероховатость в ПКМ контролировалась методом оптической интерференционной микроскопии на профилометре Bruker ContourGT-K1 с разрезкой образцов. Прямоугольные области сканирования размерами 1,1х4 мм, вытянутые вдоль образующей, выбирались по четырем образующим отверстиям. В результате сканирования получили топографию поверхности ПКМ (рис. 2) с вычисленными значениями шероховатости Ra и Rz. По четырем зафиксированным значениям шероховатости определялось среднее значение.
Для проведения эксперимента по выявлению влияния тепловых процессов при сверлении на точность отверстий был создан визуальный доступ к месту сверления с помощью тепловизионной камеры FLIR серии SC7000, установленной на шта-
тиве на расстоянии 700 мм от зоны резания, в горизонтальной плоскости - на уровне оси сверла, а в вертикальной плоскости - под углом 40 градусов к плоскости образца (рис. 3, а). Съемка под углом поз-
воляет одновременно снимать показания температуры режущей кромки инструмента и обрабатываемой поверхности материала образца (рис. 3, Ь).
Рис. 2. Топография поверхности ПКМ Fig. 2. Topography of the PCM surface
а b
Рис. 3. Определение температуры в зоне резания (а): 1 - образец; 2 - сверло; 3 - СМАП; 4 - тепловизионная камера; зоны для измерения температур резания.ф): 1 - инструмент; 2 - обрабатываемый материал (добавлены позиции 1, 2 для рис. 3, b) Fig. 3. Determination of temperature in the cutting zone (a): 1 - sample; 2 - drill bit; 3 - drilling machines with automatic feed (DMAF); 4 - thermal imaging camera; zones for measuring cutting temperatures. (b): 1 - tool; 2 -material being machined (positions 1, 2 are added for the figure 3, b)
Результаты экспериментальных исследований
Типовые результаты измерения бине приведены на рис. 4, а. формы просверленного отверстия по глу-
1-й C/10 ^ 12,035 S 2 g 12,030 гг" с s c 12,025 H 1-" U QJ Q. 12,020 01 0) m F È 1 ".ois Ф m -g S S 12,005 ra -1-s й ВТ6/1 Направление сверления/ Direction of drilling > ayer Titanium ПКМ/ ÇFRP 2-й слой ВТб/ 2 layer Titanium
8
\
S
•ч
/
1 2 3 4 5 -^-Диаметр 7 8 Ko op; отверстия/ 10 11 12 13 14 15 16 17 1 цината в осевом направлен Depth of hole, mm Hole diameter —Диаметр свер/ 8 19 2 4ИИ, M a/ Drill 0 21 22 23 24 25 26 27 м/ lia meter
m
а b
Рис. 4. Изменение формы отверстия по глубине сверления (а); модель отверстия (b) (s = 0,05 мм/мин; v = 15,08 м/мин; l = 190 м) Fig. 4. Change of the hole shape in the depth of drilling (a); hole model (b) (s = 0.05 mm /min, v = 15.08 m /min, l = 190 m)
Из рис. 4 следует, что отверстия в титановом слое после сверления приобретают конусность вследствие вышеописанного влияния температурных факторов. Диаметры отверстий увеличиваются со стороны входа сверла. Отверстие в слое ПКМ свой диаметр практически не изменяет, что объясняется установившейся температурой резания и незначительным влиянием коэффициента линейного расширения ПКМ. В конце сверления листа ПКМ и переходе во второй лист титанового сплава наблюдается увеличение диаметра, свя-
занное с тепловым расширением сверла в начале сверления титанового сплава.
Построение регрессионных моделей для точности формы отверстий и шероховатости поверхности выполнено для следующих факторов: Х1 (скорость резания V); Х2 (подача 5); Х3 (блоковый фактор - длина резания /). Натуральные и нормированные уровни факторов представлены в таблице.
Поверхности отклика отклонения профиля продольного сечения для нового иструмента (Х3 = 1) и инструмента с износом (Х3 = 3) показаны на рис. 5.
