CC BY
94
УДК 621
ОСОБЕННОСТИ ВЫБОРА И ПРИМЕНЕНИЕ КОНЦЕВЫХ ФРЕЗ ДЛЯ ОБРАБОТКИ АВИАЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА МНОГОЦЕЛЕВЫХ СТАНКАХ С ЧПУ
О.М. Балла1
Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет, 664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Обоснованы критерии выбора и применения различных конструкций концевых фрез аналогичного назначения для многоцелевых станков с высокой стоимостью часа работы с учетом технологических факторов: производительности, динамических нагрузок на технологическую систему, погрешностей формы обработанной поверхности и т.д. В качестве критерия выбора и применения рассмотрены: производительность, жесткость, динамические нагрузки на технологическую систему, погрешности формы обработанной поверхности. Ил. 26. Библиогр. 8 назв.
Ключевые слова: концевые фрезы; коэффициенты производительности, жесткости, изменения допустимой ширины фрезерования; комплексный технологический показатель; градиент силы фрезерования; импульсы сил фрезерования; биение режущих кромок.
SELECTION FEATURES AND APPLICATION OF END MILLING CUTTERS FOR AIRCRAFT MATERIALS MACHINING BY MULTIPURPOSE NUMERICAL CONTROL MACHINES O.M. Balla
National Research Irkutsk State Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074.
The author justifies the selection criteria and application of various designs of end milling cutters of similar use for the multipurpose machine tools with the high-cost of the operation per hour with regard to technological factors: performance, dynamic loads on the technological system, inaccuracies of the machined surface shape, etc. As a criterion for the selection and application the author considers: performance, rigidity, dynamic loads on the technological system, inaccuracy of the machined surface shape. 26 figures. 8 sources.
Key words: end milling cutters; coefficients of performance, rigidity, changes in allowable width of milling; complex technological indicator; milling force gradient; impulses of the milling force; wobbling of cutting rims. Ц
В настоящее время перед технологами стоит достаточно сложная задача выбора концевых фрез для многоцелевых станков с ЧПУ.
Для обработки одних и тех же материалов в промышленных каталогах приводится большое количество фрез одного и того же типоразмера аналогичного назначения, например: концевые оснащенные непере-тачиваемыми пластинками твердых сплавов, монолитные твердосплавные, монолитные быстрорежущие, концевые с напайными пластинками твердого сплава и т.д. На первый взгляд технолог при прочих равных условиях должен отдать предпочтение инструменту, оснащенному неперетачиваемыми пластинками.
С экономической точки зрения преимущества сборных конструкций неоспоримы, ими являются:
• возможность при необходимости замены пластин непосредственно на рабочем месте;
• стабильность геометрических параметров инструмента;
• возможность оперативного изменения ряда геометрических параметров путем замены пластин или кассет (передний угол, упрочняющие фаски, геометрия стружколомов и т.д.);
• возможность оперативного изменения марок
инструментальных материалов;
• исключение дефектов пайки и заточки инструментальных материалов;
• значительный ресурс корпусов инструмента в зависимости от конструкции корпус позволяет использовать от 100 до 400 комплектов пластин, причем каждая пластина может иметь от 2 до 8 режущих кромок. Исключение составляют пластины с режущими кромками, расположенными по неполной окружности, и с шаровым торцом - они имеют только одну режущую кромку (рис.1).
J
Рис.1. Неперетачиваемые пластины с одной режущей кромкой
1 Балла Олег Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии машиностроения.
Balla Oleg, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology of Mechanical Engineering.
К недостаткам необходимо отнести:
• большое биение режущих кромок, его величина зависит от класса точности пластин, точности изготовления опорных поверхностей под пластинки и базовых поверхностей самих корпусов;
• плохой отвод тепла из зоны резания из-за большого количества стыков при установке пластин в корпусах, что снижает эффективность сборных конструкций при обработке материалов с низкой теплопроводностью (труднообрабатываемых), а также при обработке поверхностей большой протяженности;
• ограниченные возможности варьирования рядом геометрических параметров при создании инструмента, приводящие к росту динамических нагрузок на технологическую систему;
• погрешность формы обработанной поверхности, возникающая из-за установки пластин с прямолинейной режущей кромкой в корпусах под углом к оси фрезы, или если пластина имеет винтовую режущею кромку, то угол винтовой поверхности рассчитан только для одного базового диаметра, для других будет иметь место погрешность формы обработанной поверхности;
• высокая первоначальная стоимость корпусов инструмента.
С учетом того, что недостаткам инструмента с не-перетачиваемыми пластинками, особенно вращающегося, уделено недостаточное внимание, рассмотрим его подробнее.
