CC BY
58
Оригинальная статья / Original article УДК: 621.9.01
DOI: http://dx.d0i.0rg/l0.21285/1814-3520-2018-5-10-27
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ ПУТЕМ ПРИМЕНЕНИЯ ФРЕЗ С ПЕРЕМЕННЫМИ СХЕМАМИ РЕЗАНИЯ
© О.М. Балла1
Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ. Повышение эффективности механической обработки деталей из высокопрочных материалов путем применения специализированных и специальных конструкций фрез с переменными схемами резания. МЕТОДЫ. В ходе работы применялись экспериментальные и теоретические методы исследования повышения работоспособности специализированных и специальных конструкций фрез с переменными схемами резания при черновом фрезеровании высокопрочных материалов. РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ. Исследована эффективность применения переменных схем резания в специализированных и специальных конструкциях фрез при черновом фрезеровании высокопрочных материалов. ВЫВОДЫ. Применение переменных схем резания в конструкциях специализированных и специальных фрез обеспечивает значительное снижение нагрузок на технологическую систему в 1,5-3 раза, обеспечивает формирование мелкой транспортабельной стружки и тем самым дает возможность увеличить число зубьев фрез и обеспечить интенсификацию режимов фрезерования не менее чем на 50-150% при одновременном увеличении стойкости.
Ключевые слова: высокопрочные материалы, специализированные и специальные фрезы, переменные схемы резания, силы резания.
Информация о статье. Дата поступления 02 апреля 2018 г.; дата принятия к печати 02 мая 2018 г.; дата онлайн-размещения 31 мая 2018 г.
Формат цитирования: Балла О.М. Повышение эффективности механической обработки деталей из высокопрочных материалов путем применения фрез с переменными схемами резания // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018. Т. 22. № 5. С. 10-27. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-5-10-27
IMPROVING MACHINING EFFICIENCY OF PARTS FROM HIGH-STRENGTH MATERIALS THROUGH APPLICATION OF MILLS WITH ALTERNATIVE CUTTING PATTERNS
O.M. Balla
Irkutsk National Research Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russian Federation
ABSTRACT. The PURPOSE of the article is to improve the machining efficiency of parts made of high-strength materials through the application of specialized and purpose-designed mills with alternative cutting patterns. METHODS. The study uses experimental and theoretical methods examining the improvement of the performance of specialized and purpose-designed mills with alternative cutting patterns under the rough milling of high-strength materials. RESULTS AND THEIR DISCUSSION. The application efficiency of alternative cutting patterns in the specialized and purpose-designed mills has been studied under the rough milling of high-strength materials. CONCLUSIONS. Application of alternative cutting patterns in the specialized and purpose-designed mills significantly reduces (by 1.5-3 times) the loads on the technological system, provides the formation of fine transportable chips. The latter enables to increase the number of mill teeth and intensify milling modes by not less than 50-150% with simultaneous improvement of durability. Keywords: high-strength materials, specialized and purpose-designed mills, alternative cutting patterns, cutting forces
1Балла Олег Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительных производств Института авиамашиностроения и транспорта, e-mail: [email protected] Oleg M. Balla, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology and Equipment of Mechanical Engineering Production of the Institute of Aircraft Mechanical Engineering and Transport, e-mail: [email protected]
0
0
Information about the article. Received April 02, 2018; accepted for publication May 02, 2018; available online May 31, 2018.
For citation. Balla O.M. Improving machining efficiency of parts from high-strength materials through application of mills with alternative cutting patterns. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2018, vol. 22, no. 5, pp. 10-27. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-5-10-27. (In Russian).
Введение
Заготовки крупногабаритных деталей из высокопрочных материалов характеризуются низкими коэффициентами использования материалов (КИМ) [1, 2], что увеличивает трудоемкость черновой обработки из-за необходимости удаления больших объемов металла. Кроме того, необходимо учитывать, что материалы, применяемые для изготовления деталей, имеют высокие физико-механические характеристики [3], что приводит к большим нагрузкам на технологическую систему, интенсивным вибрациям и разрушению инструмента. Низкая виброустойчивость процесса резания обусловлена как большой активной длиной режущих кромок концевых фрез при черновом фрезеровании [4, 5], так и значительными упругими деформациями конструктивных элементов деталей и фрез. Суммарная амплитуда упругих деформаций в ряде случаев может нарушать непрерывность срезания одного элемента стружки (рис. 1).
Рис. 1. Рельеф обработанной поверхности при нарушении непрерывности резания при удалении одного элемента стружки Fig. 1. Relief of the machined surface at breaking the cutting continuity when removing one element of chips
Формирование подобного рельефа происходит следующим образом. При врезании зуба фрезы вначале под действием значительных сил фрезерования упругие деформации технологической системы превышают мгновенное значение толщины среза, тем самым прерывают процесс срезания одного элемента стружки. Далее все повторяется, а именно: происходит повторное врезание зуба, рост упругих деформаций, выход зуба из работы и т.д. до разрушения инструмента в результате автоколебательного процесса. Возникновение автоколебательного процесса является следствием превышения упругих деформаций над мгновенной толщиной среза. Условия появления автоколебаний в общем случае описываются системой уравнений [6, 7]:
Ш
Y = Уфр.max + У дет.min > d [arCCOS(sin в- ^) - COS Q\
2
vфp.шax
2" 4 R
Y = Уфр.шт + У дет. max > d [arccos(sin в - ) - COS в]
Х = r > S
"rfin -m Q V ^ -7
Х гфр.шт > Sz
(1)
где Y, X - суммарные упругие деформации фрезы и детали соответственно по нормали к обрабатываемой поверхности и в направлении подачи; УфР.мах, УфР.мин - максимальные и минимальные упругие деформации фрезы по нормали к обрабатываемой поверхности; удетмах, Удет.мин - максимальные и минимальные упругие деформации детали по нормали к обрабатываемой поверхности; ХфР,мах, ХфР,мин - соответственно максимальные и минимальные упругие деформации фрезы в направлении подачи; sz - подача на зуб; d - диаметр фрезы; R - радиус обрабатываемой поверхности; 9- угол контакта фрезы с заготовкой.
