CC BY
12
МЕТАЛЛООБРАБОТКА
ОБРАБОТКА МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ □ОЫ ЧЦ^У
УДК 621.9
Параметрические исследования составных твердосплавных концевых фрез
Б. Я. Мокрицкий, Д. А. Пустовалов, П. А. Саблин, Г. В. Коннова, Е. Г. Кравченко
Высокая цена твердосплавных концевых фрез не свидетельствует о том, что требуемая точность обработки заготовки и производительность механической обработки могут быть получены только такой фрезой. Эти же показатели можно достичь при использовании составных фрез, у которых хвостовая часть выполнена из конструкционного материала, рабочая часть — из твердосплавного материала, части между собой ориентированы и соединены. Варианты ориентирования и соединения могут быть разными, это влияет на эксплуатационные показатели и область применения того или иного варианта конструкции фрезы.
Ключевые слова: выбор рационального соотношения длин различных участков составных твердосплавных концевых фрез, снижение стоимости инструмента, обеспечение точности обработки.
Введение
Рассмотрим пример применения твердосплавных фрез при обработке заготовок деталей, типичных для авиационной отрасли, (рис. 1).
Из общей длины Ь фрезы 1 при фрезеровании стенки паза заготовки 2 участвует лишь некоторая доля Н режущей части Ьр фрезы. Значительная часть Ьз длины Ь хвостовика фрезы располагается в зажимном устройстве 3.
Концепция для проектирования фрез состоит в том, что для экономии затрат на инструмент из конструкционной стали необходимо выполнить хотя бы ту часть хвостовика, которая размещается в зажимном устройстве (в патроне). Это треть и более от длины фрезы. Исследования поведения стержня фрезы по длине и направлению прогиба от действия сил резания показали правомерность концепции. Во многом это связано со спецификой процесса резания при фрезеровании такими фрезами (рис. 2).
На рис. 2 линией 1 выделен контур кармана в заготовке 2, образуемый при перемещении фрезы 3 в направлении подачи 8в. Положим,
что за один проход фреза обрабатывает ширину Ь, равную радиусу фрезы. При таких условиях нагружения срезаемый слой имеет на входе зуба фрезы в резание некоторую толщину ^вх, а на выходе — нулевую толщину. Результирующая сила резания Р1, направлен-
Рис. 1. Схема обработки концевой фрезой стенки паза в заготовке детали
ная по нормали к формируемой поверхности реза, является в прямоугольной декартовой системе координат диагональю прямоугольника составляющих Рх1 и Р^д силы резания. При обратном ходе фрезы (подача 5П) условия эксплуатации совершенно иные: результирующая сила Р2 и продольная составляющая Ру2 силы резания имеют иное направление, срезаемый слой на входе зуба фрезы в резание имеет нулевую толщину, а на выходе — толщину *вых.
Это приводит к тому, что при одних параметрах режима резания даже только изменение направления подачи фрезы (стола с заготовкой) приводит к изменению (рис. 3-5) расположения корпуса фрезы относительно обрабатываемой поверхности. Например, только за счет этого угол наклона (прогиба) оси фрезы из-за различия в направлениях и зна-
Рис. 2. Различие условий нагружения фрезы при встречном и попутном фрезеровании
Рис. 4. Примеры превалирующего вида разрушения цельных твердосплавных фрез
12 3
4 5
Рис. 3. Деформация В фрезы под действием силы резания при обработке стенки паза в заготовке:
1 — хвостовик; 2 — режущая часть; 3 — устройство закрепления фрезы на станке; 4 — стенка паза; 5 — заготовка
Рис. 5. Варианты исполнения фрез:
1-3 — составные фрезы; 4 и 5 — твердосплавные режущие части составных фрез (у режущей части 4 при демонтаже произошел скол пояска); 6 — цельная составная фреза
6
ШШШМБОТКА
чениях результирующих сил резания Р^ и Р2 может быть различным и направлен по-разному. В определенных условиях это может привести к образованию брака. Отсюда следуют требования:
• при проектировании составных фрез необходим учет причин возникновения указанных погрешностей;
• при проектировании траекторий перемещения фрезы необходимо сопоставлять допуски на размеры детали и погрешности;
• выбор типа сопряжения (соединения) твердосплавной режущей части фрезы с хвостовой частью (выполненной из конструкционного материала) и местоположения этого сопряжения должен обеспечивать требования точности и производительности изготовления детали;
• затраты по изменению конструкции фрезы с цельной твердосплавной на составную должны быть экономически целесообразны.
Результаты исследования
и их обсуждение
Исследовали поведение концевых цилиндрических фрез (два или три зуба, диаметр 15-20 мм, длина 105-115 мм, длина режущей части 20-30 мм), работающих торцом и цилиндрической частью при обработке аналогичных поверхностей в заготовках деталей, выполненных из различных материалов: авиационных [1] алюминиевых (В95) и титановых (0Т14) сплавов, коррозионно-стойких (Х17Н2) и типовых конструкционных сталей. Конструкционные стали использовались как эталоны для сравнения — это нормализованная сталь 45 и термообработанная сталь 40ХГСА.