Если при точении и в большинстве случаев при торцовом фрезеровании преимущества инструмента с неперетачиваемыми пластинками несомненны, то при концевом фрезеровании, особенно для концевых Кпр
3,5
2,5
1,5
0,5
фрез небольших диаметров (менее 50 мм), а также при обработке нежестких элементов конструкций деталей возникают вопросы о целесообразности его использования.
В качестве критериев, определяющих эффективность применения тех или иных конструкций концевых фрез, необходимо использовать: производительность; жесткость фрез;
характер изменения динамических нагрузок; биение режущих кромок; возможность применения концевых фрез для чистовой обработки.
Относительный коэффициент производительности для сопоставляемых конструкций концевых фрез может быть определен по формуле
кпр =П к
£
1 =1 мин.б
(1)
где 8нин.н - минутная подача фрез, сравниваемых с ранее применяемыми конструкциями (базовыми); Зшн.б- минутная подача для ранее применяемых
п
фрез; ПК - произведение коэффициентов, завися-
/=1
щих от материала режущей части, геометрических параметров, дефектов пайки, заточки и т.д.
Зависимости коэффициентов производительности от диаметра для различных конструкций фрез приведены на рис.2-4.
У
✓ / г
_ /
£ с
V <
с МНП 1=9,5х9,5мм, тв.спл. с МНП 1=12,7х12,7мм, тв.спл. с МНП 1=15,8ммх15,8, тв.спл. монолитная 2тах, тв.спл. с МНП 1=9,5х9,5мм, бр.ст с МНП 1=12,7х12,7мм, бр.ст с МНП 1=15,8х15,8мм, бр.ст. монолитная 2тах, бр.ст.
16 20 25 32 40 50 63
80 100
Д,мм
3
2
1
0
Рис.2. Зависимость коэффициентов производительности от диаметра концевых фрез при чистовой обработке
Кпр 1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
с МНП !=9,5х9,5мм, тв.спл.
с МНП !=12,7х12,7мм, тв.спл.
с МНП !=15,8х15,8мм, тв.спл.
монолитная 2т1п, тв.спл.
с МНП !=9,5х9,5мм, бр.ст
с МНП !=12,7х12,7мм, бр.ст
с МНП !=15,8х15,8мм, бр.ст.
16 20 25 32 40 50 63 80 100 Д,мм
Рис.3. Зависимость коэффициентов производительности от диаметра концевых фрез при черновой обработке Кпр
3
с МНП !=12,7мм, тв.спл.танг
с МНП !=15,8мм, тв.спл.танг
с МНП !=12,7мм, бр.ст
с МНП !=15,8мм, бр.ст.
50
63
80
100
Р,мм
Рис.4. Зависимость коэффициента производительности от диаметра для фрез с тангенциальным расположением пластин
Коэффициенты производительности для фрез с неперетачиваемыми пластинками из быстрорежущих сталей приведены для радиального расположения пластин. Коэффициенты производительности были определены путем сравнения с фрезами с напайными винтовыми пластинками твердого сплава с параметрами рабочей части по ГОСТ24637-81 «Фрезы концевые, оснащенные винтовыми твердосплавными пластинками, для обработки деталей из высокопрочных
сталей, титановых на станках с программным управлением».
Полученные результаты показали, что при чистовом фрезеровании монолитные концевые фрезы с оптимально выбранными конструктивными параметрами [1,2] как из твердого сплава, так и из качественных быстрорежущих сталей имеют несомненное преимущество по производительности перед сборными конструкциями фрез. Это объясняется тем, что моно-
литный инструмент для чистовой обработки при прочих равных условиях имеет большее число зубьев, следовательно, съем металла будет происходить при больших значениях минутных подач. Число зубьев сборных фрез зависит от размеров неперетачиваемых пластин и способов их закрепления в корпусах.
При черновом фрезеровании монолитные твердосплавные фрезы также превосходят сборные конструкции в диапазоне диаметров до 40 мм, больших размеров фрезы серийно не выпускаются, хотя известны случаи применения концевых фрез диаметром 47 мм. В диапазоне диаметров более 50 мм сборные концевые фрезы по производительности предпочтительнее инструмента с напайными пластинками твердого сплава. Эффект от их применения может быть повышен при использовании специальных пластин твердого сплава, например, с размерами в плане 15,875х6,35 мм, что позволяет увеличить количество зубьев фрез.
сти фрез целесообразно ввести коэффициент жесткости. Его значение может быть определено как произведение модуля упругости на момент инерции поперечного сечения фрез:
К1 = Е ■ I, (2)
где Е - модуль упругости материала фрезы, для сборных фрез корпуса фрезы, МПа; I - момент инерции поперечного сечения рабочей части фрезы ее корпуса, мм4.