При высокой жесткости конструктивных элементов деталей условия возникновения вибраций, обусловленных дискретным характером срезания одного элемента стружки, принимают следующий вид:
Y =
Y =
уфр..
уфрт
d
>—
2
d
> —
2
arccosI sinß- — I R
arccos I sine—-l R
Х = r > S
Х rфp.шax > Sz Х = гфр.шт > Sz
(2)
При фрезеровании нежестких конструктивных элементов деталей фрезами высокой жесткости приведенные зависимости принимают следующий вид:
Y= d
Y yдет.маг > ^
Y = Уде
d
> —
arccosI sine—- I-cose
I R J
arccosI sine—- I-cose
I R J
(3)
2
Упругие деформации при равных геометрических параметрах конструктивных элементов деталей и условий фрезерования зависят не только от значений сил фрезерования, но и от модулей упругости обрабатываемых и инструментальных материалов и координат точек приложения сосредоточенных сил. Распределенная нагрузка при срезании одного элемента стружки при черновом фрезеровании не является постоянной величиной (ш > шу), следовательно, изменяются и координаты точек приложения сосредоточенных сил, заменяющих распределенную нагрузку. В этом случае в зависимости от соотношения жесткостей конструктивных элементов детали и фрезы вибрационный след может принять вид, как это представлено на рис. 2.
Значения модулей упругости и пределов прочности обрабатываемых и инструментальных материалов приведены в табл. 1, 2 [3, 8-11].
Рис. 2. Вибрационный след из-за изменения соотношений жесткости при изменении координат точек приложения сосредоточенной силы фрезерования Fig. 2. Vibration trace due to the modification of hardness ratio when varying the coordinates of the application
points of the concentrated milling force
Таблица 1
Модули упругости и пределы прочности обрабатываемых материалов
Table 1
_Elasticity modules and ultimate strength limits of machined materials_
Обрабатываемые и инструментальные материалы / Processed and instrumental materials Временный предел прочности, ов, МПа / Strength time limit, og, MPa Модуль упругости, Е, Мпа / Modulus of elasticity, Е, MPa
Высокопрочные нержавеющие стали / High-strength stainless steels 1000-1200* 220000
Высокопрочные алюминиевые сплавы / High-strength aluminum alloys 490-750 75000
Алюминиево-литиевые сплавы / Aluminum-lithium alloys 440-560 80000
Титановые сплавы / Titanium alloys 1000-1400 115000
*Предел прочности приведен для состояния механической обработки, после старения он значительно выше / The ultimate strength limit is given for the machining condition, after aging it is much higher.
Таблица 2
Модули упругости и пределы прочности инструментальных материалов
Table 2
_Elasticity modules and ultimate strength limits of tool materials_
Инструментальные материалы / Tool materials Предел прочности на изгиб, о, Мпа / Ultimate bending strength, о, MPa Модуль упругости, Е, Мпа / Elastic modulus, Е, MPa
Быстрорежущие стали / High Speed Steels 2500-3400 220000
Твердые сплавы группы ВК (карбид вольфрама на кобальтовой основе / Solid alloys of the cobalt-based tungsten carbide group 1176-2000 585000-655000
Твердые сплавы группы ТК (карбид титана и вольфрама на кобальтовой основе) / Solid alloys of the cobalt-based titanium and tungsten carbide group 1176-1666 430000-560000
Твердые сплавы группы ТТК (карбид титана, тантала, вольфрама на кобальтовой основе) / Solid alloys of the cobalt-based titanium, tantalum and tungsten carbide group 1300-1666 490000-550000
о
Соотношение модулей упругости обрабатываемых и инструментальных материалов позволяет на стадии проектирования технологических процессов прогнозировать вероятность появления автоколебаний, возникающих из-за упругих деформаций и разрушения фрез. С учетом того, что обрабатываемые материалы имеют низкие модули упругости (титановые и алюминиевые сплавы) и высокие прочностные показатели, вопросы снижения сил резания становятся актуальными. Уменьшение сил резания обеспечивает как уменьшение деформаций технологической системы, так и прочность концевых фрез, особенно с большой длиной режущей части. Вопросы прочности фрез особенно актуальны:
- для монолитных конструкций фрез из твердого сплава;
- фрез с напайными пластинками твердых сплавов;
- фрез из высоколегированных марок быстрорежущих сталей, особенно небольших диаметров.
Снижение сил резания на производстве достигается путем:
- удаления припуска на черновую обработку за несколько проходов;
- уменьшения толщин среза (подачи на зуб);
- обработки конструктивных элементов деталей по методу деления ширины фрезерования при их большой высоте.
