CC BY
58
УДК 621.452.3
Канд. техн. наук Э. В. Кондратюк1, канд. техн. наук Г. В. Пухальская2, В. Г. Жарик1, Т. А. Панченко2, С. В. Критчин1
1ГП ЗМКБ «Ивченко-Прогресс», 2 Запорожский национальный технический университет; г. Запорожье
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА ВСФ ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОЛЕС ЗА СЧЕТ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНЫХ МЕТОДОВ
ОБРАБОТКИ
Исследовано влияние режимов резания на параметры качества поверхностного слоя при высокоскоростном фрезеровании центробежных колес из титановых сплавов, предложен оптималыный режим для чистового фрезерования. В резулытате сравнения двух методов черновой обработки центробежных колес показана экономическая эффективносты исполызования плунжерного фрезерования.
Ключевые слова: центробежное колесо, высокоскоростное фрезерование, плунжерное фрезерование, качество поверхностного слоя.
Введение
В настоящее время на производстве стоит задача не только обеспечить требуемую точность размеров детали и заданных параметров качества поверхностного слоя, но и повысить производительность процесса резания. Существует два способа управления качеством: управление режимами резания в процессе механической обработки и обеспечение требуемых параметров последующим воздействием на деталь [1]. Первый способ позволяет избавиться от финишных операций и является наиболее эффективным. Режим высокоскоростного фрезерования (ВСФ), при котором обеспечиваются необходимые параметры качества обработки, стойкость инструмента, наибольшая производительность, является оптимальным. При этом должна обеспечиваться достаточная жесткость системы СПИД и максимальная эффективность использования мощности станка путем увеличения режимов резания, близких к предельным, либо путем применения высокопроизводительных способов фрезерования.
Лопатки центробежного колеса (ЦБК) являются тонкостенными деталями с узким межлопаточным пространством, фрезы имеют большой вылет при малом диаметре и работают при высоких частотах вращения.
На данный момент отсутствуют объективные рекомендации по выбору режимов резания для концевого фрезерования ЦБК из титановых сплавов и обеспечиваемое при этом качество поверхностного слоя. А вопрос о применении плунжерного фрезерования для черновой обработ-© Э. В. Кондратюк, Г. В. Пухальская, В. Г. Жарик, Т. А. Панченко, С. В. Критчин, 2012
ки ЦБК недостаточно изучен, что делает эти проблемы весьма актуальными.
Цель работы: повышение параметров качества поверхностного слоя ЦБК из титанового сплава при высокоскоростном фрезеровании за счет оптимизации режимов резания и применения продуктивного способа фрезерования.
Объект исследования: центробежное колесо компрессора двигателя АИ-450 из титанового сплава ВТ25-У.
Предмет исследования: режимы высокоскоростного фрезерования, характеристики поверхностного слоя лопаток моноколеса после финишного ВСФ, методы чернового фрезерования ЦБК.
Методика исследований
Главным критерием оценки качества высокоскоростной обработки ЦБК является точность геометрии детали и характеристики качества поверхностного слоя. С учетом рационального использования дорогостоящих моноколес, представлена следующая последовательность выполнения экспериментов: исследование влияния режимов высокоскоростной обработки на формирование шероховатости поверхности, на степень наклепа поверхностного слоя, на формирование остаточного напряженного состояния, определение рационального режима ВСО и его опытная проверка.
В качестве основного объекта исследования был взят сектор ЦБК из титанового сплава ВТ3-1 с 10 лопатками (5 больших и 5 маленьких), который изготавливался согласно технологическому процессу изготовления ЦБК (рис. 1).
Такой подход, за счет сохранения геометрии лопатки и ступицы, позволяет устанавливать адекватные закономерности механической обработки и является экономически целесообразным.
Параметры качества поверхности лопаток и ступицы моноколеса контролировали после чистового высокоскоростного фрезерования. Для определения влияния режимов резания на характеристики качества поверхностного слоя лопатки, образцы обрабатывались по различным технологическим схемам (табл. 1).
После обработки сектора моноколеса вырезали образцы для исследования качества поверхностного слоя (рис. 2). Вырезку образцов из лопаток производили электроэрозионным способом.
Высокоскоростная обработка сектора ЦБК производилась на универсальном обрабатывающем центре Starrag ZS-500/130 фирмы Starrag Heckert.
При черновом фрезеровании межлопаточного пространства моноколеса использовались кони-
ческие фрезы диаметром D = 5 мм и D = 4 мм. Режимы резания составили: минутная подача S = 250 мм/мин (Sz = 0,016 мм/об), частота вращения шпинделя n = 4000 об/мин (V = 50,2...62,8 м/мин). Финишное фрезерование выполнялось конической фрезой со сферическим зубом D = 3,2 мм по режимам резания, представленным в табл. 1.
