Проектирование и применение технологии обработки глубоких отверстий в деталях «Корпус» из титанового сплава Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.952.8

Проектирование и применение технологии обработки глубоких отверстий в деталях «корпус» из титанового сплава

Применительно к обработке глубоких отверстий в специальных корпусах из титанового сплава рассмотрены основные задачи проектирования операции глубокого сверления: разработка схемы установки заготовки, определение условий получения транспортабельной стружки и выбора оптимальных режимов резания. Приведенные математические модели составлены на основе теоретических и экспериментальных исследований процессов глубокого сверления отверстий диаметром 30-60 мм. Результаты работы подтверждены на практике при обработке двух партий заготовок «корпусов».

Ключевые слова: титановый сплав, глубокое сплошное сверление, проектирование технологии.

Ю. И. Кижняев, Б. А. Немцев, П. Д. Яковлев

Введение

Наиболее сложной и ответственной задачей проектирования операции глубокого сверления является выбор параметров режима резания. Существующие рекомендации дают ориентировочные значения скорости резания и подачи, которые приходится уточнять на практике для конкретных условий обработки. Предлагаемая методика позволяет выбрать оптимальные значения скорости резания (частоты вращения заготовки) и минутной подачи с учетом их влияния на параметры стружки, расход СОЖ и основные показатели глубокого сверления. Поставленная задача была решена применительно к сверлению глубоких отверстий диаметром 51 мм в заготовках корпусов из специального титанового сплава.

Исходные данные

для проектирования операции

В соответствии с техническим заданием ОАО «Пролетарский завод» на обработку отверстий диметром 60 мм в «корпусах» и принятым маршрутом их обработки требовалось разработать операцию глубокого сверления отверстия диаметром 51 мм.

Особенность заготовки (поковки) — некруговое поперечное сечение наружной поверх-

ности, центр которого смещен относительно оси отверстия на 7 мм. Длина заготовки — 2300 мм, материал — специальный титановый сплав 3М (ств = 540 МПа, НВ = 2300 ^ ^ 2600 МПа), обрабатываемость которого резанием априорно неизвестна.

Оборудование: станок РТ182с для глубокого сверления и растачивания, который в результате модернизации снабжен 4-винтовым патроном типа «фонарь» и сменными наладками в маслоприемнике, что позволяет выполнять на станке полную обработку глубоких отверстий диаметром 60 мм в «корпусах» [1].

Режущий инструмент — однорезцовая головка сплошного сверления диаметром 51 мм [2]. Материал лезвия резца головки — твердый сплав Т15К6; направляющие головки армированы твердым сплавом ВК8.

Программа выпуска деталей — 24 шт./год.

Задачи проектирования технологии

В рассмотренных условиях проектирование операции глубокого сверления предусматривает решение следующих задач:

• разработка схемы установки заготовки на станке;

• постановка и проведение эксперимента для определения условий механического дробления стружки порожком на лезвии;

• предварительное сверление отверстий в четырех пробных заготовках для определения влияния режимов резания на износ лезвия, увод оси отверстия и другие показатели;

• разработка и анализ математической модели процесса сверления; выбор и оптимизация режимов резания по критерию максимальной производительности;

• определение расхода и давления СОЖ для удаления стружек ожидаемых размеров;

• оценка технико-экономических показателей проектируемой операции.

Разработка схемы установки заготовки

на станке

По действующему технологическому процессу заготовка, поступающая на операцию сверления, имеет на концах базовые цилиндрические шейки диаметром 115 мм и длиной 50-55 мм. Остальная часть заготовки имеет прямоугольное поперечное сечение с размерами 124 X 134 мм, которое в плоскости наибольшего размера (134 мм) смещено относительно оси центров концевых шеек на 7 мм, т. е. заготовка не уравновешена, что при сверлении с вращением только заготовки требует применения балансира. Балансир выполнен в виде стальной пластины шириной 124 мм, толщиной 14 мм и длиной 800 мм, причем его длина определена расчетом по избыточной массе на стороне грани, наиболее удаленной от оси вращения (плотность титанового сплава 4,5 г/см3). Отметим, что фрезерование граней заготовок предшествует обработке шеек, обработка центровых отверстий на торцах заготовок производится по разметке, а точение шеек — в центрах. В итоге обеспечивается приемлемое отклонение от соосности базовых шеек (0,1-0,2 мм). Однако длина шейки для базирования заготовки в патроне (50 мм) не позволяет произвести выверку положения левого конца заготовки по шейке. В связи с этим разработано специальное приспособление, применение которого позволяет: предварительно ориентировать левый конец заготовки при укладке ее гранью, наиболее удаленной от оси, на опорную площадку ложемента, установленного на торце патрона; использовать для базирования центровое отверстие в заготовке, сопрягаемое с конусом центра при осевом перемещении заготовки; произвести при необходимости дополнительную выверку положения заготовки (после базирования правого конца, закрепления кулачками патрона и снятия центра), используя в каче-

стве измерительной поверхности цилиндрический поясок ложемента; значительно снизить затраты времени на выверку положения заготовки в патроне; сохранить исполнение левого конца заготовки; обеспечить приемлемую точность базирования.

Для базирования правого конца заготовки использован способ сопряжения конусов, выполненных на шейке заготовки и в центрирующей втулке маслоприемника, что обеспечило установку правого конца заготовки без выверки, высокую точность центрирования, надежную герметизацию канала подвода СОЖ и жесткую связь заготовки с маслоприемни-ком, исключающую вибрацию инструмента при врезании. Дополнительно маслоприемник был оснащен специальной наладкой, применение которой обеспечило минимальное биение конуса центрирующей втулки и поверхности отверстия кондукторной втулки для направления режущего инструмента (не более 0,05 мм), что способствует уменьшению увода оси отверстия при использовании маслоприемника с вращающейся кондукторной втулкой.