Все это вызывает снижение производительности механической обработки. Следовательно, необходим поиск других решений, обеспечивающих обработку без снижения интенсивности съема металла.
Одним из направлений, обеспечивающих снижение динамических нагрузок, является управление активной длиной режущих кромок, одновременно участвующих в резании. При черновом фрезеровании уменьшение активной длины режущих кромок может быть обеспечено применением переменных схем резания [12], т.е. изменяя в конструкции фрезы соотношения между толщиной и шириной среза. С учетом того, что показатели степеней влияния на толщину и ширину среза в силовых зависимостях имеют различные значения, наибольший интерес представляет изучение влияния на силы резания сбалансированного изменения толщины и ширины среза при сохранении постоянной площади поперечного сечения стружки. В общем случае при любом виде механической обработки зависимость сил резания от толщины и ширины среза выражается формулой
где С - постоянный коэффициент, зависящий от вида обработки, физико-механических свойств инструментального и обрабатываемого материалов; а - толщина среза; Ь - ширина среза; у, х - показатели степеней, характеризующие влияние соответственно толщины и ширины среза на силы резания.
А условие сохранения достигнутого уровня производительности по объему удаляемого металла выражается зависимостью
Выразив ширину среза Ь через толщину среза а из зависимости (5), получим формулу (4) в удобном для анализа виде
Экспериментальное исследование
Р = Caybx,
(4)
a-b = К - const.
(5)
P = Ciay'x .
(6)
Ш
Известно, что показатель степени при ширине среза больше, чем при толщине, следовательно, разность показателей степеней у-х принимает отрицательные значения. В этом случае, согласно формуле (6), при увеличении толщины среза при сохранении постоянной площади поперечного сечения среза будет наблюдаться монотонное снижение сил резания. Графическая интерпретация полученной зависимости путем экстраполяции применительно к данным, приведенным в работах [13-16], представлена на рис. 3.
Pz, H
6000 5500 5000 4500 4000 3500 3000 2500 2000 1500 1000
ЭИ9 >28
-У7А -ВТ3-1
Ру, Н 2000
1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0
-ВТ16 -ВТ6 -ОТ4-1
0,1 0,5 1 1,5 2 2,5 3
а, мм
0,1 0,5 1 1,5 2 2,5 3
а, мм
а b
Рис. 3. Зависимость силы резания Pz при точении (а) и Ру при фрезеровании (b) от формы поперечного сечения среза ав = 0,75 мм2 Fig. 3. Dependence of the cutting force Pz at turning (a) and Ру at milling (b) on the shape of the cut cross-section ав = 0.75 mm2
Экстраполяция силовых эмпирических зависимостей позволила установить, что при обработке любых материалов управлением формой поперечного сечения среза можно обеспечить снижение составляющих сил резания не менее чем в 1,5-3 раза. Эффект снижения составляющих сил резания в большей степени зависит от разности показателей степеней при толщине и ширине среза. Для труднообрабатываемых материалов характерна большая разность значений, что подтверждается наибольшим эффектом от изменения формы поперечного сечения среза. В связи с тем, что силовые зависимости, приведенные в [13-16], получены для относительно узких диапазонов изменения толщины среза, возникла необходимость дополнительного изучения сил резания в более широком диапазоне варьирования толщин среза при сохранении равной площади поперечного сечения среза. Для упрощения экспериментальные работы выполняли на токарно-винторезном станке модели 1К62 при обработке заготовок из легированной стали 30ХГСА (ов = 1200 МПа) и титанового сплава ВТ20 (ов = 1100 МПа). Результаты экспериментов приведены на рис. 4, 5.
Экспериментальные работы позволили установить, что в диапазоне изменения толщин среза от прямых (а < b) до обратных стружек (а > b) наблюдается монотонное снижение составляющих сил резания. Наиболее интенсивно уменьшаются составляющие Рх и Pz, а Ру - в меньшей степени. Аналогичные результаты получены и при фрезеровании.
Если ранее применялись фрезы с переменными схемами резания только из быстрорежущих сталей, то в настоящее время нашли широкое применение монолитные твердосплавные фрезы в основном с диаметрами не более 32 мм (рис. 6).
Рис. 4. Зависимость составляющих сил резания при точении титанового сплава ВТ20
от формы поперечного сечения среза; ахb = 0,57 мм2 Fig. 4. Dependence of cutting force components when turning a VT20 titanium alloy on the shape
of the cut cross-section; ахb = 0.57 mm2
0,07 0,14 0,28 0,57 1,14
а, мм
Рис. 5. Зависимость составляющих сил резания при точении стали 30ХГСА от формы поперечного сечения среза; ахb = 0,21 мм2 Fig. 5. Dependence of the cutting force components when turning 30HGSA steel on the shape
of the cut cross-section; ахb = 0.21 mm2
Рис. 6. Концевые фрезы с переменными схемами резания Fig. 6. End mills with alternative cutting patterns
На рис. 6, а приведена монолитная твердосплавная фреза, 6, Ь - фреза из быстрорежущей стали. Фрезы из быстрорежущих сталей выпускаются без ограничений по диаметру.
В конструкциях фрез, как правило, реализуются схемы резания, представленные на
рис. 7.