Основными критериями выбора данных режимов являлись: обеспечение необходимых характеристик качества поверхностного слоя, исследование динамических характеристик шпиндельного узла и максимальное использование мощности станка, рассмотренные в работе [2].
Геометрическое состояние качества поверхностного слоя оценивали по шероховатости поверхности при помощи электронного профиломет-ра Mahr Perthometer M3 контактным методом. Шероховатость измеряли по перу лопаток в верхней и нижней частях в продольном и поперечном направлениях. База измерения 5,6 мм. Величины Ra, Rz получены автоматически.
Таблица 1
сектора ЦБК
Рис. 2. Схема вырезки образцов из лопаток сектора ЦБК для исследования Рис 1 Сектор ЦБК качества поверхностного слоя: а — образцы для исследования остаточных
напряжений первого рода, б — образцы для исследования микротвердости
Технологические схемы обработки и режимы резания для чистового фрезерования
а
№ Режимы чистового фрезерования
лопатки Технология обработки n, об/мин (V, м/мин) S, мм/мин (Sz, мм/об)
Большие лопатки
1 Черновое фрез.+п/чистовое фрезер.+ТО(отжиг) - -
2 Черн. фрез.+ п/чист. фрезер. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 8000 (80,4) 1000 (0,031)
3 Черн. фрез. + п/чист. фрезер. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 8000 (80,4) 1400 (0,043)
4 Черн. фрез.+ ТО(отжиг)+п/чист. фрезер. + чист. фрез. 9500 (95,5) 1000 (0,026)
5 Черн. фрез. + ТО(отжиг)+п/чист. фрезер. + чист. фрез. 9500 (95,5) 1400 (0,037)
Маленькие лопатки
1' Черновое фрез.+п/чистовое фрезер.+ТО(отжиг) - -
2' Черн. фрез. + п/чист. фрез. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 8000 (80,4) 1000 (0,031)
3' Черн. фрез. + п/чист. фрез. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 8000 (80,4) 1400 (0,043)
4' Черн. фрез. + п/чист. фрез. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 9500 (95,5) 1000 (0,026)
5' Черн. фрез. + п/чист. фрез. + ТО(отжиг)+чист. фрез. 9500 (95,5) 1400 (0,037)
Межлопаточное пространство
Черн. фрез. + ТО(отжиг)+п/чист. фрез. + чист. фрез. 1000(10) 120 (0,03)
Измерение микротвердости проводили на микротвердомере ПМТ-3 вдавливанием инден-тора под нагрузкой Р = 1Н по 10 отпечаткам, имеющим правильную форму. В качестве ин-дентора применена алмазная пирамида с квадратным основанием и углом при вершине между противолежащими гранями 136° [3]. Степень поверхностного наклепа пера лопаток после механической обработки оценивали по изменению микротвердости поверхностного слоя до и после обработки.
Исследование остаточных напряжений на пере лопаток производили механическим методом, разработанным акад. Н. Н. Давиденковыш с использованием формул из работы [4] для построения эпюр и прибора ПИОН-2.
Результаты исследования влияния режимов резания ВСФ на формирование характеристик поверхностного слоя ЦБК
1. Оценка шероховатости поверхности
Шероховатость поверхностей в значительной степени определяет основные эксплуатационные свойства деталей. Поэтому характеристики шероховатости поверхности строго нормируются и подвергаются постоянному анализу в технологических исследованиях и контролю в процессе производства.
Результаты измерений шероховатости лопаток после обработки на различных режимах чистового фрезерования (табл. 2) показали, что шероховатость поверхностей лопаток после чистового фрезерования оказалась лучше у четвертой лопатки, обработанной при режимах резания: п = 9500 об/мин, £ = 1000 мм/мин (рис. 3) и
составила Яа "род = 0,36 мкм (Ягпрод = 2,33 мкм),
Яапоп = 0,37 мкм (Ягпоп = 2,3 мкм), более низкое качество поверхностного слоя наблюдается на второй лопатке (п = 8000 об/мин, £ = 1000 мм/мин), самая высокая шероховатость на третей и пятой лопатках. Увеличение подачи приводит к ухудшению шероховатости как в продольном, так и в поперечном направлениях. Также наблюдается увеличение шероховатости поверхности от входной к выходной кромке. Увеличение чисел оборотов благоприятно сказывается на уменьшении параметров шероховатости.
На основании полученных данных построены усредненные графики зависимостей (рис. 4), которые демонстрируют тенденцию изменения шероховатости поверхности от режимов резания.
Из рис. 4 видно, что с увеличением подачи фрезы качество поверхностного слоя ухудшается, а при увеличении частоты вращения шпинделя, при подаче £ = 1000 мм/мин, микропрофиль поверхности улучшается, при £ = 1400 мм/мин — практически не изменяется.