Вначале испытания проводились на обще-рекомендуемых режимах резания для выявления рациональной области применения каждой из конструкций фрез.
Затем в рациональной области применения варьировались параметры режима резания для выявления оптимального режима резания.
Далее, увеличивая число оборотов, повышали скорость V резания до достижения величины vв, отождествляемой с высокоскорост-
ным резанием (определяемым по изменению спектра колебаний в технологической системе резания, сопровождавшемуся сменой механизмов стружкообразования и сменой тональности звука резания) [2].
После этого скорость резания повышали более vв для того, чтобы оценить поведение фрез при сверхскоростном резании [3].
В ходе испытаний фрезы оценивали:
• на работоспособность по износу за равное время работы;
• качество обработанной поверхности по отклонению обработанных поверхностей кармана от требуемого положения и заданной шероховатости;
• динамометрические характеристики процесса резания по контролю сил резания и вибраций с помощью лабораторного модернизированного стенда 8ТБ.201-2 (выпуск 2013 г.) для исследования сил резания, вибраций и температуры резания.
Испытывались 12 разных вариантов конструкций фрез, в том числе типовая цельная твердосплавная фреза (поз. 6 на рис. 5).
Обработка производилась на станках MAZAK ^едгех 300, МА655А12А, ФП-17ВС3 в условиях фрезерования торцом и цилиндрической поверхностью фрезы. Представления об условиях обработки может дать следующий пример: концевой монолитной фрезой диаметром 16 мм на станке Еооке Е^1та обрабатывали заготовки, выполненные из сплава 1163Т, при режиме резания: ширина фрезерования при попутной схеме резания 8 мм, глубина фрезерования 2 мм, частота вращения 15 000 об/мин (скорость резания 754 м/мин), подача 3000 мм/мин (0,1 мм/зуб), без применения смазочно-охлаж-дающих технологических сред.
Испытывали по пять фрез каждой конструкции. Например, твердосплавная часть фрезы (поз. 4 на рис. 5) сочленена с хвостовиком, выполненным из конструкционной стали, по конической поверхности. Конструкции других фрез различаются исполнением места сочленения твердосплавной и хвостовой частей для обеспечения работы фрезы с большими крутящими моментами.
Испытания не выявили лучшей (рациональной) конструкции фрезы. Например, при обработке алюминиевого сплава работоспособности фрез всех конструкций сопоставимы,
МЕТАЛЛООБРАБОТКА
разброс значений износа не носит принципиального характера. Однако при увеличении скорости резания число наиболее рациональных конструкций фрез уменьшилось.
Была предпринята попытка выявить лидирующую конструкцию фрезы для каждого вида обрабатываемого материала. Для этого скорость резания увеличивали за пределы того значения ив, которое было принято [5] для этого материала в качестве порогового значения высокоскоростного резания, а именно уве-
а)
1,5
1,25
К
1,75
0,5
7
Номера образцов (конструкций) фрез
б)
1,75
0,5
з
К
0,25
8 9 10
Номера образцов (конструкций) фрез
11
в)
1,5
м1,25
з
К
0,75
78 Номера образцов (конструкций) фрез
Рис. 6. Иллюстрация износостойкости (по износу по задней грани токарного резца за равное время работы при глубине резания 1 мм и подаче 0,11 мм) составных фрез разной конструкции при обработке заготовок деталей, выполненных из разных материалов, на различных скоростях резания: а — при обработке стали 45 (аналогичный результат получен при обработке стали 40ХГСА); б — при обработке высокопрочного алюминий-литиевого сплава В95; в — при обработке коррозионно-стойкой стали Х17Н2
личивали на 20 % (1,2ув), 50 % (1,5ув) и 80 % (1,8ив) по отношению к ив. Графическая иллюстрация отдельных результатов приведена на рис. 6.
Испытывали 11 разных вариантов конструкций составных фрез. В рассмотренных условиях из 11 вариантов конструкций наиболее предпочтительными оказались конструкции, обозначенные на рис. 6 номерами 6, 7, 8, 11. Фреза 6 имела сочленение твердосплавной режущей части с хвостовиком, выполненным из конструкционного материала по коническим поверхностям с углом 60°, фреза 7 — сочленение с центрирующим конусом и шлицевым соединением, фреза 8 — соединение с пояском и крестовым шлицем, фреза 11 — соединение с пояском и шлицем (на конструкции фрез поданы заявки на выдачу патентов, на этот момент ФИПС принял решение о выдаче патентов на полезные модели по заявкам № 2015108180/02(013130), № 2015108181/02(013131), № 2015108174/02(013124), № 2015108200/02(013151) соответственно.
Из данных рис. 6 следует, что только для алюминиевого сплава образцы 7, 8 и 11 примерно равноценны для 20 и 80%-ного увеличения скорости резания, для конструкционной стали 45 (и 40ХГСА) рациональность резко меняется, для коррозионно-стойкой стали — тоже, причем значение износа при обработке конструкционных и коррозионно-стойкой стали оказываются сопоставимыми.
Следует отметить, что при обработке деталей, выполненных из судостроительных броневых сталей АК-29, АК-32, наблюдается аналогичная тенденция в рациональности конструкции фрез.