Для сравнения коэффициенты жесткости для различных конструкций концевых фрез приведены на рис.5. Минимальные значения коэффициентов имеют фрезы для черновой обработки (числа зубьев определены из условия размещения стружки, для сборных фрез наибольший допустимый размер пластин), максимальные - для чистовой, т.е инструмента с большим числом зубьев. График приведен из условия освоения производства монолитных фрез диаметром 40 мм. Нетрудно увидеть, что для фрез меньших диаметров
мин макс
□б/р монолитн. ■тв.спл. монолитн. □ нап.пл. тв. епл. ■ сборная с МНП
Рис.5. Коэффициенты жесткости для фрез диаметром 40 мм
Если решать вопросы о применении концевых фрез со специальными пластинками, то наиболее эффективным будет тангенциальное расположение пластин твердого сплава (рис. 4). Фрезы с тангенциальным расположением пластин обеспечивают увеличение минутной подачи в 2-2,5 раза, а в ряде случаев и выше в условиях черновой обработки.
Значительное влияние на работоспособность концевых фрез оказывает их жесткость, особенно при большой ширине фрезерования. Для оценки жестко-
кус
20000 18000 16000 14000 12000 10000 8000 6000 4000 2000 О
мин макс
характер изменения жесткости аналогичен приведенному на рис. 5, а для фрез больших размеров график будет иметь вид рис. 6.
Зная коэффициенты жесткости, можно определить возможность увеличения длины рабочей части фрезы. Коэффициент изменения длины режущей части может быть рассчитан по формуле
Е ■ I
К, =-!—!-, (3)
Е ■ I
-Ч-+1 11+1
где Б(м) - модули упругости сопоставляемых конст-
■ б/р монолитн. □ нап.пл. тв. спл.
■ сборная с МНП
Рис.6. Коэффициенты жесткости для фрез диаметром более 40 мм; С - масштабный коэффициент
рукций фрез, МПа; ¡¡(¡+1) - моменты инерции сечений рассматриваемых фрез, мм4.
Ввиду того что основным критерием выбора фрез для многоцелевых станков является производительность для обоснования выбора той или иной конструкции концевой фрезы, целесообразно применить дополнительный комплексный технологический показатель, а именно
К, = К ■ К..
> пр .
ю 1000000
100000
10000
1000
100
(4)
gradP = | ——— т I соъа
(6)
где С - постоянный коэффициент, зависящий от обрабатываемого и инструментальных материалов и условий фрезерования (Бе, В- ширина фрезерования, мм; Р - сила фрезерования, Н; ш - угол подъема винтовой линии зуба, град; ш' -условный угол подъема винтовой линии зуба, град; твр - время врезания зуба, необходимое для достижения установившегося
ж*'
сборн. с мнп тв. спл.
б/р монолитн. сборн. с мнп б/р с напайн. пласт. тв. спл. монолитн.
20
30
40
50 60Р,мм
Рис.7. Зависимость комплексного технологического показателя для различных конструкций фрез
Данный показатель позволит обосновать рациональный выбор конструкции инструмента. Высокая жесткость позволит повысить виброустойчивость и производительность, улучшить экономические показатели (технологическую себестоимость). Графическая интерпретация данного коэффициента для различных конструкций концевых фрез приведена на рис.7.
Полученные результаты показали, что монолитные фрезы малых диаметров, в том числе из быстрорежущих сталей эффективнее сборных конструкций тех же диаметров. Это объясняется тем, что сборные фрезы имеют конструктивно ограниченное число зубьев, а у монолитных фрез число зубьев ограничивается только размещением стружки в стружечных канавках и допустимым числом переточек. Большее количество зубьев при прочих равных условиях обеспечивает высокую интенсивность процесса фрезерования.
Для оценки динамики процесса фрезерования применим понятие градиента сил фрезерования, величину которого можно определить по формуле (Н/мин)
р
gradP =— , (5)
или, что удобнее для выполнения анализа, выразив силу резания через ширину среза. Для условий, когда ш < ш', формула примет следующий вид (Н/мин):
значения ширины среза, мин; п1 - показатель степени влияния ширины среза на силы резания; кос - число одновременно работающих зубьев по осевому шагу.
Для фрез с прямым зубом твр= 0, а gradP ^да, т.е. имеет место ударная нагрузка (рис.8).
Аналогичная форма импульсов силы характерна и для сборных конструкций, углы наклона режущих кромок которых находятся в пределах 5-15°. Угол наклона режущих кромок несколько увеличивает время врезания пластинок, которое можно определить по формуле (мин)
Тр =■
(С - Щ
пБп
(7)
где 1пл - высота неперетачиваемой пластины твердого сплава (быстрорежущей стали), мм; гпл - радиус сопряжения режущих кромок пластины, мм; А - угол наклона режущей кромки пластины в корпусе фрезы, град.