Натуральные и нормированные уровни факторов плана
Natural and normalized levels of plan factors
Факторы / Factors
Уровень главных факторов / Level of main factors Уровень блокового фактора / Level of a block factor Длина резания (блоковый фактор), м (Х3) / Cutting length (block factor), m (X3) Подача, s, мм/об. (Х2) / Feed, s, mm/rev (X2) Скорость резания, v, м/мин (Xi) / Cutting speed, v, m/min (Xi)
1 1 0-243,2 0,075 15,08
0 2 243,2-486,4 0,05 10,18
-1 3 486,4-729,6 0,023 5,28
Машиностроение и машиноведение
Mechanical Engineering and Machine Science
a b
Рис. 5. Влияние режимов резания на отклонения профиля продольного сечения Л: а - для нового инструмента (Х3 = 1); б - инструмента с износом (Х3 = 3) Fig. 5. Influence of cutting modes on the deviations of the profile of longitudinal section Л: a - for new tools (X3 = 1); b - for tools with wear (X3 = 3)
Из рис. 5 видно, что максимальное значение отклонения А профиля продольного сечения соответствует максимальной величине скорости резания V = 15,08 м/мин, подачи 5 = 0,075 мм/мин и длины резания. Минимальное значение соответствует минимальной подаче 5 = 0,023 мм/мин и среднему значению скорости
V = 10,18 м/мин. При увеличении подачи функция растет линейно, при уменьшении или увеличении скорости резания относительно среднего значения V = 10,18 м/мин -по параболическому закону. Таким образом, при необходимости повышения производительности с минимальным влиянием на отклонение профиля в первую очередь необходимо рассматривать увеличение подачи.
Аналогичные уравнения отклонения Ати, АПКМ, Ац2 профиля продольного сечения были получены для компонентов пакета. Анализ этих поверхностей позволил заключить, что наибольший вклад в общее отклонение профиля продольного сечения дают слои титанового сплава. При этом интервалы варьирования значений отклонений таковы, что верхнюю границу общего отклонения профиля дает первый слой титанового сплава, а нижнюю границу - слой ПКМ. Для слоев титанового сплава формы поверхностей отклика схожи. Максималь-
ное значение отклика наблюдается при максимальной подаче 5 = 0,075 мм/мин и минимальной скорости V = 5,28 м/мин, а также при максимальной скорости
V = 15,08 м/мин и минимальной подаче 5 = 0,023 мм/мин.
Область минимальных значений отклика соответствует средним значениям скорости, при этом влияние подачи для первого слоя отсутствует, а для второго оно минимально. Поверхность отклика для отклонения профиля продольного сечения в слое ПКМ отличается от формы поверхности в титановом сплаве. Максимум наблюдается при наибольших значениях подачи 5 = 0,075 мм/мин и скорости резания V = 15,08 м/мин, минимум соответствует сочетанию максимальной скорости
V = 15,08 м/мин и минимальной подачи 5 = 0,023 мм/мин, что вполне соответствует сложившимся представлениям о резании ПКМ (максимум скорости, минимум подачи). Блоковый фактор Х3 (длина резания I) форму поверхностей отклика для всех слоев практически не изменяет, но смещает ее в сторону увеличения значения отклика.
Соответствующие регрессионные модели были получены для параметров шероховатости поверхности На и Яг. Поверхности отклика для параметров Яат2, ЯаПКМ показаны на рис. 6.
a b
Рис. 6. Влияние режимов резания на параметры RаПКМ (а) и RаTi2 (b) Fig. 6. Influence of cutting modes on RаПКМ (а) и Rат¡2 (b) parameters
Анализ поверхностей отклика позволил заключить, что для 1 -го слоя титанового сплава регрессоры Х2 и ХХ2 влияют в равной степени на параметр шероховатости На. Такое сочетание приводит к тому, что при низких скоростях резания данные влияния нивелируются, а при максимальной скорости резания влияние подачи наиболее выражено. Низкая подача
5 = 0,023 мм/об. обеспечивает наименьшую шероховатость поверхности, а высокая подача 5 = 0,075 мм/об. - наибольшую. Длина резания, пройденная инструментом, влияет как в линейном, так и в квадратичном виде. Для 2-го слоя титанового сплава также подавляющее влияние на параметр На оказывает подача, с увеличением которой шероховатость ухудшается. Влияние скорости резания значительно меньше, однако с ростом скорости шероховатость уменьшается. Минимум шероховатости так же, как и для первого слоя, наблюдается при высокой скорости - V = 15,08 м/мин, и низкой подаче - 5 = 0,023 мм/об. Максимум отклика лежит в области низкой скорости -V = 5,28 м/мин, и высокой подачи -
6 = 0,075 мм/об.
Поверхность отклика параметра шероховатости На в ПКМ значительно отличается от аналогичных поверхностей для металлических слоев пакета. Влияние подачи практически отсутствует, а скорость резания влияет весьма значительно. С ро-
стом скорости резания шероховатость снижается, поскольку более динамичный процесс резания способствует чистому срезанию волокон ПКМ.