Рис. 7. Типовые схемы срезания элементов стружки для концевых фрез Fig. 7. Typical diagrams of removing chip elements for end mills
В общем случае активные режущие кромки могут быть выполнены с большим (рис. 7, а) и малым (рис. 7, Ь) смещением относительно друг друга. В обоих случаях активная длина режущих кромок значительно меньше, чем у типовых конструкций концевых фрез, что обеспечивает изменение соотношения между толщиной и шириной среза и тем самым способствует снижению составляющих сил фрезерования и формированию мелкой дисперсной стружки из-за деления ее по ширине фрезерования. Все это благоприятно отражается на процессе резания, но фрезам с затылованным профилем режущих кромок характерны следующие органические недостатки:
- периодический профиль режущих кромок фрезы сформирован затылованием профильным кругом, что предопределяет малые значения задних углов, особенно на боковых сторонах стружкоразделительных канавок, и незначительный объем стружечных канавок по сравнению с инструментом с острозаточенной формой зуба;
- переточка только по передней поверхности, свойственная затылованному зубу, более трудоемка и характеризуется повышенным биением режущих кромок;
- при фрезеровании глубоких и узких карманов с большой глубиной резания затруднен отвод стружки, что приводит к ее пакетированию в стружечных канавках и поломке инструмента (рис. 8).
Рис. 8. Пакетирование стружки в канавках при фрезеровании Fig. 8. Batching of chips in grooves at milling
Перечисленные недостатки снижают эффективность применения фрез с затылован-ным профилем для чернового фрезерования высокопрочных алюминиевых и титановых сплавов, а также высокопрочных нержавеющих сталей. Особенностью конструкций фрез для обработки названных материалов является необходимость применения больших значений задних углов [17]. С учетом этого были разработаны специальные конструкции концевых фрез с периодическим профилем режущих кромок:
- фрезы из быстрорежущих сталей (рис. 9, а);
- фрезы с напайными винтовыми пластинками из твердых сплавов (рис. 9, Ь);
- фрезы с механическим креплением цилиндрических неперетачиваемых пластинок из твердых сплавов и быстрорежущих сталей для обработки деталей из титановых и алюминиевых сплавов и высокопрочных нержавеющих сталей (рис. 9, с).
c
Рис. 9. Типовые представители разработанных конструкций концевых фрез с переменными схемами резания Fig. 9. Typical samples of the developed designs of end mills with alternative cutting patterns
Для фрез из быстрорежущей стали и фрез с винтовыми пластинками из твердого сплава принята схема формообразования периодического профиля режущих кромок пересечением винтовой линии зуба вспомогательными винтовыми поверхностями правого и левого направлений [18]. Образующийся при этом профиль режущих кромок приведен на рис. 10.
Рис. 10. Профиль режущих кромок, образованный пересечением основной режущей кромки вспомогательными винтовыми поверхностями Fig. 10. Cutting edge profile formed by the intersection of the main cutting edge and auxiliary helical surfaces
На рис. 10 приняты следующие обозначения: фпр, флев- вспомогательные углы в плане соответственно на правой и левой сторонах стружкоразделительной канавки; апр, алев- задние углы на вспомогательных режущих кромках; tк - глубина стружкоразделительной канавки; Ь - активная длина режущей кромки; Ь1 - ширина стружкоразделительной канавки.
Активная ширина режущих кромок Ь при этом несколько превышает ширину канавки Ь1; образованной пересечением вспомогательных винтовых поверхностей правого и левого направлений. Вследствие этого срезаемые элементы стружки не имеют ребер жесткости, характерных для фрез с узкими стружкоразделительными канавками (ГОСТ 15086-69). Форма элемента стружки с ребром жесткости приведена на рис. 11.
Рис. 11. Стружка с ребром жесткости Fig. 11. Chip with the stiffening rib
Отсутствие ребра жесткости улучшает коэффициент заполнения стружечных канавок, уменьшает степень их деформации, а также способствует снижению сил фрезерования. Это обеспечивает возможность увеличения числа зубьев фрез при черновом фрезеровании. Для фрез с напайными пластинками отсутствует ограничение по диаметру инструмента по сравнению с монолитными твердосплавными фрезами, что позволяет выполнять предварительную обработку детали инструментом большего диаметра и соответственно с большим числом зубьев. Винтовая режущая кромка при обработке формирует незначительный перепад размеров между строками, обработанными активными режущими кромками смежных зубьев. Перепад высот формируется только вследствие биения режущих кромок. Сборные концевые фрезы с шахматным расположением неперетачиваемых пластин (реализующие ту же схему резания) формируют профиль обработанной поверхности со значительно большей величиной перепада размеров между строками, обработанными смежными пластинками [19, 20]. Сборные фрезы реализуют схемы резания, приведенные на рис. 9, причем по мере увеличения диаметров фрез уменьшается смещение пластин друг относительно друга. Это обеспечивает уменьшение высоты остаточного гребешка микронеровностей и формирует более низкий уровень сил фрезерования (рис. 12). На рис. 12 приняты следующие обозначения: m - смещение пластин друг относительно друга в смежных рядах зубьев; R - высота остаточного гребешка микронеровностей.
Зависимость сил фрезерования от смещения режущих кромок приведена на рис. 13.
Уменьшение смещения режущих кромок от 5 до 1 мм позволяет снизить нормальную составляющую силы фрезерования в 3-3,3 раза. Значение смещения зависит от диаметра инструмента. Результаты сравнительных исследований концевых фрез приведены на рис. 1416.