При увеличении угла наклона режущих кромок фрез с винтовым зубом, несмотря на увеличение активной длины режущих кромок, возрастает время врезания зуба до достижения максимального значения ширины среза и gradP становится минимальным при ш = ш'. Время врезания зуба в данном случае равно времени выхода и может быть определено по формуле (мин)
т
вр
—tgю пБп
(8)
где п - частота вращения шпинделя, мин .
Характер изменения сил фрезерования приведен на рис. 9.
Для значений ш > ш', что характерно только для монолитных концевых фрез в, ширину среза необходимо рассчитывать по формуле (мм) лБв
в =-. (9)
360 Б1ПЮ
В этом случае значение градиента определяется зависимостью (Н/мин)
gradP =-
С ( пВв
360 БШЮ
(10)
где О - диаметр фрезы, мм; в - угол контакта фрезы с заготовкой, град.
В этом случае градиент максимален при ш = ш' и его значение равно минимальному значению, определенному по формуле (6), и будет стремиться к нулю по мере увеличения угла подъема винтовой линии зубьев фрезы и уменьшения угла контакта фрезы с заготовкой. Время врезания зуба для условий фрезерования, когда ю > ю1, можно определить по формуле (мин)
г—. (11) 360п
Характер изменения сил фрезерования приведен на рис.10.
Рис.8. Типовая форма импульсов сил фрезерования для концевых фрез с прямым зубом, фрезерование попутное
Рис.10. Типовая форма импульсов сил фрезерования для концевых фрез при а > а1
Дополнительно необходимо учесть то, что большие углы подъема винтовых линий зубьев создают меньшие нагрузки на технологическую систему, так как ширина среза при а>а1 значительно меньше, чем для условий фрезерования при а <а' [2].
Монолитные концевые фрезы для обработки труднообрабатываемых материалов имеют биение режущих кромок, не превышающее 0,01 мм, допуск на диаметр хвостовика И5 (до 2008 г. хвостовик выполняли по И6) и допуск на диаметр рабочей части +0,05 мм (см. 0!М6527_). У фрез для высокоскоростной обработки требования к точности изготовления значительно выше. Допуск на диаметр рабочей части варьируется в пределах от 0,006 до 0,013 мм соответственно для фрез диаметром от 3 до 25 мм [3,4]. Биение режущих кромок при этом не может превышать (0,3-0,5) допуска на диаметр. Все это обеспечивает высокую работоспособность фрез при частотах вращения шпинделя до 45000-80000-мин-1 и низкую высоту микронеровностей порядка Ре=1,6-3,2 мкм (Ра=0,40-0,80 мкм) при обработке деталей из алюминиевых сплавов. Кроме того, столь жесткие требования к изготовлению инструмента обеспечивают динамическую балансировку инструмента по классу 0=1,25 и выше.
п, об/мин
возможно, позволит изменить эти ограничения за счет меньшего радиуса округления режущих кромок, но для этого необходимо выполнение экспериментальных работ, в том числе и испытаний образцов на малоцикловую прочность. Для титановых сплавов наиболее весомым фактором, определяющим работоспособность инструмента, является биение режущих кромок. При биении не более 0,01 мм также может быть обеспечено формирование микрорельефа с высотой микронеровностей в пределах Ре=1,6-3,2 мкм (Ра=0,40-1,40 мкм).
Для сравнения на рис. 11 приведены допустимые частоты вращения шпинделя при фрезеровании алюминиевых сплавов при скорости резания 1000 м/мин и титановых - при 50 м/мин для твердосплавных фрез, а также при скорости резания 200 м/мин для фрез из быстрорежущих сталей типа НББОо.