Поверхности отклика параметров НгПКМ, Нгт\2 представлены на рис. 7. Поверхность отклика параметра Яг для первого слоя титанового сплава практически полностью повторяет форму поверхности отклика параметра На в этом же слое. Отличием является лишь отсутствие зависимости от длины резания. Для второго слоя титанового сплава параметр Нг по сравнению с На продемонстрировал не только линейную, но и квадратичную зависимость от подачи. Таким образом, функция с увеличением подачи стала нарастать заметно быстрее. Статистически значимого влияния скорости на параметр Нг обнаружить не удалось. В слое ПКМ для параметра Нг выявлена интересная зависимость. Здесь, в отличие от параметра На, появилось влияние подачи, причем не только линейное, но и квадратичное. Влияние скорости, также как и в параметре На, отрицательное. Таким образом, параметр Нг в слое ПКМ принимает минимальные значения при высоких скоростях резания (V = 15,08 м/мин), и средних величинах подачи (5 = 0,05 мм/об.), а максимальные - при низких скоростях резания (V = 5,28 м/мин) как в области низкой (5 = 0,023 мм/об.), так и высокой подачи (5 = 0,075 мм/об.).
Машиностроение и машиноведение
Mechanical Engineering and Machine Science
Рис. 7. Влияние режимов резания на параметры RznKM (а) и RzTi2 (b) Fig. 7. Influence of cutting modes on the parameters RznKM (а) and RzTi2 (b)
В ходе исследования по выявлению влияния тепловых процессов при сверлении на точность отверстий (см. рис. 3) были измерены величины средних температур на режимах резания: 5 = 0,05 мм/мин; V = 15,08 м/мин. На момент испытания накопленная инструментом длина резания / составила 710-750 м.
Средняя температура конусной поверхности в титановом сплаве составила 92°С, а на передней поверхности инстру-
мента - около 300°С (рис. 8). Средняя температура поверхности отверстия в ПКМ составила 37°С, на передней поверхности инструмента - 74°С.
Полученные результаты практически совпали с данными, представленными в работе [26], где для измерения температуры при сверлении пакета «углепластик-титановый сплав» использовались термопары с подобными режимами (5 = 0,08 мм/мин; V = 15 м/мин).
a b
Рис. 8. Термограммы и области измерения температуры материала (а)
и инструмента (б) при сверлении титанового сплава Fig. 8. Thermograms and temperature measurement areas of the material (a) and tool (b) when drilling a titanium alloy
Используя формулы (3) и (5) для вычисления погрешности, вносимой температурными расширениями инструмента и обрабатываемых материалов, получаем: А(771 (вход)) = 9,71 мкм; Дпмк(устан) = 3 мкм; Д = 3,35 мкм. В результате сопоставления полученного расчетным путем значения отклонения профиля продольного сечения отверстия Д = 3,35 мкм, вызванного температурными деформациями, с измеренным контактными методами значением Д = 10,7 мкм, видим, что при исследованных режимах резания доля влияния температурных деформаций на отклонение профиля продольного сечения составляет 31% от влияния всех факторов.
В ходе исследования по выявлению влияния смазочно-охлаждающих технологических средств (СОТС) на шероховатость отверстий в пакете (рис. 9) установлено,
без СОТС/ Air С СОТС/ MQL
Ti-1 CFRP Ti-2 "П-1 CFRP П-2
a
что на шероховатость поверхности в слое ПКМ подача СОТС влияния практически не оказывает. В слое титанового сплава при отсутствии СОТС шероховатость ухудшается более чем в 2 раза, т.е. сверление отверстий в титановом сплаве с высокими требованиями к шероховатости без использования СОТС не представляется возможным.
С диаметральными размерами наблюдается подобная ситуация. На диаметр отверстия в слое ПКМ наличие СОТС влияет незначительно. В титановом же сплаве при отсутствии СОТС размах вариаций диаметров отверстий возрастает более чем в 2 раза. Таким образом, при сверлении отверстий в пакетах, содержащих ПКМ и титановые сплавы, с использованием СОТС достигается получение более точных отверстий.
бм СОТС/ Dry с СОТС/MOL
Ti-1 CFRP Ti-2 Ti-1 CFRP Ti-2
b
Рис. 9. Зависимости шероховатости (а) и диаметров (b) отверстий от наличия СОТС (сверло HAM PRÄZISION 271 Nirodrill, v = 7,54 м/мин, s = 0,05 мм/об) Fig. 9. Dependences of the roughness (a) and diameters (b) of holes on the presence of lubricating cooling technological equipment (LCTE) (drill HAM PRÄZISION 271 Nirodrill, v = 7.54 m/min, s = 0.05 mm/rev)
Оптимизация процесса обработки отверстий в смешанных пакетах
Оптимизацию процесса обработки отверстий в смешанных пакетах, содержащих ПКМ и титановые сплавы, проведем с помощью программного пакета Statistica 6 по критериям производительности и микрогеометрии обработанной поверхности при условии обеспечения требований точности.