R, мм
0,3
0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 0
йпл 9,525 мм U Рпл 12,7 мм
0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 m, мм
Рис. 12. Зависимость высоты остаточного гребешка от смещения пластин
в смежных рядах зубьев Fig. 12. Dependence of the height of a residue comb from a bias of plates in adjacent rows teeth
Ру, МПа/МРа
3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0
t=1MM 1=3мм t=5мм
m, мм/mm
Рис. 13. Зависимость составляющей силы фрезерования Ру от смещения пластин друг относительно друга в смежных рядах зубьев Fig. 13. Dependence of the component of the milling force Ру on a bias of plates from each other
in adjacent rows of teeth
1
2
3
4
5
О
Py, H
Рис. 14. Зависимость составляющих сил резания Ру и Рх от подачи на зуб sz Fig. 14. Dependence of the components of cutting forces Ру and Рх on the feed per tooth sz
На рисунках приняты следующие обозначения: 1 - концевая фреза с периодическим профилем режущих кромок; 2 - сборная концевая фреза с цилиндрическими пластинками; 3 - эталонная концевая фреза. Экспериментальные работы были выполнены при фрезеровании титанового сплава ВТ20 фрезами диаметром d = 50 мм, с числом зубьев z = 4, при этом глубина фрезерования t была равна 10 мм, ширина фрезерования В - 60 мм.
Рис. 15. Зависимость составляющих сил резания Ру и Рх от глубины фрезерования t Fig. 15. Dependence of the components of cutting forces Ру and Рх on the milling depth t
На рис. 15 приняты те же обозначения, что и на рис. 14, условия выполнения экспериментальных работ те же, за исключением подачи на зуб Sz, равной 0,1 мм. Уменьшение составляющей силы Рх при превышении глубины фрезерования, равной 30 мм, обусловлено тем, что измерительная платформа регистрирует разность значения силы подачи в связи с изменением направления ее действия [21].
Ру, Н Рх,Н
Рис. 16. Зависимость составляющих сил резания Ру и Рх от ширины фрезерования Fig. 16. Dependence of the components of cutting force Ру and Рх ооп the milling width
На рис. 16 обозначения те же, что и на рис. 14, 15, условия выполнения экспериментальных работ одинаковые. Экспериментальные работы позволили установить, что фрезы с переменными схемами резания при черновой обработке высокопрочных материалов снижают нагрузку на технологическую систему до 3 раз, что повышает эксплуатационную надежность инструмента. Далее были выполнены производственные испытания фрез при черновом фрезеровании заготовок из высокопрочных нержавеющих сталей и титановых сплавов. Для объективной оценки разработанных конструкций фрез параллельно были выполнены производственные испытания фрез, изготовленных по заводской документации. Полученные результаты приведены в табл. 3-6.
Сборные концевые фрезы также прошли испытания в лабораторных и производственных условиях при фрезеровании заготовок из высокопрочных сталей и титановых сплавов с удаленным альфированным слоем. Условия и полученные результаты приведены в табл. 7.
Таблица 3
Результаты производственных испытаний фрез с переменной схемой резания при фрезеровании заготовок из стали 08Х15Н5Д2Т
Table 3
Industrial testing results of mills with an alternative cutting pattern
when milling work kpieces from steel 08H15N5D2T
Деталь / Part Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Режим фрезерования / Milling mode: V, м/мин; S, мм/мин; t, мм / V, m/min; S, mm/min; t, mm Стойкость, мин / Durability, min
хххх.ххх.х1 45 x 50 x 4 x 5 17,5; 80; 40* 540
хххх.ххх.х2 40 x 75 x 4 x 4 22,4; 80; 10-15 450
хххх.ххх.х1 45 x 50 x 4 x 5 17,5; 80; 40* 540**
хххх.ххх.х2 40 x 75 x 4 x 4 22,4; 80; 10-15 450**
*Глубина фрезерования при испытании фрез с переменной схемой резания / Milling depth when testing mills with an alternative cutting pattern.
**Стойкость фрез после переточки / mill durability after resharpening.
Таблица 4
Результаты испытаний контрольной партии фрез применяемых на предприятии при фрезеровании заготовок из стали 08Х15Н5Д2Т
Table 4
Test results of the inspection of the lot of mills applied at the enterprise when milling work__pieces from steel 08H15N5D2T__
Деталь / Part Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Режим фрезерования / Milling mode: V, м/мин; S, мм/мин; t, мм / V, m/min; S, mm/min; t, mm Стойкость, мин / Durability, min
хххх.ххх.х1 45 x 50 x 4 x 4 17,5; 60; 20 180
хххх.ххх.х2 40 x 75 x 4 x 4 22,4; 60; 10-15 90
хххх.ххх.х1 45 x 50 x 4 x 5 17,5; 60; 20 180**
хххх.ххх.х2 40 x 75 x 4 x 4 22,4; 60; 10-15 90**
*Глубина фрезерования для заводских конструкций фрез / Milling depth for factory default mill designs. **Стойкость фрез после переточки / mill durability after resharpening.