Приведенный график подчеркивает необходимость предъявления различных требований к твердосплавному инструменту для обработки алюминиевых и титановых сплавов. Более того, требования будет различаться для фрез из быстрорежущих сталей и твердого сплава при обработке деталей из алюминиевых сплавов. Фрезы для обработки титановых сплавов не критичны к точности изготовления ряда конструк-
100000
10000
1000
100
ч
Чч
алюм. сплавы
титановые сплавы
алюм. сплавы-НББСо
Рфр,мм
10 15 20 25 32 40
Рис.11.Сопоставление допустимых частот вращения шпинделя для титановых и алюминиевых сплавов
При фрезеровании деталей из титановых сплавов частота вращения шпинделя ограничена максимально допустимой скоростью резания 110 м/мин и минимальной толщиной среза 0,06 мм из-за опасности воспламенения стружки [5]. Применение инструментальных материалов с величиной зерен 0,2-0,4 мкм,
тивных параметров, таких как высота зуба, радиуса впадин и спинок, так как требования к дисбалансу практически минимальные. У фрез для обработки алюминиевых сплавов низкая точность даже конструктивных параметров, не влияющих на процесс резания, приводит к смещению центра масс и соответственно
увеличению динамического дисбаланса и как следствие снижению ресурса электрошпинделей оборудования. Требования по биению режущих кромок в том и ином случае остаются жесткими. Биение режущих кромок влияет на стойкость инструмента [5,6] и определяет характер динамических нагрузок на технологическую систему и соответственно качество обработанной поверхности. Влияние биения на характер изменения сил фрезерования приведено на рис.12, 13.
При большом биении режущих кромок наблюдается значительное колебание сил фрезерования и даже может быть нарушена непрерывность съема работы одного зуба. На осциллограмме отчетливо видно, что 2й зуб врезался дважды. Подобные явления могут привести к появлению автоколебаний и как следствие значительной волнистости на обработанной поверхности и разрушению инструмента. След автоколебательной волны приведен на рис.14, а осциллограмма вибраций - на рис.15.
Рис.12. Осциллограмма составляющей силы фрезерования Ру при концевом фрезеровании титанового сплава ВТ20: концевая фреза D=50 мм, Z=4, ВК8, 5тах=0,06 мм, фрезерование попутное
Z1
Z2
Z2
Z4
Рис.13. Осциллограмма составляющей силы фрезерования Ру при концевом фрезеровании титанового сплава ВТ20: концевая фреза D=50 мм, Z=4, ВК8, 5max=0,01 мм, фрезерование попутное
Рис.14. Волнистость обработанной поверхности из-за многократного прерывания съема отдельных элементов стружки из-за биения режущих кромок и упругих деформаций фрезы
Рис.15. Автоколебения при нарушении непрерывности процесса удаления одного элемента стружки
При уменьшении биения режущих кромок с 0,05 до 0,02 мм по данным [5,6] происходит увеличение стойкости в 2 раза и снижение высоты микронеровностей. Зависимость изменения шероховатости обработанной поверхности от биения режущих кромок приведена на рис.16.
Для фрез, оснащенных неперетачиваемыми пластинками, наблюдается другая картина. Биение режущих кромок определяется как точностью изготовления гнезд под пластинки в корпусах фрез, так и классом точности самих пластин. Для удобства анализа целесообразно выявить влияние вышеприведенных факторов в системе координат станка при изготовлении инструмента. Схемы для расчета приращения диаметра по координатным осям станка приведены на рис.17,18.
Фактическое значение заднего угла для негативных пластин равно установочному (расчетному), а для
позитивных определяется как разность задних углов пластины и установочного угла. Приращения размеров диаметра по координатным осям могут быть определены по формулам (мм)
А z = R(1 -
1+
R
-);
6 c
А, = R(1 61 + я
(12)
(13)
Соответственно значения ^8у и опреде-
ляются по зависимостям (мм)
Y.Sy = ÖH + ÖLnn
(14)
Ра,мкм
1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0
радиус цилиндр
0,04
0,02
0,01
Рис.16. Зависимость шероховатости от биения режущих кромок: D=50 мм, В=50 мм, n=998 мин-1, Sz=0,12 мм/зуб, t=1 мм, z=4, обрабатываемый материал В95ПЧ, материал режущей части ВК8, фрезерование попутное
т* =
оси У:
бс + б:
'Бпп
(15)
Ау= А1 .
(16)
где бн - поле допуска на размер опорной поверхности под пластинку по координате У, мм; б_пл - поле допуска на размер неперетачиваемой пластинки по координате У, мм; бс - поле допуска на размер опорной поверхности под пластинку по координате 2, мм; бэ^ - поле допуска на размер пластинки по координате 2, мм.