Величина допуска Н9 на диаметр отверстия в 10-18 мм составляет 43 мкм и формируется из допуска на механообработку, изготовление инструмента, его износ. Рабочая часть используемых сверл изготавливается с допуском в пределах 10 мкм (1Т6). Допуск на износ, согласно нашим
наблюдениям, лежит в пределах 3 мкм. Таким образом, допуск на механообработку составит 30 мкм. Часть данного допуска должна компенсировать отклонения от круглости отверстия. В связи с тем, что закономерности между режимами резания и отклонением от круглости нам обнаружить не удалось, зарезервируем на данную погрешность формы 1/3 оставшегося поля допуска (30*1/3 = 10 мкм). Таким образом, отклонение профиля продольного сечения не должно превышать половину оставшегося поля допуска, т.е. 10 мкм.
Поиск оптимального значения режимов резания выполним на исследованном интервале скорости резания от 5,28 до 15,08 м/мин. Для обработки одного отверстия машинное время можно рассчитать следующим образом [27]:
Т
1 IV
_ (l + kp+lnep)nd
1000sv
(11)
где / - глубина отверстия; /вр + /пер - длина врезания и перебега (для сверления 012 мм /вр + /пер = 5,5 мм); б - диаметр сверления; 5 - подача; V - скорость резания.
При поиске режимов резания, соответствующих максимальной производительности, для нижних и средних значений функций отклика присвоим значение функции желательности, равное 1, для предельно допустимых значений - равное 0. При поиске режимов резания, обеспечивающих максимальное качество отверстий, для нижних значений функций отклика присвоим значение функции желательности, равное 1, для средних значений - 0,5, для верхних значений - равное 0. Вычисление функций желательности выполним для уровня блокового фактора, соответствующего максимальной накопленной длине резания. Полученные поверхности соответ-
ствующих функций желательности показаны на рис. 10.
Анализ поверхности функций желательности позволяет заключить следующее. Максимум функции желательности при оптимизации производительности соответствует режимам обработки: Х2 = 0,4 (5 = 0,06 мм/об.); Х1 = 0,5 (V = 12,63 м/мин). При увеличении факторов Х2 и Х1 функция желательности резко убывает, что говорит о приближении к предельно допустимому значению отклика. Данное решение соответствует максимальной производительности процесса, машинное время сверления составляет ГМ = 1,67 мин, что в 2,4 раза меньше базового значения. Максимум функции желательности при оптимизации качества отверстий соответствует Х2 = -1 (5 = 0,023 мм/об.), Х1 = 0,5 (V = 12,63 м/мин). По сравнению со значениями факторов, обеспечивающих максимальную производительность, в найденном решении скорость резания не изменилась, а подача снижена до минимальных значений. Данные изменения позволили значительно уменьшить шероховатость в слоях титанового сплава. Машинное время при этом возросло на 7% по сравнению с базовым.
b
Рис. 10. Поверхности функций желательности при оптимизации производительности (а) и оптимизации качества отверстий (b) Fig. 10. Surfaces of desirability functions under performance optimization (a) and hole quality optimization (b)
а
Полученные результаты по оптимальным режимам резания, рекомендации по выбору основного и вспомогательного технологического оборудования и инструмента были успешно применены на Иркут-
ском авиационном заводе - филиале ПАО «Корпорация Иркут» (ИАЗ) в технологическом процессе обработки отверстий стыковки консоли крыла с центропланом самолета МС-21.
Разработка сверл для обработки отверстия в смешанных пакетах
b
d
Рис. 11. Сверла обработки пакетов «ПКМ - титановый сплав» Fig. 11. Drills machining the packages "PCM-titanium alloy"
а
c
В рамках запуска в производство первых комплектов самолета МС-21 на ИАЗ разработан ряд опытных образцов сверл для обработки пакетов «ПКМ - титановый сплав» стыка консоли крыла и центроплана данного самолета (см. рис. 11).
Результаты испытания сверл с параболической заточкой приведены в [24]. Сверло, показанное на рис. 11, а в ходе испытаний продемонстрировало хороший баланс стойкости, качества и производительности. Сверло имеет спиральные направляющие ленточки и режущие кромки, расположенные на поверхности вращения, ось которой совпадает с осью сверла [28]. Данные элементы имеют в проекции на осевую плоскость сверла форму параболы, а в проекции на плоскость, перпендикулярную оси сверла - форму спирали. При этом режущие кромки сопрягаются с кромками направляющих ленточек под углом от 7 до 20о. Длина параболической режущей кромки для сверла диаметром 14 мм в осевом направлении составляет 18 мм, что превышает толщину наибольшего металлического слоя обрабатываемого смешанного пакета. За счет того что режущие кромки сопрягаются с кромками направляющих ленточек под углом от 7 до 20о, при резании не образуется тонких стружек, приводящих к возникновению вибраций, что обеспечивает низкие значения шероховатости. Значительная длина параболической
режущей кромки в осевом направлении позволяет добиться того, что в момент начала формирования диаметра отверстия вспомогательными режущими кромками вершина сверла, являющаяся основным источником тепловыделения при сверлении, выходит из обрабатываемого слоя. Температура обрабатываемого материала при этом начнет снижаться, а диаметр отверстия будет сформирован при меньшей температуре. Таким образом, температурные деформации будут минимальными, диаметры отверстий в материалах с разными коэффициентами линейного расширения будут отличаться незначительно, что повысит точность отверстий в смешанных пакетах. Повышение качества обработки отверстий способствует повышению производительности труда за счет уменьшения числа проходов при последующей обработке, либо за счет полного отказа от последующих обработок.