Таблица 2 — Результаты измерения шероховатости лопаток по спинке в продольном и поперечном направлении
Среднее значение вдоль лопатки л се 2 ^ Ж S Н о о ё 23 0 1 3 С* га X -С 0 1 § 5 5 а 8„ МП я я X 1 О с СП а а
а СП % о р. о § 1 § § 1 г- э о
Среднее значение СП ии 1/Н о. о СП тГ сч" оо о^ ип гч г-; 00 о сч 1Г) СП ОЧ. гч" СП С-; 1гГ
5! о; о о 00 о" ЧО г©" тг ©" ОЧ. Оч о" о г^ оч г^ о" сч ип о" сч
Нижняя часть лопатки га о о. и а о X сп <52 го оо сч" о СП сТ чОг гч оч" СП чо. гч" чо ОЧ. 1П
а се 00 о 00 о" ЧО о о СП о^ о" 00 о" ЧО гч гч о СП (Ч
сч се СП оч. ип Оч Оч. сч" ЧО 1П 1Г) сч" о ип о ОЧ СП ЧО. СП ЧО чо
53 ОЙ оч сч ЧО о ОЧ о" тг о ^г Оч ЧО ю оо о" СП ип о" ч.
- -И <е ЧО »п ин © СП © 1П оч 1Г) гч" чО ип гч оч. ип оо СП оо ОЧл СП СП сп" оо о 1/И
се сч о оч а^ о Оч со 1Г) о" о ЧО ЧО о" оо о СП о" о
Верхяя часть лопатки « а и Я Я X ч а о. я О 5 се о оо СП ^ оо 1/П ин сч" г- Оч_ сп оо" оч ЧО г- ЧО. 'ф ЧО ЧО. СП »Г) СП
а се ЧО г-> о" оо о" г» ГЧ о" о оо о" о чО гч СП о" ю ЧО. о" 00 ГЧЛ о" СП го"
ей Он 1 га т О. и О X сп се СП чп г^ ии г-^ С-Г тГ ЧО СП сч <о г-ЧО сп" СП и-) 1П ЧО СП
о се ЧО о. ил о" г©" Оч о" 5ч о" ^ гч г-гч о" г^ о" ОЧ. о" 00 о"
гч л се г- гч сч" оо тг оч сГ 1Г) СП сч ЧО СП оо «А) •уп" гч чо ^ СП
о се го оо о ип ип о" ОЧ о г-гч. о Оч го чо гч^ о •Г) о
- и се Оч 00 сч" оо СП сч" ОЧ гГ С-1 ОЧ СП ЧО <ч оч" СП о гч" г-(Ч СП Оч СП гч" о СП
а се чО^ чО ЧО о" оо о" 00 о" ип Оч_ о" ЧО СП о 1Г) о" тг о" ЧО о"
Режимы резания при чистовом фрезеровании сгГ Ц 1 о о о о о тГ о о о о о ^г 1 о о о о о ^ о о о о о
1 о о о 00 о о о оо о о 1/Н ОЧ о о 1Г) Оч. 1 о о о 00 о о о оо о о 1Г) Оч о о ш Оч
Обработка о н + н 0 к ,ЕГ + 1 а си ГГ н о к г + о н % и я X и + я о. а> з4 н о У + о н + н о ЕГ + X а. н о к т + о н + н и X У + X о. •и =г н и т + 0 н г и к 3" "с + 1 а, 3- о н % и я "Ё + я а о з- н о я у + о н % о V + я О- <и з4 н о г + о н t и я У + X сх си н о я т + 0 Е- г и V + 1 Он 1) 3- ь-о я + о Е— ^ и к у + я о, 0) э-
с - ГЧ СП Сп - гч СП Оп
Рис. 3. Исследование шероховатости поверхностного слоя вдоль пера лопаток в продольном (а) и поперечном (б)
направлениях
Рис. 4. Зависимость шероховатости поверхностного слоя лопаток от режимов резания: а — от частоты вращения
шпинделя, б — от подачи резания
а
2. Определения микротвердости и степени наклепа поверхностного слоя лопаток ЦБК
Одним из основных критериев воздействия на поверхностный слой обрабатываемой детали является изменение микротвердости поверхности по сравнению с исходной. Микротвердость поверхностного слоя зависит не только от силового, но и от теплового факторов, действующих в зоне обработки [5].
При исследовании наклепа определяли микротвердость поверхности малых лопаток (табл. 3).
На рис. 5 видно, что максимальное значение степени наклепа наблюдается на четвертом образце и составляет 30 %, на втором и пятом образце они практически равны, а третий образец имеет минимальное значение микротвердости. На основании полученных данных построе-
ны графики зависимостей микротвердости лопаток от режимов резания (рис. 6). Степень наклепа поверхностного слоя лопаток уменьшается с увеличением подачи и уменьшением частоты вращения шпинделя.