Таблица 5
Результаты производственных испытаний фрез с переменной схемой резания при фрезеровании заготовок из титанового сплава ВТ20
Table 5
Industrial testing results of mills with an alternative cutting pattern when milling workpieces from titanium alloy VT20 _
Деталь / Part Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Режим фрезерования / Milling mode: V, м/мин; S, мм/мин; t, мм / V, m/min; S, mm/min; t, mm Стойкость, мин / Durability, min
хххх.ххх.х1 50 x 112 x 3 x 4 19,6; 30; 10-15 650
хххх.ххх.х1 50 x 64 x 3 x 4 19,6; 30; 10-15 420
хххх.ххх.х1 40 x 60 x 3 x 4 15,6; 30; 10-15 280
хххх.ххх.х1 40 x 80 x 4 x 3 22,3; 55; 7 540
хххх.ххх.х1 50 x 120 x 0 x 4 19,6; 40; 15-20 90*
хххх.ххх.хЗ 40 x 80 x 0 x 3 22,3; 15-30; 40 135**
^Дальнейшая работа фрезами была прекращена из-за отсутствия заготовок / Further cutting was terminated due to the absence of workpieces.
**Обработка выполнялась при ручной подаче; по базовому варианту вводные и выводные пластины, установленные в местах сварки подсборок шпангоутов, отрезались за два прохода, стойкость фрезы - две пластины (в данном случае при расчетном согласовании параметров фрезы с условиями работы отрезано 27 вводных и выводных пластин) / Machining was performed under manual feeding; according to the basic variant the leading and leading-out plates mounted in the welding places of frame sub-assemblies were cut in two passes, the durability of the mill cutter was two plates (in this case, 27 leading and leading-out plates were cut off under estimated adjustment of mill parameters with operating conditions).
0
1
Таблица 6
Результаты испытаний контрольной партии фрез, применяемых на предприятии при фрезеровании заготовок из титанового сплава ВТ20
Table 6
Test results of the inspection of the lot of mills applied at the enterprise when milling work_pieces from titanium alloy VT20_
Деталь / Part Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Режим фрезерования / Milling mode: V, м/мин; S, мм/мин; t, мм / V, m/min; S, mm/min; t, mm Стойкость, мин / Durability, min
хххх.ххх.х1 50 x 80 x 3 x 5 19,6; 30; 10-15 140
хххх.ххх.х1 50 x 130 x 3 x 5 19,6; 30; 10-15 110
хххх.ххх.х1 40 x 80 x 3 x 5 15,6; 30; 10-15 180
хххх.ххх.хЗ 40 x 80 x 3 x 5 15,6; 15-30; 40 36*
*Вводные и выводные пластины по базовому варианту отрезаются за два прохода по методу деления ширины фрезерования, стойкость фрез при этом не превышает 2 пластины или, что составляет во временном выражении 36 мин / According to the basic variant leading and leading-out plates are cut in two passes by the method of milling width division; the durability of mills in this case does not exceed 2 plates or 36 minutes in terms of time.
Таблица 7
Результаты испытаний сборный фрез в производственных условиях
Table 7
Results of interlocked side mill tests in production condit 4ons
Деталь / Part Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Режим фрезерования / Milling mode: V, м/мин; S, мм/мин; t, мм / V, m/min; S, mm/min; t, mm Стойкость, мин / Durability, min
08Х15Н5Д2Т / 08H15N5D2T 50 x 100 x 5 x 4 19,6; 100; 45, 80 240
ВТ20 / VT20 50 x 100 x 5 x 4 19,6; 50; 15-40; 80 120*
*Фрезы оснащены пластинками из быстрорежущей стали Р9К5 / Mill cutters are equipped with the plates made of high-speed steel R9K5.
Обобщенные результаты и их обсуждение
Обработка результатов, полученных при фрезеровании, была выполнена в соответствии с работой [22]. В качестве обобщенных показателей применены: Кпр - коэффициент производительности; Кт - коэффициент стойкости; Ку - коэффициент условий работы; Кср. сл. - коэффициент срока службы; п - коэффициент эквивалентности, показывающий, какое количество ранее применяемых фрез необходимо для замены одной новой.
Полученные обобщенные показатели эффективности фрез с переменными схемами резания приведены в табл. 8-10.
1
Таблица 8
Обобщенные показатели эффективности фрез с переменными схемами резания при обработке деталей из титанового сплава ВТ20
Table 8
Generalized efficiency parameters of mill cutters with alternative cutting patterns
when machining pari s from titanium all Oy VT20
Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Кпр Кт Ку n
50 x 112 x 3 x 4 1 5,4 1 5,4
50 x 64 x 3 x 4 1 3 1 3
40 x 60 x 3 x 4 1 2,65 1 2,65
40 x 80 x 0 x 3 1 3,8 2 7,6
40 x 60 x 3 x 4* 1,8 2,25 1 4,05
*Обработка без альфированного слоя, в остальных случаях фрезерование без рыхления альфированного слоя /
Alpha-case-free machining, in other cases milling without alpha-case breaking.