Второй модификацией инструмента, разработанного для сверления смешанных пакетов, являются ступенчатые сверла (рис. 11, с, б). Обеспечение высоких показателей качества поверхности и точности при использовании ступенчатых сверл связано с разграничением зон резания первой и второй ступеней, минимизацией температурных влияний на отверстие, разделением стружки в радиальном направлении. Опытно - промышленные испытания ступенчатых сверл заключались в последовательной
©
обработке сквозных отверстий в конструктивно-подобных образцах стыка консоли крыла и центроплана самолета МС-21 на фиксированных режимах резания V = 8,8 м/мин, 5 = 0,050 мм/об. По результатам испытаний ступенчатое сверло (см. рис. 11, с) при стойкости 30 отверстий обеспечивает стабильность диаметров отверстий на уровне «три сигма», что соответствует уровню брака менее 0,27%. Размах вариации диаметров отверстий составляет 26 мкм при максимально допустимом значении 30 мкм (9 квалитет). Дан-
ное сверло после обработки 30-ти отверстий обеспечивает шероховатость не более Ra 1,31. Средние значения шероховатости в ПКМ составляют Ra 3,64, максимальное значение - Ra 4,98. Сверло, показанное на рис. 11, б, обеспечивает шероховатость отверстий: в титановом сплаве - до Ра 2,03, в ПКМ - до Ra 4,28, и пригодно для обработки отверстий 10-го квалитета. Успешные опытно-промышленные испытания разработанных сверл позволили запустить их производство и использовать при стыковке агрегатов самолета МС-21.
Основные результаты и выводы
В ходе выполнения теоретических и экспериментальных исследований получены следующие результаты:
1. Показано, что лучшим решением для повышения точности и качества обработки отверстий в смешанных пакетах из ПКМ и титановых сплавов является совмещение прорывных инструментальных разработок с научно обоснованным назначением режимов резания, учитывающим особенности данных материалов.
2. Найдены модели многофакторного дисперсионного анализа, отражающие влияние режимов резания на шероховатость и точность отверстий в трехслойном смешанном пакете. Данные модели позволяют сократить сроки технологической подготовки производства и гибко назначать режимы резания в зависимости от требований по шероховатости и точности отверстий.
3. Решена задача повышения производительности, качества поверхности и точности отверстий в пакетах, содержащих ПКМ и титановые сплавы, путем рационального выбора режимов резания. Оптимальными режимами резания установлены скорость резания 12,63 м/мин, подача 0,06 мм/об. Такое сочетание режимов резания обеспечивает повышение производительности процесса в 2,4 раза.
4. Установлено, что наиболее значимыми факторами, влияющими на пара-
метры точности отверстия, в частности на отклонение профиля продольного сечения отверстия, являются скорость резания в первой и второй степени, а также подача.
5. Отмечено, что модели формирования шероховатости в первом и втором слоях титанового сплава отличаются друг от друга. Доминирующим фактором, влияющим на шероховатость, является подача, значимым эффектом с большим регрессионным коэффициентом является произведение подачи на скорость резания.
6. Выявлена типовая форма профиля продольного сечения, характерная сверлению отверстий в пакетах «титановый сплав - ПКМ - титановый сплав». Контур продольного сечения в смешанном пакете имеет следующий вид: в слое титанового сплава наблюдается конусность с увеличением диаметра со стороны входа сверла в отверстие; в слое ПКМ диаметр практически не изменяется, но в сечениях, близких ко второму слою титанового сплава, наблюдается увеличение диаметра отверстия.
7. Выявлено, что отказ от применения при сверлении смазочно-охлаждающих технологических средств, хотя бы в минимальных количествах, снижает точность отверстий и их качество в слое титанового сплава более чем в 2 раза по каждому из параметров, при этом шероховатость отверстий в ПКМ практически не изменяется.