3. Формирование остаточных напряжений в лопатках ЦБК
Исследование остаточного напряженного состояния выполняли на образцах, вырезанных из лопаток ЦБК, обработанных по различным технологиям, что дает возможность оценить влияние режимов резания на качество поверхностного слоя; исследовать остаточные напряжения, которые формируются после чистового фрезерования, а также изучить влияние наследственности на формирование окончательного напряженного состояния поверхностного слоя после получистового фрезерования.
Таблица 3 — Результаты определения микротвердости на спинке лопаток
№ лопатки Технология обработки Режимы резания при чистовом фрезеровании Среднее значение микротвердости Нт, МПа Степень наклепа, Бн %
п, об/мин 5, мм/мин
1' Черн+п/чист+ТО - - 2862 Исходн.
2' Черн+п/чист+ТО+чист 8000 1000 3445 20
3' 8000 1400 3320 16
4' 9500 1000 3728 30
5' 9500 1400 3450 20,5
35 30 25
: 20 -1 15
10
5
30
20 20.5 -
16
□ 2' (п=8000об мин, 5=1000мы мин)
□ 3' (п=8000об мин, Б=1400мм мин)
□ 4" (п=9500об мин, 5=1ОООмм/мин)
□ 5' (п=9500об/мин, 5=1400мм'мин)
Рис. 5. Исследование степени наклепа поверхностного слоя пера лопаток
Рис. 6. Зависимость микротвердости поверхностного слоя лопаток от режимов резания: а — от частоты вращения шпинделя, б — от подачи резания
Анализ распределения эпюр остаточных напряжений по глубине поверхностного слоя показывает, что высокоскоростное фрезерование способствует формированию на поверхности лопаток благоприятных сжимающих остаточных напряжений. В поверхностных слоях наводятся остаточные напряжения сжатия с глубиной распространения до 50 мкм. Причиной возникновения на поверхности сжимающих остаточных напряжений является то, что большая часть тепла переходит в стружку, что не характерно для традиционного фрезерования. В результате, действие упрочняющего силового фактора превосходит действие теплового — разупрочняющего, и в поверхностном слое формируются благоприятные сжимающие напряжения [6].
На рис. 7, а показано распределение остаточных напряжений на поверхности лопатки после чистового фрезерования, где третья лопатка имеет наибольшую величину остаточных напряжений на поверхности до 168 МПа. Также наблюдается рост величины остаточных напряжений с 106 МПа до 168 МПа при увеличении подачи резания с 1000 мм/мин до 1400 мм/мин.
Эпюры (рис. 7, б) показывают распределение остаточных напряжений на поверхности лопатки после получистового и чистового фрезерования. Наблюдается рост величины остаточных напряжений с 79,4 МПа до 95 МПа при увеличении подачи резания с 1000 мм/мин до 1400 мм/мин, а глубина их залегания уменьшается.
а
При сравнении эпюр распространения в поверхностном слое лопаток остаточных напряжений по двум технологическим схемам наблюдается снижение величины остаточных напряжений на поверхности и увеличение глубины залегания после получистового и чистового фрезерования. Увеличение глубины залегания остаточных напряжений благоприятно сказывается на качестве поверхностного слоя, эксплуатационных характеристиках детали и связано с перераспределением остаточных напряжений сжатия в результате получистового и чистового фрезерования.
Ь, мкм
2 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
-1 (исходный)
-2 (п=8000о6 ммин: Б^ЮООмм мин) 3 (п=8000о6ммин, 5=1400мм мин)
а
4. Исследование влияния режимов резания на качество поверхностного слоя ЦБК
Закономерности формирования характеристик поверхностного слоя аэродинамических поверхностей лопаток при формообразовании ВСФ могут быть установлены путем разработки и реализации матрицы планирования эксперимента [6]. Для лопаток сектора ЦБК был реализован полнофакторный эксперимент с двумя факторами, варьируемыми на двух уровнях. В качестве факторов использовались переменные, которые оказывают непосредственное влияние на формирование параметров качества поверхностного слоя: Х^ — число оборотов шпинделя станка, об/мин, Х2 — минутная подача фрезы, мм/мин.
В качестве параметров оптимизации (зависимых переменных) использовалась: шероховатость поверхности лопаток, максимальный уровень остаточных напряжений первого рода в поверхностном слое, степень наклепа. Функции откликов имеют вид:
¥(ХьX2) = Ь0 + ЪхХх + Ь2X2 .
(1)
Уровни варьирования факторами приведены в табл. 4. Интервалы варьирования факторами назначены исходя из исследования рабочих диапазонов частот вращения шпинделя станка и рекомендуемых режимов фрезерования титановых сплавов.
Матрицы планирования эксперимента и полученные значения параметров оптимизации для лопаток приведены в табл. 5.