Результирующее биение режущих кромок определяется векторной суммой результатов, полученных по формулам (14) и (15). С учетом того что точность перемещения по координатным станка одинакова, следует вывод о том, что приращение радиуса фрезы от полей допусков, расположенных по оси 2, при изготовлении должно быть равно приращению радиуса по
После подстановки формул (12), (13) и преобразований получим в окончательном виде:
т*
т*
• = ^а,
(17)
или в виде, пригодном для проектирования пластин и фрез:
Т* = Т*с18*. (18)
Зависимость (17) позволяет оптимизировать поля допусков как на размеры неперетачиваемых пластин твердого сплава, так и на размеры базовых поверхностей корпусов фрез. Это особенно важно при проектировании фрез и пластин для обработки материалов с низкими модулями упругости, таких как алюминиевые
У
Рис.17. Расчетная схема для определения биения режущих кромок смежных пластин фрезы в зависимости от точности изготовления корпусов фрез и степени точности применяемых пластин (негативные пластины)
У
В
фр
^ J
Ьпл,
к
Н
1
N
А
Рис.18. Расчетная схема для определения биения режущих кромок смежных пластин фрезы в зависимости от точности изготовления корпусов фрез и степени точности применяемых пластин (позитивные пластины): - координаты опорных поверхностей корпуса фрезы под пластинки; 1ПП, 5ПП - соответственно высота и толщина пластинки; а - установочный задний угол
5
ил
и титановые сплавы, из-за необходимости обеспечения больших значений задних углов. Графическая интерпретация соотношения полей допусков по координатным осям приведена на рис. 19.
к
Рис.19. Соотношение полей допусков на изготовление опорных поверхностей под пластинки и самих пластин при условии совмещения систем координат станка и фрезы при изготовлении
Полученные результаты говорят о том, что для фрез с большими задними углами необходимо применять пластины только классов точности Р и Н, имеющими допуск на диаметр вписанной окружности ±0,013 мм и толщину ± 0,025 мм, а фрезы с малыми значениями задних углов можно оснащать пластинками класса С. Так, например, для фрезы диаметром 20 мм пластинки классов Р и Н при заднем угле, равном 20°, будут иметь биение режущих кромок, равное 0,04 мм, а при уменьшении заднего угла до 5° биение изменится до 0,036 мм. Для пластин класса точности А (допуски на диаметр вписанной окружности и толщину равны ±0,025 мм) биение составит 0,06 мм для любых значений задних углов, а для пластин класса точности С при допусках ±0,025 мм и ±0,13 мм биение будет соответственно равно 0,086 мм для заднего угла 20° и 0,042 мм для заднего угла 5°.
Для обеспечения нормальной работоспособности фрез толщины среза по крайней мере в 2 раза должны превышать биение режущих кромок. В производственных условиях это может быть выполнено селективным подбором комплектов пластин для их оснащения. У монолитных фрез минимальная толщина среза ограничивается только радиусом округления режущих кромок и для современных материалов (особомелко-зернистые твердые сплавы и порошковые быстрорежущие стали) может быть в пределах 0,015-0,03 мм, что недостижимо для фрез с неперетачиваемыми пластинками за исключением инструмента с одной режущей кромкой (зубом, в том числе и комплексным).
Концевые фрезы с неперетачиваемыми пластинками имеют дискретные режущие кромки зубьев. В зависимости от расположения пластин вдоль одного зуба можно выделить фрезы с шахматным расположением пластин и длиннокромочные. Схемы расположения пластин приведены на рис.20.
а б
Рис.20. Схемы расположения пластин в корпусах концевых фрез: а - с шахматным расположением пластин; б - длиннокромочных
Фрезы с шахматным расположением пластин имеют вдвое меньшую активную длину режущих кромок, но каждая пластинка работает с большими толщинами среза с учетом того, что толщина среза влияет на силы резания в меньшей степени, чем ширина. С учетом этого инструмент, работающий с применением переменных схем резания, обеспечивает более низкие нагрузки на технологическую систему, уменьшение сил фрезерования зависит от обрабатываемых материалов и составляет от 30 до 50% [7]. Повышенную нагрузку на торцовые пластины можно снизить за счет расположения на торцовой части разновысотных пластин (рис.21).
Рис.21. Фреза с расположением пластин в шахматном порядке на цилиндрической части и разновысотных пластин на торце
При назначении режимов фрезерования для данных конструкций фрез необходимо учитывать, что торцовые пластины не должны работать с толщинами среза сопоставимыми с биением режущих кромок, т.е. должно быть выдержано условие, что, а>25, при этом на цилиндрической части толщина среза не должна превышать значение ломающей подачи.
В общем случае неперетачиваемые пластины имеют прямолинейные режущие кромки, в последнее время появились пластины с режущей кромкой, выполненной по винтовой поверхности (рис.22).