8. Разработаны конструктивные решения сверл для обработки смешанных пакетов, которые по результатам опытно-
промышленных испытаний признаны пригодным для обработки отверстий в агрегатах самолета МС-21.
Библиографический список
1. Степанов А.А. Обработка резанием высокопрочных композиционных полимерных материалов. Л.: Машиностроение, 1987. 176 с.
2. Колесник В.А., Криворучко Д.В., Евтухов В.Г. О формировании микрорельефа обработанной резанием поверхности волокнистых полимерных композиционных // Технологические системы. 2013. № 64 (3). С. 60-69.
3. Воробьев Ю.А., Николаенко А.И., Воробьев А.Ю. Анализ исследований по сверлению смешанных пакетов их композиционных материалов и титановых сплавов // Авиационно-космическая техника и технологии. 2008. № 2. С. 32-38.
4. Tsao C.C. Investigation into the effects of drilling parameters on delamination by various step-core drills // Journal of Materials Processing Technology. 2008. Vol. 206. No. 1-3. P. 405-411.
5. Nabhani F. Machining of aerospace titanium alloys // Robotics and Computer-Integrated Manufacturing. 2001. No. 17 (1). P. 99-106.
6. Shyha, Islam, Soo, Sein Leung, Aspinwall, David, Bradley, Sam, Dawson, Stuart and Pretorius, Cornelius Drilling of titanium/CFRP/aluminium stacks //Key Engineering Materials. 2010. Vol. 447-448. P. 624-633.
7. Islam M.N., Rafi N.H., Charoon P. An Investigation into Effect of Canned Cycles on Drilled Hole Quality // Proceedings of the World Congress on Engineering (London, 1-3 July 2009). London, 2009. Vol. I.
8. Чигринец Е.Г. Оптимизация процесса сверления армированного титаном стеклопластикового лонжерона лопасти несущего винта // Вестник Московского авиационного института. 2016. Т. 23. № 1. С. 177-188.
9. Степанов А.А. Некоторые вопросы механики резания высокопрочных композиционных материалов в кн.: Перспективы развития резания конструкционных материалов. М.: Изд-во ЦН НТО машпрома, 1980. С. 254-255.
10. Kuo C., Soo S., Aspinwall D., Thomas W., Carr C., Pearson D., M'Saoubi R., Leahy W. Performance of multi-margin coated tools in one-shot drilling of metallic-composite stack materials under varying feed rate and pecking conditions // In Proceedings of the 38th International Matador Conference., 7-4, 38th Matador Conference, (Huwei, Taiwan, Province of China, 28-30 March 2015). Huwei, Taiwan, Province of China, 2015. P. 231-238.
11. Ломаев В.И., Дударев А.С. Перспективы механической обработки отверстий при производстве изделий из волокнистых композиционных материалов гражданской авиатехники // Технология машиностроения. 2006. № 7. С. 22-25.
12. Garrick R. Drilling Advanced Aircraft Structures with PCD (Poly-Crystalline Diamond) Drills // SAE Technical, paper 2007-01-3893. 2007.
13. Atarsia A., Mueller-Hummel P., Hollenbaugh S. High efficiency in machining carbon fiber composites and metal stacks for aerospace application // Finer Points. 2013. P. 18-28.
14. DeVlieg R., Feikert E. One-Up Assembly with Robots // SAE Technical, paper 2008-01-2297. 2008.
15. Seti-Tec website [Электронный ресурс]. URL: http://www.seti-tec.com/ (14.08.2017).
16. Altinkok N., Koker R. Modelling of the prediction of tensile and density properties in particle reinforced metal matrix composites by using neural networks // Materials and Design. 2006. № 27. P. 625-631.
17. Chicago pneumatic website [Электронный ресурс]. URL: http://www.cp.com/en (13.08.2017).
18. Пикалов А.А. Особенности разделки отверстий в смешанных пакетах КМ-Ti-Al // Известия Самарского научного центра Российской академии наук. 2012. Т. 14. № 2-4. С. 669-676.
19. Ярославцев В.М., Назаров Н.Г. Оценка эффективности прерывистого резания на основе использования закономерностей изменения теплонапря-женности процесса // Интернет-журнал «Наука и образование». 2013. № 10. С. 35-42. URL: http://cyberleninka.ru/article/n/otsenka-effektivnosti-preryvistogo-rezaniya-na-osnove-ispolzovaniya ^^essed 14 August 2017).
20. Rao R.V. Advanced Modeling and Optimization of Manufacturing Processes. London: Springer. 2011. 380 p.
21. Ящерицын П.И., Махаринский Е.И. Планирование эксперимента в машиностроении. Минск: Вы-шейшая шк., 1985. 286 с.