Таблица 4 — Уровни варьирования независимыми переменными
Фактор Интервал варьирования Уровень -1 Уровень 0 Уровень +1
п, об/мин (Х1) 750 8000 8750 9500
мм/мин (Х2) 200 1000 1200 1400
t = 0,25 мм
Рис. 7. Распределение остаточных напряжений в лопатках, обработанных по различным технологиям: а — черн.фр.+п/чист.фр.+ТО+чист.фр.; б — черн.фр.+ТО+п/чист.фр.+чист.фр.
Таблица 5 — Функции отклика, полученные при реализации эксперимента
№ режима Кодированный масштаб факторов Натурный масштаб факторов Параметры продольной шероховатости лопаток, мкм Параметры поперечной шероховатости лопаток, мкм Степень наклепа лопаток, % Распределение остаточных напряжений на лопатках, МПа
Х1 Х2 Х 1, об/мин Х2, мм/мин Яа Ял Яа Ял
1 +1 + 1 9500 1400 0,895 5,025 0,925 4,63 20,55 -95,1
2 -1 + 1 8000 1400 0,785 4,89 0,885 5,56 16 -168
3 +1 -1 9500 1000 0,355 2,33 0,365 2,295 30,26 -79,4
4 -1 -1 8000 1000 0,685 4,215 0,555 2,945 20,37 -106
котором достигаются необходимые характеристики поверхностного слоя, при условии наибольшей производительности. Для реализации данного подхода на процесс ВСФ накладываются технические ограничения в виде линейных функций. К данному виду функций, путем логарифмирования, можно привести степенные формулы, которыми выражаются обычно режимы резания.
Основой для задания характеристик режимов ВСФ является совокупность (система) процессов образования параметров качества поверхностного слоя детали. Экспериментальным путем были получены зависимости, устанавливающие связь между режимами резания и параметрами высокоскоростной обработки (шероховатость, степень наклепа, остаточные напряжения).
Используя модель, рассмотренную в работе [7], особенности ВСО, требуемые параметры качества поверхностного слоя и экспериментальные данные на процесс финишного высокоскоростного фрезерования ЦБК были наложены ограничения, представленные в табл. 6.
Исходными данными для математических моделей ВСФ деталей из титановых сплавов являлись:
1) Диаметр фрезы Б = 3,2 мм;
2) Число зубьев фрезы г = 4;
3) Стойкость фрезы Т = 240 мин;
4) Глубина фрезерования ^ = 0,25 мм;
5) Ширина фрезерования В = 0,19 мм;
Таблица 6 — Математическая модель процесса ВСФ
Ограничение Математическая модель в общем виде Математическая модель для данной технологич. системы
1. По скорости резания 1000CV Dq-1zy - p (1 y)xi + yx2 < ln PTmtxBu -0,74x1 + 0,26x2 < 8,74
2. По мощности гл. привода станка 1020 ■ 60 -1000Dq ^Nôshzy-1 (1 w y)x1 + yx2 <ln x u 10pC ptxB" 0,38x1 + 0^2 < 17,49
3. По наибольшей частоте вращения шпинделя x < in(»mx) x1 < 9,16
4. По наименьшей частоте вращения шпинделя x * ln(n m2 ) *1 > 8,99
5. По наибольшей подаче ^ i /omaxN x2 < ln(Scm ) x2 < 10,59
6. По наименьшей подаче x2 > ln(Smm) x2 > 5,70
7. По наибольшей подаче на зуб - x + x2 < ln(zSznax) —К1 + X2 < -1,36
8. По наименьшей подаче на зуб - x1 + x2 > ln(zSzmin) -Xl + X2 > -2,75
9. По величине прод. шероховатости 4,16 + 0,44x1 - 0,84x2 < Rzпрод 0,44x1 - 0,84x2 < -1,82
10. По минимальным остаточным напряжениям -112,13 - 24,88x1 + 19,43x2 <стПт -24,88x1 +19^2 < 12,13
11. По степени наклепа пов. слоя 21,79 - 3,61x1 + 3,52x2 < Snax -3,61x1 + 3,52x2 < 8,21
12. По жесткости системы СПИД 2812,5[ f ]D3do4np z^-1 (-w - y)x1 + yx2 < ln--- C txBul3 D lonp -0,62x1 + 0^2 < 8,43
Полученные в результате реализации экспериментов согласно разработанной матрице планирования функции откликов имеют вид:
1) по продольной шероховатости лопаток: по Яа: У = 0,68 + 0,055Х1 - 0,16Х2
по Яг:У= 4,115 + 0,438Х1 - 0,843Х2; (2)
по поперечной шероховатости лопаток: по Яа: У = 0,683 + 0,038Х1 - 0,223Х,
по Яг:У = 3,8575 + 0,395Х1 - 1,238Х2; (3)
2) по степени наклепа лопаток:
У = 21,795-3,61Х!+3,52Х2; (4)
3) по остаточным напряжениям для лопаток: У= -112,125-24,875Х1+19,425Х2 . (5)
Полученные зависимости можно использовать для создания математической модели ВСФ ЦБК из титановых сплавов.