Таблица 9
Обобщенные показатели эффективности фрез с переменными схемами резания при обработке деталей из высокопрочной нержавеющей стали ВНС2
Table 9
Generalized efficiency parameters of mill cutters with alternative cutting patterns _when machining parts from high-strength stainless steel VNS2_
Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Кпр Кт Ку n
50 x 100 x 4 x 5 1, 3 2 7,98
40 x 75 x 4 x 4 1,33 5 1 6,65
Таблица 10
Обобщенные показатели эффективности сборных конструкций фрез с переменными схемами резания при обработке деталей из высокопрочной нержавеющей стали ВНС2 и титанового сплава ВТ20
Table 10
Generalized efficiency parameters of the designs of interlocked side mills with alternative cutting patterns when machining parts from high-strength stainless steel VNS2
and titanium alloy V
Обрабатываемый материал / Machined material Фреза / Mill cutter: D x L x R x z Кпр Кт Ку Кср. сл. n
BHC2/VNS2 50 x 100 x 5 x 4 1,7 1,5 2 50 255
BT20/VT20 50 x 100 x 5 x 4* 1,6 0,86 2 50 138
20
*Обработка заготовок без альфированного слоя, так как фреза оснащена пластинками из быстрорежущей стали. При расчете коэффициента срока службы (Кср. сл) принято, что ресурс корпуса составляет 80 комплектов пластин, каждая из которых может быть повернута на 1/3 для восстановления работоспособности режущих кромок пластины / Machining of alpha-case-free workpieces as the mill cutter is equipped with the plates from high-speed steel. When calculating Кср. сл. it is assumed that the body resource is 80 sets of plates, each of which can be rotated by 1/3 to restore the operability of plate cutting edges.
Выводы
Применение переменных схем резания в конструкциях специализированных и специальных фрез обеспечивает значительное снижение нагрузок на технологическую систему в 1,5-3 раза, также обеспечивает формирование мелкой транспортабельной стружки и тем самым дает возможность увеличить число зубьев фрез и обеспечить интенсификацию режимов фрезерования не менее чем на 50-150% при одновременном увеличении стойкости.
Библиографический список
1. Белянин П.Н. Производство широкофюзеляжных самолетов. М.: Машиностроение, 1979. 360 с.
2. Белянин П.Н. Технология и оборудование для производства широкофюзеляжных самолетов в США. М.: Машиностроение, 1979. 255 с.
3. Авиационные материалы. Справочник; в 7 т. / под ред. К.Н. Туманова. М.: Машиностроение, 1972. Т. 2 - 400 с.; т. 5 - 200 с.
4. Жарков И.Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Л.: Машиностроение, 1986. 186 с.
5. Жарков И.Г. Управление интенсивностью автоколебаний - важный резерв повышения производительности и качества изделий // Исследование обрабатываемости жаропрочных и титановых сплавов: межвузовский сб. Куйбышев: Изд-во Куйбышев. авиац. ин-та им. С.П. Королева. 1976. Вып. 4. С. 99-105.
6. Балла О.М. Особенности формообразования угловых сопряжений в карманах // Авиамашиностроение и транспорт Сибири: сб. ст. VI Всерос. науч.-практ. конф. (Иркутск, 13-16 апреля 2016). Иркутск: Изд-во ИРНИТУ, 2016. С. 72-78.
7. Балла О.М. Обработка радиусных сопряжений в карманах // Авиационная промышленность. 2016. № 2. С. 35-38.
8. Зубарев Ю.М. Современные инструментальные материалы. СПб.: Лань, 2008. 224 с.
9. Самойлов В.С., Эйхманс Э.Ф., Фальковский В.А. [и др.]. Металлорежущий твердосплавный инструмент. Справочник. М.: Машиностроение, 1988. 368 с.
10. Ординарцев И.А., Филиппов Г.В., Шевченко А.Н. Справочник инструментальщика / под общ. ред. И.А. Орди-нарцева. Л.: Машиностроение, 1987. 846 с.
11. Балла О.М. Инструментообеспечение современных станков с ЧПУ. СПб.: Лань, 2017. 200 с.
12. Ларин М.Н. Основы фрезерования. М.: Машгиз, 1947. 302 с.
13. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975. 344 с.
14. Обработка материалов резанием / под. ред. С.В. Кривоухова. М.: Машиностроение, 1988. 627 с.
15. Подураев В.Н. Обработка резанием жаропрочных и нержавеющих материалов. М: Высш. шк., 1965. 518 с.
16. Резников Н.И., Бурмистров Е.В., Жарков И.Г. [и др.]. Обработка резанием жаропрочных, высокопрочных и титановых сплавов. М.: Машиностроение, 1972. 200 с.
17. Балла О.М. Исследование режущих свойств инструментальных материалов и работоспособности конструкций инструмента // Вестник ИрГТУ. 2016. № 6. C. 10-21. https://doi.org/10.21285/1814-3520-2016-6-10-25
18. А.с. № 1050176 МКИ В23с 5/06. Фреза / О.М. Балла. 1983.
19. Балла О.М. О выборе концевых фрез для обработки авиационных материалов на многоцелевых станках с ЧПУ // Авиационная промышленность. 2011. № 1. С. 25-31.
20. Балла О.М. Особенности выбора и применение концевых фрез для обработки авиационных материалов на многоцелевых станках с ЧПУ // Вестник ИрГТУ. 2011. № 2. С. 21-34.
21. Балла О.М. Определение составляющих сил резания при фрезеровании методом полунатурного моделирования // Вестник ИрГТУ. 2016. Т. 20. № 11. С. 10-23. https//doi.org/10.21285/1814-3520-2016-11-10-23
22. Балла О.М. Инженерная оценка качества режущего инструмента // Авиационная промышленность. 1989. № 4. С. 48-49.
References
1. Belyanin P.N. Proizvodstvo shirokofyuzelyazhnykh samoletov [Production of wide-body aircrafts]. Moscow: Mashi-nostroenie Publ., 1979, 360 p. (In Russian).
2. Belyanin P.N. Tekhnologiya i oborudovanie dlya proizvodstva shirokofyuzelyazhnykh samoletov v SShA [Technology and equipment for the production of wide-body aircrafts in the United States]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1979, 255 p. (In Russian).