Приведенные выше данные характеризуют исследуемые конструкции фрез с позиций их работоспособности по периоду стойкости в разных условиях эксплуатации (разные скорости резания и материалы заготовок). Важно отметить, что требованиям точности и шероховатости обработанных поверхностей удовлетворяли все конструкции фрез. Не столь однозначны выводы по силовым и вибрационным параметрам процесса резания, осуществляемого фрезами разной конструкции (рис. 7).
Из данных рис. 7 следует, что:
• максимальные значения силовых нагрузок сопоставимы для фрез разной конструк-
1
6
8
7
1
а)
И
о ,
ф <й
Р и
н п
и &
0 & N и
1М11мШ1^|Ц||||||||| ||
,1ГЧЩ1ГПГ» ГНТТ
акикаЙкй^,:;.
-230-
Г 1 1
I I
0 2 4 б 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 48 50
Время, с
б)
I ||| ||||||11|||||1|1|||||||||1»1»к1>ии»|^||||''' и..........1..........
10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 48
Время, с
О 2 4 6 8 10 12 14 115 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 48 50
Время, с
Рис. 7. Силовые и динамические характеристики процессов резания фрезами разной конструкции в идентичных условиях эксплуатации: а, б — динамометрическая запись трех составляющих силы резания (светло-серый цвет — составляющая силы по оси г, темно-серый цвет — по оси у, черный — по оси х); в, г — синхронная (случаю а и случаю б) динамометрическая запись виброускорений; а, в — синхронные записи для случая работы цельной твердосплавной фрезой; б, г — синхронные записи для случая работы составной фрезой
ции, но у фрезы составной конструкции составляющие силы резания уменьшаются (с 400 до 200 Н) и стабилизируются значительно раньше (с 40 с для случая, показанного на рис. 7, а, до 10 с для случая на рис. 7, б);
• максимальные значения вибраций сопоставимы для фрез разной конструкции, но у фрезы составной конструкции вибрации
в направлении осей х и у уменьшаются, о чем свидетельствуют графики виброускорений, и стабилизируются на 40 % раньше.
Очевидно, это объясняется более высокими упругими свойствами конструкционной стали (в сравнении с твердым сплавом), использованной для изготовления хвостовика фрезы, что обеспечивает более быструю адапта-
цию инструментальной системы к условиям резания.
Выполненные исследования позволяют резюмировать следующее:
1) нет фрезы настолько универсальной конструкции, которая показала бы эффективность в различных условиях эксплуатации;
2) при прочих равных условиях применение цельных твердосплавных фрез оправдано при обработке заготовок, выполненных из труднообрабатываемых материалов, например из титановых сплавов;
3) применение фрез с корпусом из конструкционной стали оправдано в условиях обработки тех авиационных материалов, при которых силы резания минимальны, например при обработке заготовок, выполненных из алюминиевых сплавов;
4) применение составных фрез является компромиссом, оно оправдано по отношению к фрезам со стальным корпусом, предназначенным для обработки материаллов с повышенными прочностью и твердостью, например коррозионно-стойких авиационных сталей.
Заключение
1. Ни цена, ни период стойкости инструмента, ни износ инструмента, ни их отношения не позволяют выделить какую-либо конструкцию фрезы как лучшую. Применение только цельных твердосплавных фрез не является производственной необходимостью. Показано, что имеется возможность приме-
нять и другие конкурентные конструкции фрез, например составные концевые фрезы.
2. Выявлены области эффективного применения составных фрез, рациональные режимы резания для них, рациональные параметры (вид сопряжения, размеры составных частей) их исполнения.
3. Для каждой группы обрабатываемых материалов рациональна своя конструкция фрез.
4. Применение составных фрез взамен цельных твердосплавных дает до 40 % экономии затрат только на приобретении твердого сплава.
Литература
1. Приоритеты авиационных технологий: в 2 кн. / Науч. ред А. Г. Братухин. М.: Изд-во МАИ, 2004. Кн. 2. 640 с.
2. Гусев А. И. Нестехиометрия, беспорядок, ближний и дальний порядок в твердом теле. М.: Физматлит, 2007. 856 с.
3. Никитин Л. В. Статика и динамика твердых тел с внешним сухим трением. М.: Московский лицей, 1998. 272 с.
4. Mokritskii Ya. B. Tool Materials for Chemical Machine Building // Chemical and Petroleum Engineering. 2014. N 49 (9-ю). Р. 639-640. http://rd.springer.com/ article/10.1007/s10556-014-9810-4/fulltext.html
5. Jiqiao L, Baiyun H. Particle size characterization of ultrafine tungsten powder // Int. Jurn. Refract. Met. Hard Mater. 2001. N 19. Р. 89-99.
6. Схемы нагружения и методики оценки физико-механических характеристик и эксплуатационных свойств инструментальных материалов /Б. Я. Мокрицкий, В. В. Петров, В. В. Высоцкий, А. В. Артеменко //Уч. зап. Комсомольского-на-Амуре государственного технического университета. 2013. № 4-1 (13). С. 51-59.
128
№ 6(90)/2015