5. Оптимизация процесса финишного высокоскоростного фрезерования ЦБК
При управлении характером формообразования приходится решать сложную задачу оптимизации, учитывая, с одной стороны — экономические критерии, с другой — физические процессы, сопровождающие процесс обработки [1].
Под оптимальным режимом высокоскоростного фрезерования понимают режим, при
6) Мощность привода главного движения Nde = 30 кВт;
7) КПД привода главного движения h = 0,95;
8) Максимальная частота вращения шпинделя пЩПХ = 9500 об/мин;
9) Минимальная частота вращения шпинделя пШП = 8000 об/мин;
10) Наибольшая подача, допустимая приводами станка Smx = 40000 мм/мин;
11) Наименьшая подача для труднообрабатываемого материала Smin = 300 мм/мин;
12) Показатели в формуле скорости резания m = 0,37; х = 0,24; y = 0,26; u = 0,1; p = 0,13; q = 0,44; Cv = 145;
13) Показатели в формуле силы резания х = 0,85; y = 0,75; u = 1; q = 0,73; w = -0,13; Cp = 12,5;
14) Допустимая величина прогиба
[ f ] = 0,02 мм;
15) Длина оправки 1опр =100 мм;
16) Диаметр оправки d опр =40 мм;
17) Максимальная подача на зуб для труднообрабатываемый материалов S^ = 0,064 мм/об;
18) Минимальная подача на зуб для труднообрабатываемых материалов S^" = 0,016 мм/об;
19) Величина продольной шероховатости обработанной поверхности Raпрод = 0,4 мкм
(Rzпрод = 2,3 мкм);
20) Минимальные остаточные напряжения на
поверхности детали а^Г =-100 МПа;
21) Максимальная степень наклепа поверхностного слоя S„max = 30% .
Совместное действие перечисленных ограничений, накладываемых на процесс резания, определяет область допускаемых режимов обработки. Целевой функцией для модели оптимизации режимов резания является производительность, т. е. оптимальный режим соответствует условию:
F = S ■ п ® max .
(6)
Поскольку x1 = ln п , x2 = ln S, то целевая функция имеет вид:
F = xi + Х2 ® max .
(7)
Графическое представление указанных технологических ограничений приведено на рис. 8, где областью оптимальных параметров высокоскоростного фрезерования является фигура АБВГ. При ВСФ ЦБК из титанового сплава при глубине резания t = 0,25 мм оптимальным является решение, указанное на рисунке точкой В, которой соответствуют следующие режимы резания: n=9500 об/мин (V= 95,5м/мин); £ = 1002,71 мм/мин (Sz = 0,026 мм/зуб).
Таким образом, на основании теоретических и экспериментальных исследований поверхностного слоя получена модель оптимизации режимов резания при высокоскоростном фрезеровании ЦБК, учитывающая наиболее важные факторы, влияющие на формирование параметров качества поверхностного слоя.
Рис. 8. Математическое представление технологических ограничений процесса ВСФ
Оценка методов чернового фрезерования ЦБК
Целью черновой обработки является удаление наибольшей части припуска и приближение формы заготовки к геометрии изделия. При этом стойкость инструмента и сокращение времени обработки являются наиболее важными.
Быстрое и эффективное удаление основного объема материала имеет важное значение для эффективного программирования станков с ЧПУ. На сегодня известно два метода черновой обработки ЦБК: строчное и плунжерное фрезерование.
Практика показала, что эффективнее удалять избыточный материал послойно. Фрезерование сложнопрофильных поверхностей ЦБК можно осуществить методом строчного высокоскоростного фрезерования, в соответствии с которым профиль образуют путем многопроходного огибания лопатки фрезой с постоянным перемещением по ее высоте. При этом в процессе фрезерования осуществляется точечный контакт инструмента и обрабатываемой поверхности лопатки [8]. Метод позволяет избежать уступов на поверхности детали и обеспечивает равномерный съем материала по высоте.
Использование плунжерного фрезерования для черновой обработки ЦБК является более производительным, поскольку основное усилие резания направлено вдоль оси инструмента, а рабочая подача может достигать максимально возможного для станка значения и, как следствие, значительно сокращать время обработки. По сравнению со строчным фрезерованием, повышенная жесткость при движении по оси Z позволяет инструменту срезать больше материала при той же подаче, что увеличивает скорость снятия металла. Небольшое радиальное усилие позволяет использовать тонкие и длинные инструменты, сохраняя при этом высокую скорость удаления материала.
Для сравнения этих методов в САМ-систе-мах были заданы строчное и плунжерное фрезерование, с нахождением общего времени обработки ЦБК для последующего расчета экономического эффекта (табл. 7).