3. Aviatsionnye materialy. Spravochnik [Aviation materials. Handbook]. V 7 t. / pod. red. K.N. Tumanova [In 7 volumes. Under edition of K.N. Tumanov]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1972, vol. 2 - 400 p.; vol. 5 - 200 p. (In Russian).
4. Zharkov I.G. Vibratsii pri obrabotke lezviinym instruentom [Vibrations under machining by an edge tool]. Leningrad: Mashinostroenie Publ., 1986, 186 p. (In Russian).
0
5. Zharkov I.G. Upravlenie intensivnost'yu avtokolebanii - vazhnyi rezerv povysheniya proizvoditel'nosti i kachestva izdelii [Control of self-oscillations intensity as an important reserve for increasing efficiency and product quality]. Mezhvu-zovskii sbornik "Issledovanie obrabatyvaemosti zharoprochnykh i titanovykh splavov" [Interuniversity collection of articles "Study of heat-resistant and titanium alloys machinability"]. Kuibyshev: Kuibyshevskii aviatsionnyi institut im.
5.P. Koroleva Publ., 1976, issue 4, pp. 99-105. (In Russian).
6. Balla O.M. Osobennosti formoobrazovaniya uglovykh sopryazhenii v karmanakh [Features of angular interfaces forming in pockets.]. Sbornik statei VI Vserossiiskoi nauchno-prakticheskoi konferentsii "Aviamashinostroenie i transport Sibi-ri" [Proceedings of VI All-Russia scientific and practical conference "Aircraft and Mechanical Engineering and Siberian Transport"]. Irkutsk: Irkutsk national research technical university Publ., 2016, pp. 72-78. (In Russian).
7. Balla O.M. Machining radial interfaces in pockets. Aviatsionnaya promyshlennost' [Aviation industry]. 2016, no. 2, pp. 35-38. (In Russian).
8. Zubarev Yu.M. Sovremennye instrumental'nye materialy [Modern instrumental materials]. Saint-Petersburg: Lan' Publ., 2008, 224 p. (In Russian).
9. Samoilov V.S., Eikhmans E.F., Fal'kovskii V.A. [et al.]. Metallorezhushchii tverdosplavnyi instrument. Spravochnik [Metal-cutting hard-alloy tools. Reference book]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1988, 368 p. (In Russian).
10. Ordinartsev I.A., Filippov G.V., Shevchenko A.N. Spravochnik instrumental'shchika [Toolkeeper's handbook]. Leningrad: Mashinostroenie Publ., 1987, 846 s. (In Russian).
11. Balla O.M. Instrumentoobespechenie sovremennykh stankov s ChPU [Tooling for modern CNC machine tools]. Saint-Petersburg: Lan' Publ., 2017, 200 p. (In Russian).
12. Larin M.N. Osnovy frezerovaniya [Fundamentals of milling]. Moscow: Mashgiz Publ., 1947, 302 p. (In Russian).
13. Bobrov V.F. Osnovy teorii rezaniya metallov [Fundamentals of the metal cutting theory]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1975, 344 p. (In Russian).
14. Obrabotka materialov rezaniem; pod. red. S.V. Krivoukhova [Machining of materials by cutting / under edition of S.V. Krivoukhov]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1988, 627 p. (In Russian).
15. Poduraev V.N. Obrabotka rezaniem zharoprochnykh i nerzhaveyushchikh materialov. [Cutting treatment of heat-resistant and stainless materials]. Moscow: Vysshaya shkola Publ., 1965, 518 p. (In Russian).
16. Reznikov N.I., Burmistrov E.V., Zharkov I.G. [et al.]. Obrabotka rezaniem zharoprochnykh, vysokoprochnykh i titanovykh splavov [Cutting of heat-resistant, high-strength and titanium alloys]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1972, 200 p. (In Russian).
17. Balla O.M. Research of tool material cutting properties and tool design performance capacity. Vestnik IrGTU [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2016, no. 6, pp. 10-25. (In Russian). https://doi.org/10.21285/1814-3520-2016-6-10-25
18. Balla O.M. Freza [The cutter]. A.s. [Certificate of authorship of the Soviet Union] no. 1050176 MKI V23s 5/06, 1983.
19. Balla O.M. On selection of end-mills for cutting aircraft materials on NC machining centers. Aviatsionnaya promyshlennost' [Aviation industry]. 2011, no. 1, pp. 25-31. (In Russian).
20. Balla O.M. Selection features and application of end milling cutters for aircraft materials machining by multipurpose numerical control machines. Vestnik IrGTU [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2011, no. 2, pp. 21-34. (In Russian).
21. Balla O.M. In-line simulation-based determination of cutting force components at milling. Vestnik IrGTU [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2016, vol. 20, no. 11, pp. 10-23. (In Russian). https://doi.org/10.21285/1814-3520-2016-11-10-23
22. Balla O.M. Engineering evaluation of cutting tool quality. Aviatsionnaya promyshlennost' [Aviation industry]. 1989, no. 4, pp. 48-49. (In Russian).
Критерии авторства
Балла О.М. провел исследования, подготовил статью к публикации и несет ответственность за плагиат.
Authorship criteria
Balla O.M. has conducted the study, prepared the article for publication and bears the responsibility for plagiarism.
Конфликт интересов
Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.
Conflict of interest
The author declares that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
0