а б
Рис. 22. Неперетачиваемые пластины с прямолинейной (а) и винтовой (б) режущими кромками
Для снижения динамических нагрузок в моменты врезания режущих кромок пластины устанавливаются в корпусах под углом наклона режущих кромок А. Пе-
ресечение цилиндрической поверхности плоскостью под углом к оси фрезы формирует след на обработанной поверхности в виде большой дуги эллипса. Для пластин с винтовой режущей кромкой для расчетного диаметра будет формироваться плоский след обработанной поверхности в пределах высоты пластины, но для диаметров фрез, не соответствующих расчетному, отклонение от прямолинейности будет меньших размеров, чем для прямолинейных режущих кромок. Погрешность формы обработанной поверхности по оси фрезы можно рассчитать по следующим формулам (мм):
А = 0,5Вфр (1 - соб агсБт
(Ьпл - 2Ят )ип X
В
) ,(18)
фр
А = 0,5Вфр (-
1
соб ат^
(^ - )ип X
-1) .(19)
В
фр
Расчетные значения отклонений от прямолинейности, создаваемые каждой режущей кромкой, зависят от расчетной схемы при проектировании фрез, но результаты расчета по формулам близки. Практически рассчитанные отклонения влияют только на фактическую величину припуска на чистовую обработку. Формируемая погрешность формы для длиннокромочных фрез приведена на рис. 23.
Значения погрешности формы обработанной поверхности в зависимости от длины режущих кромок и диаметра инструмента приведены на рис.24.
Биение режущих кромок несколько искажает приведенную картину за счет того, что режущие кромки
Рис.23. Теоретическая макропогрешность профиля обработанной поверхности по оси фрез: й'фр- расчетный диаметр фрезы, проходящий через середину длины режущей кромки; мм; йфР - диаметр фрезы по наиболее выступающей части прямолинейной режущей кромки пластины, мм; £ -2Я - активная длина режущей части пластины, мм; £ - диаметр вписанной окружности или расчетная длина режущей кромки пластины, мм; Япп - радиус сопряжения режущих кромок, мм; А - угол наклона неперетачиваемой пластины в корпусе фрезы, град.
Д,м
0,2 0,18 0,16 0,14 0,12 0,1 0,08 0,06 0,04 0,02 0
0фр20 йфр30 ■йфр40 йфр50 Рфр60
6,35
9,525
12,7
15,875 1пл,мм
Рис.24. Погрешность формы обработанной поверхности в зависимости от длины режущих кромок (А -15°)
расположены выше или ниже расчетного диаметра. Это приводит к тому, что в работу вступает радиусная режущая кромка пластин, затрудняющая стружкообра-зование. В том и ином случае имеют место острые риски, направление которых совпадает с направлением подачи. В соответствие с инструкцией [8] допускается перепад толщин высотой до 0,3 мм при условии их сопряжения радиусом не менее 2 мм. В нашем случае это требование не выполняется. Следовательно, сборные фрезы пригодны только для черновой и получистовой обработки в условиях высокой жесткости технологической системы. Применение сборных фрез для чистовой обработки возможно только при последовательной обработке стенок по методу деления ширины фрезерования инструментом с пластинами, расположенными в один ряд по высоте, и смещением эквидистант в пределах поля допуска в соответствии с рис. 25, 26, но это связано со значительным снижением производительности.
Рис.25. Фрезерование кармана сборными фрезами с делением припуска по ширине фрезерования
диаметром до 40 мм и в ряде случаев - фрезы больших диаметров.
2. С учетом того что твердосплавные фрезы, как правило, выпускаются с максимальным диаметром 20-32мм, с технологической точки зрения целесообразно рассмотреть возможность изготовления монолитных твердосплавных фрез диаметром до 40 мм как для черновой, так и с увеличенными числами зубьев и углами наклона винтовой линии для чистовой обработки.
3. Монолитные конструкции концевых фрез обеспечивают низкий уровень динамических нагрузок на технологическую систему и поэтому пригодны для обработки конструктивных элементов деталей низкой жесткости.
4. Монолитные концевые фрезы из твердого сплава имеют наиболее высокую жесткость и, следовательно, при фрезерования будут обеспечивать не только высокую точность обработки за счет снижения упругих деформаций фрез, но и более низкую высоту микронеровностей.
5. Сборные конструкции концевых фрез диаметром более 40 мм целесообразно применять в условиях высокой жесткости технологической системы в первую очередь для черновой обработки.
6. Сборные фрезы обеспечивают повышение производительности по сравнению с фрезами с на-пайными пластинками при диаметрах инструмента 40 мм и более.
7. Набольший эффект наблюдается от применения фрез с тангенциальным расположением пластин твердого сплава.
8. Для обработки материалов с низкими значениями модулей упругости необходимо создание специальных пластин, обеспечивающих реализацию геометрических параметров инструмента в соответствии с рекомендациями ВИАМ и НИАТ.