Строчное фрезерование является многоуровневой, многоосевой обработкой. Метод наиболее распространенный в обработке деталей типа импеллер, поскольку обеспечивает равномерный съем металла по всей поверхности заготовки.
В системе Unigraphics NX7.5 была задана строчная обработка ступицы моноколеса. Исходные данные: тип операции — mill multi blade rough (черновая обработка импеллеров), припуск на деталь 1 мм, глубина резания 1 мм.
В условиях нежесткой системы и больших вылетов инструмента плунжерное фрезерование является весьма эффективным. Суть метода заключается в том, что инструмент двигается в плос-
костях перпендикулярных ступице моноколеса по двум направляющим кривым с плавным отходом и переходом на следующий сегмент. Величина следующего прохода рассчитывается автоматически исходя из параметров инструмента и заданной величины шага. При обработке деталь поворачивается на определенный угол, чтобы обеспечить доступ инструмента в зону обработки. Метод наиболее эффективен при больших вылетах инструмента или для маломощного оборудования. По сравнению со строчным фрезерованием, повышенная жесткость при движении по оси Ъ позволяет инструменту срезать больше материала при той же подаче, что увеличивает скорость снятия металла.
В системе ГеММа-3Б была задана плунжерная обработка моноколеса. Исходные данные: тип операции — 5Б обработка по двум направляющим плунжер, шаг вдоль кривых: для 1 и 2 прохода — 1 мм, 3 прохода — 0,25 мм; припуск на деталь 1 мм.
На универсальном обрабатывающем центре ЪБ-500/130 было получено межлопаточное пространство из цельной заготовки двумя методами (рис. 9), с использованием концевых твердосплавных фрез (рис. 10).
Рис. 9. Черновое фрезерование межлопаточного пространства ЦБК двумя методами
Рис. 10. Инструмент для плунжерного (а) и строчного (б) фрезерования
б
а
Таблица 7 — Задание строчной и плунжерной обработки в системах иг^гарЫсв ЫХ7.5 и ГеММа-ЗБ
Общее время обработки сектора ЦБК: 240,92 мин (4 ч).
Общее время обработки сектора ЦБК: 66 мин (1,1 ч).
Общее время обработки всего ЦБК (16 секторов): 3854,67 мин (64,25ч)
Общее время обработки всего ЦБК (16 секторов): 1056 мин (17,6ч).
3. Фрезерование на глубине 61...100 %
Фреза: коническая Б = 3,2 мм Режимы резания: п = 4000 об/мин (у= 40 м/мин), 5 = 400 мм/мин (& = 0,025 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 104,25 мин.
3. Доработка межлопаточного пространства
Фреза: плунжерная Б = 4 мм Режимы резания: п =4000 об/мин ( У= 50 м/мин), 5 = 400 мм/мин (& = 0,05 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 51,517 мин.
Строчное фрезерование
Плунжерное фрезерование
2. Фрезерование на глубине 36... 60%
Фреза: коническая £1 = 4 мм Режимы резания: п = 3200 об/мин (¥= 40 м/мин), 5 = 400 мм/мин (& = 0,031 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 58,8 мин.
2. Выборка металла в нижней части
Фреза: плунжерная Б = 8 мм Режимы резания: п = 2000 об/мин (У=75 м/мин), 5 = 400 мм/мин (Бг = 0,1 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 10,42 мин.
1 .Фрезерование на глубину 0,35 %
Фреза: коническая Л = 5 мм Режимы резания:
п = 2500 об/мин (V = 40 м/мин), £ = 400 мм/мин (Бг = 0,04 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 77,27 мин.
1. Выборка металла в верхней части
Фреза: плунжерная £> = 8 мм Режимы резания: п = 2000 об/мин (У= 75 м/мин), 5 = 400 мм/мин (8г=0,1 мм/об).
Время обработки сектора ЦБК: 3,47 мин.
Для определения экономической эффективности плунжерного фрезерования ЦБК было рассчитано штучное время обработки по методике [8] и составило:
для строчной обработки: Тшт1 = 4557,32 мин;
для плунжерной обработки: Тшт2 = 1254,89 мин.
Общие затраты рассчитывались по формуле:
С = З + Н + И + А + Р + Е, грн, (8)
где З - заработная плата оператора, грн.;
Н — начисления на заработанную плату, грн.;
И - амортизация оборудования на одну деталь, грн.;
А - стоимость инструмента для обработки одной детали в зависимости от необходимого количества фрез, грн.;
Р - расходы на настройку станка, грн.;
Е — стоимость электроэнергии для обработки одной детали, грн.
Экономический эффект составляет:
Э = (С1 - С2) • N, грн , (9)
где N — годовая программа выпуска деталей.