22. Джонсон Н., Лион Ф. Статистика и планирование эксперимента в технике и науке. Методы планирования эксперимента / пер. с англ. М.: Мир, 1980. 520 с.
23. Дрейпер Н.Р., Смит Д.Г. Прикладной регрессионный анализ. М.: ИД «Вильямс», 2007. 912 с.
24. Иванов Ю.Н., Каверзин Е.Я., Чапышев А.П. Экспериментальное исследование влияния теплового расширения обрабатываемых материалов при сухом сверлении отверстий в пакетах структуры «полимерный композиционный материал - титановый сплав» // Вестник ИрГТУ. 2013. № 10 (81). С. 36-42.
25. Спиридонов А.А. Планирование эксперимента при исследовании технологических процессов. М.: Машиностроение, 1981. 184 с.
26. Колесник В.А., Криворучко Д.В., Митал Д. Температура резания при сверлении пакетов углепластик/титановый сплав // Резание и инструмент в технологических системах: междунар. науч.-техн. сб. Харьков, 2015. Вып. 85. С. 126-136.
27. Общемашиностроительные нормативы времени и режимов резания для нормирования работ, выполняемых на универсальных и многоцелевых стан-
ках с числовым программным управлением. Нормативы режимов резания. М.: Экономика, 1990. 474 с. 28. Патент № 149613, Российская Федерация, МПК G01N 27/42. Сверло для обработки отверстий в смешанных пакетах, содержащих металлы и поли-
мерные композиционные материалы / Ю.Н. Иванов, Е.Я. Каверзин; заявитель и патентообладатель Б.А. Оргиян № 749807; заявл. 27.10.1961; опубл. 01.01.1962, Бюл. № 1.
References
1. Stepanov A.A. Obrabotka rezaniem vysokoprochnyh kompozicionnyh polimernyh materialov [Cutting of high-strength composite polymer materials]. Leningrad: Mashinostroenie Publ., 1987, 176 p. (In Russian)
2. Kolesnik V.A., Krivoruchko D. V., Evtuhov V.G. On formation of the surface microrelief of fibrous polymer composites machined by cutting. Tehnologicheskie sistemy [Technological Systems]. 2013, no. 64 (3), pp. 60-69. (In Russian)
3. Vorob'ev Ju.A., Nikolaenko A.I., Vorob'ev A.Ju. Analysis of studies on drilling mixed packages of composite materials and titanium alloys. Aviacionno-kosmicheskaja tehnika i tehnologii [Aerospace Equipment and Technologies]. 2008, no. 2, pp. 32-38. (In Russian)
4. Tsao C.C. Investigation into the effects of drilling parameters on delamination by various step-core drills. Journal of Materials Processing Technology. 2008, vol. 206, no. 1-3. pp. 405-411.
5. Nabhani F. Machining of aerospace titanium alloys. Robotics and Computer-Integrated Manufacturing. 2001, no. 17 (1), pp. 99-106.
6. Shyha, Islam, Soo, Sein Leung, Aspinwall, David, Bradley, Sam, Dawson, Stuart and Pretorius, Cornelius Drilling of titanium/CFRP/aluminium stacks. Key Engineering Materials. 2010, vol. 447-448, pp. 624-633.
7. Islam M.N., Rafi N.H., Charoon P. An Investigation into Effect of Canned Cycles on Drilled Hole Quality. Proceedings of the World Congress on Engineering (London, July 1-3, 2009). London, 2009, vol. I.
8. Chigrinec E.G. Titanium-reinforced glass fiber plastic main rotor blade beam drilling process optimization. Vestnik Moskovskogo aviacionnogo instituta [Bulletin of Moscow Aviation Institute]. 2016, vol. 23, no. 1, pp. 177-188. (In Russian)
9. Stepanov A.A. Nekotorye voprosy mehaniki rezanija vysokoprochnyh kompozicionnyh materialov. Perspek-tivy razvitija rezanija konstrukcionnyh materialov. [Some questions of high-strength composite material cutting mechanics. In the book: Development prospects of structural materials cutting] Moscow: CN NTO Publ., 1980, pp. 254-255. (In Russian)
10. Kuo C., Soo S., Aspinwall D., Thomas W., Carr C., Pearson D., M'Saoubi R., Leahy W. Performance of multi-margin coated tools in one-shot drilling of metallic-composite stack materials under varying feed rate and pecking conditions. In Proceed-ings of the 38th International Matador Conference., 7-4, 38th Matador Conference, Huwei, Taiwan, Province of China, 28-30 March. 2015, pp. 231-238.
11. Lomaev V.I., Dudarev A.S. Hole machining prospects in manufacture of products made of fibrous composite materials of civil aviation equipment.