Эквидистанта 1го прохода
Поле допуска
Эквидистанты 2го и последующих проходов
т
еоретическии контур детали
Рис.26. Схема расположения эквидистант при фрезеровании стенок деталей по методу деления припуска по ширине фрезерования: (-) - отклонение в тело детали; (+) - отклонение в сторону увеличения размера
Полученные результаты позволяют сделать следующие выводы:
1. При обработке деталей на многоцелевом оборудовании с высокой стоимостью часа работы станка при прочих равных условиях наиболее эффективны монолитные твердосплавные концевые фрезы
9. Применение сборных фрез для чистовой обработки возможно, если высота обрабатываемого конструктивного элемента меньше высоты пластины и погрешность формы находится в пределах поля допуска на толщину или по схеме деления ширины фрезерования в соответствии с рис.25, 26.
1. Балла О.М. Обоснование выбора схем расположения пластин в корпусах фрез // Вестник ИрГТУ. Серия «Машиноведение». 2006. № 4. С. 63-68.
2. Балла О.М. О выборе углов подъема винтовой линии зубьев концевых фрез // Авиационная промышленность. 2009. № 1. С. 27-30.
3. Монолитные твердосплавные инструменты. SGS TOOL COMPANY. WORLD HEADQUATERS. Ohio 44262, 2004. 73 c.
4. Solid carbide tooling. Garryson Inc. St. Louis, MO63146, USA. 2004. 94 p.
Библиографический список
5. Кондратов А.С. Вопросы технологических режимов резания // Труды института N 256. М.:НИАТ, 1968. 64с.
6. Жарков И. Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Л.: Машиностроение, 1986. 200 с.
7. Балла О.М., Замащиков Ю.И., Лившиц О.П. и др. Фрезы и фрезерование: монография / под общ. ред. А.И.Промптова. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2006. 172 с.
8. Фридляндер И.Н., Кишкина С.И., Кутайцева Е.И. Конструирование и технология изготовления деталей из высокопрочных алюминиевых сплавов В95; В95ПЧ.; В93 и В93ПЧ. Инструкция 1021-73. М.: ВИАМ, 1973. 25 с.
УДК 621.01:534
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ СВЯЗЕЙ В КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ МЕХАНИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ ВРАЩАТЕЛЬНОГО ТИПА
В.Г.Грудинин1
Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет, 664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Проведен анализ введения дополнительных связей в колебательные механические системы вращательного типа. Рассмотрена возможность введения в колебательную механическую систему инерционных звеньев с целью реализации дополнительных связей. Ил. 13. Библиогр. 2 назв.
Ключевые слова: механические колебания; дополнительные связи; динамическое гашение колебаний.
STUDY OF THE EFFECT OF ADDITIONAL CONSTRAINTS IN ROTATING TYPE VIBRRATORY SYSTEMS V.G.Grudinin
National Research Irkutsk State Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074.
The author carries out the analysis of the introduction of additional constraints in rotating type vibratory systems. He examines the possibility to introduce inertial links into the vibratory system in order to implement additional constraints. 13 figures. 2 sources.
Key words: mechanical vibration; additional constraints; dynamic antihunting.
Элементы теории колебательных систем с дополнительными связями. Работа посвящена исследованию механических колебательных систем вращательного типа и базируется на идее введения в исходную колебательную систему дополнительных связей, а также предложены способы технической реализации дополнительных связей в колебательных системах вращательного типа.
Под дополнительной связью понимается составная часть структурной схемы рассматриваемой системы, образующая путь и направление передачи воздействия в дополнение к основной цепи воздействий между звеньями или к какому-либо ее участку. Порядок дополнительных связей определяется порядком производной в их операторе, наиболее полно характеризующем их динамические свойства.
Предлагается устройство, позволяющее осуществить такую реализацию, и рассматриваются некоторые вопросы теории колебательных систем вращательного типа с дополнительными связями.
Рассмотрим кратко основные аспекты теории ко-
1Грудинин Владимир Гарриевич, старший преподаватель кафедры конструирования и стандартизации в машиностроении, тел.: (3952) 405146.
Grudinin Vladimir, Senior Lecturer of the Department of Designing and Standartzation in Mechanical Engineering, tel.: (3952) 405146.
лебательных систем с дополнительными связями, причем для наглядности будем наряду с дифференциальными уравнениями движения использовать их графические структурные аналоги.
Для простейшей колебательной системы вращательного типа с силовыми и кинематическими возмущениями (см. рис. 1) движение системы описывается уравнением вида
зА + сф = сф (/)+м (г) = / (г), (1)
где / (() - обобщенное возмущение; ф1 () и м ^) -
заданные функции времени.
Применив к уравнению (1) прямую операцию Лапласа и принимая нулевые начальные условия, получим
3 2^2 Р 2 + С12^2 = С12^1 + М (Р)
или
с12ф + М ( р )
ф2 = 3 V), ( 2)
32 Р + С12