Таким образом, использование плунжерного фрезерования ЦБК является более эффективным, чем строчного фрезерования, поскольку сокращает штучное время в 3,6 раза и тем самым повышает производительность обработки. Наблюдается увеличение стойкости инструмента в 1,5 раза за счет изменения основного усилия резания вдоль оси инструмента и, как следствие, увеличение жесткости и уменьшения вибраций при резании. Экономический эффект на 500 деталей составляет 61,9 млн. грн.
Выводы
1. Для чистового высокоскоростного фрезерования ЦБК рекомендуется использовать режим резания: п = 9500 об/мин (V = 95,5м/мин); Б = 102,7 мм/мин (Бг = 0,026 мм/зуб) при глубине резания t = 0,25 мм, обеспечивающий благоприятные характеристики поверхностного слоя: шероховатость Яа 0,36 мкм, степень наклепа до Бн = 30 %, величину остаточных напряжений сжатия до 200 МПа. Диаметр конической фрезы 3,2 мм, число зубьев 4, угол конуса 3°.
2. Технологический процесс изготовления ЦБК из титановых сплавов предусматривает высокоскоростное фрезерование: черновая обработка — плунжерным методом, который значительно со-
кращает время обработки, а чистовая — строчным, поскольку обеспечивает равномерный съем материала и получение необходимой геометрии детали.
Список литературы
1. Кирюшин И. Е. Оптимизация процесса высокоскоростной обработки закаленных сталей с учетом особенностей формообразования в условиях локального термопластического сдвига / Кирюшин И. Е., Кирюшин Д. Е., Насад Т. Г. // Известия Челябинского научного центра. — 2008. — № 2. — г. Челябинск, изд. «ЧНЦ». - 200 с.
2. Повышение эффективности высокоскоростного фрезерования центробежных колес / [Грачев Ю. В., Пухальская Г. В., Критчин С. В., Панченко Т. А.] // Вестник двигателестрое-ния. - 2011. - № 1. - С. 95-100.
3. ГОСТ 9450-76 «Измерение микротвердости вдавливанием алмазным наконечником».
4. Биргер И. А. Остаточные напряжения / Бир-гер И. А. - М. : Машгиз, 1963. - 232 с.
5. Богуслаев В. А. Технологическое обеспечение эксплуатационных характеристик деталей ГТД / [Богуслаев В. А., Муравченко Ф. М., Жеманюк П. Д.]. - Запорожье, изд. ОАО «Мотор Сич», 2003. - 610 с.
6. Отделочно-упрочняющая обработка деталей ГТД. / [Богуслаев В. А., Яценко В. К., Жеманюк П. Д. и др.] - Запорожье, изд. ОАО «Мотор Сич», 2005. - 559 с.
7. Гавриленко Я. Н. Оптимизация режимов высокоскоростного фрезерования деталей из титановых сплавов. / Гавриленко Я. Н., Мозговой С. В., Павленко Д. В. // Вестник двигате-лестроения. - 2006. - № 1. - С. 82-88.
8. Сахнюк Н. В. Определение траектории перемещения заготовки и инструмента для пя-тикоординатной высокоскоростной обработки поверхностей лопатки компрессора / Сахнюк Н. В., Грачев Ю. В., Качан А. Я. // Нов1 матер1али 1 технологи в металурги та маши-нобудувант. - 2007. - № 2 . - С. 71-74.
9. Моисеева Р. Н. Нормативы времени для различных категорий работающих в ГПС (операторов и наладчиков ГПМ и РТК при механообработке) / Моисеева Р. Н., Виноградова Г. А. // Научно-исследовательский институт авиационной технологиии организации производства, изд. «НИАТ», 1990. -146 с.
Поступила в редакцию 30.06.2011
Кондратюк Е.В., Пухальська Г.В., Жарик В.Г., Панченко Т.О., Критчин С.В. Пщви-щення ефективност процесу ВШФ вщцентрових колес за рахунок оптимвацп режим1в ргзання i використання високопродуктивних метод1в обробки
Долджений вплив режимов ргзання на параметри якост1 поверхневого шару при висо-кошвидксному фрезеруванш в^дцентрових колю з титанових сплавав, запропонований оп-тимальний режим для чистового фрезерування. В результат1 пор1вняння двох методов чорновог обробки в^дцентрових кол1с показана економ1чна ефектившсть використання плунжерного фрезерування.
Ключов1 слова: в^дцентрове колесо, високошвидксне фрезерування, плунжерне фрезерування, яысть поверхневого шару.
Kondratyuk E., Pukhal'skaya G., Zharik V., Panchenko T., Kritchin S. Increase of efficiency of process of HSM (High Speed Machining) of multi blades for account of optimization of modes of cutting and use of high-performance methods of treatment
Influence of the cutting modes is investigational on quality parameters of superficial layer at the high-speed milling of multi blades from titanic alloys, the optimal mode is offered for the finish milling. A comparison of two methods roughing multi blades shown cost-effectiveness of using the plunger milling.
Key words: multi blade, high-speed milling, plunger milling, quality of superficial layer.