Tehnologija mashinostroenija [Machine-Building Technology]. 2006, no. 7, pp. 22-25. (In Russian)
12. Garrick R. Drilling Advanced Aircraft Structures with PCD (Poly-Crystalline Diamond) Drills. SAE Technical, paper 2007-01-3893. 2007.
13. Atarsia A., Mueller-Hummel P., Hollenbaugh S. High efficiency in machining carbon fiber composites and metal stacks for aerospace application. Finer Points. 2013, pp. 18-28.
14. DeVlieg R., Feikert E. One-Up Assembly with Robots. SAE Technical, paper 2008-01-2297, 2008.
15. Seti-Tec website [Jelektronnyj resurs]. Available at: http://www.seti-tec.com/ (accessed 24 August 2017).
16. Altinkok N., Koker R. Modelling of the prediction of tensile and density properties in particle reinforced metal matrix composites by using neural networks. Materials and Design. 2006, no. 27, pp. 625-631.
17. Chicago pneumatic website [Jelektronnyj resurs]. Available at: http://www.cp.com/en (accessed 13 August 2017).
18. Pikalov A.A. Distinctive features of making holes in the mixed stacks from composite, titanium alloys and aluminum alloys. Izvestija samarskogo nauchnogo centra rossijskoj akademii nauk [Izvestia of Samara Scientific Center of the Russian Academy of Sciences]. 2012, vol. 14, no. 2-4, pp. 669-676. (In Russian)
19. Jaroslavcev V.M., Nazarov N.G. Estimating efficiency of interruptive cutting on the basis of change pattern in heat density of the process. Internet-zhurnal "Nauka i obrazovaniye" [Electronic scientific and technical journal "Science and Education"]. 2013, no. 10, pp. 35-42. Available at: http://cyberleninka.ru/article/n/otsenka-effektivnosti-preryvistogo-rezaniya-na-osnove-ispolzovaniya (assessed 14 August 2017).
20. Rao R.V. Advanced Modeling and Optimization of Manufacturing Processes. London: Springer. 2011, 380 p.
21. Jashhericyn P.I., Maharinskij E.I. Planirovaniejek-sperimenta v mashinostroenii [Planning an experiment in engineering]. Minsk: Eminent school Publ., 1985, 286 p.
22. Dzhonson N., Lion F. Statistika i planirovanie jek-sperimenta v tehnike i nauke. Metody planirovanija jek-sperimenta. [Statistics and experiment planning in engineering and science. Methods of experiment planning]. Moscow, Mir Publ.,1980, 510 p.).
23. Drejper N.R., Smit D.G. Prikladnoj regressionnyj analiz [Applied regression analysis]. Moscow: Vil'jams Publ., 2007, 912 p. (In Russian)
24. Ivanov Ju.N., Kaverzin E.Ja., Chapyshev A.P. Experimental study of thermal expansion effect of machined materials under dry drilling of holes in packages of "polymeric composite material-titanium alloy" struc-
ture. Vestnik IrGTU [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2013, no. 10 (81), рр. 36-42. (In Russian)
25. Spiridonov A.A. Planirovanie jeksperimenta pri is-sledovanii tehnologicheskih processov [Experiment planning when studying technological processes]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1981, 184 р. (In Russian)
26. Kolesnik V.A., Krivoruchko D.V., Mital D. Cutting temperature under drilling of fiber carbon/ titanium alloy packages. Rezanie i instrument v tehnologicheskih sistemah [Cutting and tools in technological systems: International scientific and technical bulletin]. Har'kov, 2015, issue 85, рр. 126-136.
27. Obshhemashinostroitel'nye normativy vremeni i
Критерии авторства
Иванов Ю.Н., Пашков А.Е., Чащин Н.С. заявляют о равном участии в получении и оформлении научных результатов и в равной мере несут ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Статья поступила 31.10.2017 г.
rezhimov rezanija dlja normirovanija rabot, vypolnjae-myh na universal'nyh i mnogocelevyh stankah s chislo-vym programmnym upravleniem. Normativy rezhimov rezanija [General machine-building standards of time and cutting modes for the standardization of works performed on universal and multipurpose CNC machinetools. Standards of cutting modes]. Moscow: Ekonomi-ka Publ., 1990, 474 p. (In Russian) 28. Ivanov Ju.N. Kaverzin E.Ja. Sverlo dlja obrabotki otverstij v smeshannyh paketah, soderzhashhih metally i polimernye kompozicionnye materialy [Drill for machining holes in mixed packages of metals and polymeric composites]. Patent RF, no. 149613, 1962.
Authorship criteria
Ivanov Yu.N., Pashkov A.E, Chashchin N.S. declare equal participation in obtaining and formalization of scientific results. They bear equal responsibility for plagiarism.
Conflict of interests
The authors declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
The article was received on 31 October 2017