Неуравновешенность заготовки требует применения промежуточной опоры, центрирующей заготовку в месте установки балансира. Из-за отсутствия на станке вертлюжного люнета использовалась обойма, надеваемая на заготовку. Регулирование радиального положения обоймы осуществляется двумя рядами винтов (по четыре винта в каждом ряду), между которыми располагается шейка под ролики трехкулачкового люнета. После выверки на биение (не более 0,1 мм) к шейке подводятся кулачки, которые препятствуют радиальным колебаниям заготовки при вращении. В конструкцию обоймы добавлены гайки для фиксации регулировочных винтов после выверки, а пара винтов на стороне размещения балансира использована для поджатия его к заготовке с фиксацией положения их концами, входящими в отверстия на балансире.

Схема установки заготовок корпусов показана на рис.1.

При проектировании операций глубокого сверления для ранее не встречавшихся условий обработки (неизвестна обрабатываемость титанового сплава, значительные колебания свойств материала по длине заготовки и в партии заготовок) важное значение приобретает эксперимент по изучению процесса дробления стружки порожком (канавкой) на передней поверхности лезвия [3]. Опыты были проведены при точении (растачивании) образцов разной твердости при варьировании скорости резания и подачи.

2356

Рис. 1. Схема установки заготовки:

1 — упор; 2 — патрон 4-х кулачковый; 3 — втулка под люнет; 4 — центрирующая втулка масло-приемника; 5 — люнет роликовый 3-х кулачковый; 6 — центр приспособления (съемный)

Значения ширины и глубины канавки: 1,7+0>05 и °,5+0'05 мм. Указанная ширина канавки соответствует ее значению для периферийной режущей кромки резца сверлильной головки и обеспечивает уменьшение ширины при переточке лезвия по задней поверхности. Использована методика полного факторного эксперимента (ПФЭ N = 2к, где к — число варьируемых факторов) [3]. Диапазоны варьирования факторов скорости резания и подачи установлены по данным пробного сверления. В результате составлена зависимость длины элементов стружки 1С от параметров режима резания (и, Б) и твердости материала НВ (МПа). Установлено, что в диапазоне 20-40 м/мин скорость резания сравнительно мало влияет на длину стружки. Образование С-образных элементов наблюдалось при подаче не менее 0,15 мм/об на образце твердостью 2400 МПа и не менее 0,2 мм/об на образце с меньшей твердостью (1800 МПа). Результаты эксперимента указывают на трудности обеспечения дробления стружки при рекомендуемой для данного диаметра сверления подаче (<0,15 мм/об) и необходимость тщательного подбора режимов резания с учетом различия твердости материала по длине заготовки и в партии заготовок.

Разработка математической модели

процесса сверления

При выборе режимов резания для операции глубокого сверления необходимо обеспечить:

• стабильное дробление и надежное удаление стружки потоком СОЖ на всей длине рабочего хода;

• экономически обоснованную стойкость режущего инструмента, т. е. время его работы до наступления предельно допустимого износа лезвия;

• допустимый уровень колебаний инструмента и заготовки (отсутствие вибрации);

• допустимый увод оси отверстия (не более 2 мм), обеспечивающий припуск на каждой грани для последующей обработки (фрезерование граней при базировании по оси отверстия);

• оптимальную производительность процесса и ее повышение (в 2 раза) по сравнению с ранее применяемой технологией.

Обеспечение стабильного дробления стружки достигается подбором параметров канавки и режима резания, при которых в пределах колебаний твердости материала заготовок исключается образование сливной стружки, а длина элементных стружек гарантирует их свободное прохождение через окно в сверлильной головке. Реализация геометрического условия надежного удаления стружки требует ограничения длины ее элементов (I* = 9 мм), что установлено при проектировании сверлильной головки [2]. Для определения сочетаний скорости резания и подачи, при которых ожидаемая длина стружек будет близка к указанной, использована экспериментальная модель дробления стружки. Ограничивая длину элемента стружки значением Гс и решая уравнение относительно скорости резания, получим

V = 1,52 • 10-4 I*с3'33 НВ2Б3'87. (1)

Учитывая связь скорости резания с частотой вращения заготовки п и диаметром свер-

МЕШПООБМБОТК|»

ления d0, а также вводя в уравнение значение минутной подачи £м = Би, формулу (1) можно записать в виде

и

= 0,54/с*0,68 ЫБ°,41 ¿-0,2.

(2)

При I с* = 9 мм, НБ = 230 единиц Бринелля и dо = 51 мм формула (2) запишется в виде

= 2,6 • 10-2и1,25.

(3)

и = 49 • 103^

1,233 ,,0,3 /п н у / С1

1,233 ф

(¿с / Ьс)0,276 х

X НБ0,07 d0,184 dB°,1(-Fв10"6)1,233 З^185,

где V — коэффициент кинематической вязкости СОЖ, см2 • с-1; Сф — коэффициент, учитывающий форму стружки; Ьс — ширина стружки, 6 мм; dв — диаметр отверстия в стебле, мм; — площадь поперечного сечения канала отвода стружки, мм2.

При Qн = 200 л/мин (33,3 • 10-4 м3 • с-1), V = = 0,18 см2 • с-1, Сф = 2,1 (стружка С-образной формы), 1с / Ьс = 1,34, НБ = 230 единиц, d0 = 51 мм, dв = 28 мм и = 615 мм2 получим

и = 403 / Бмм,185.

(4)

Следующая зависимость связана с необходимостью ограничения интенсивности поперечных колебаний инструмента, которая возрастает с увеличением скорости резания и подачи. В качестве критерия принят коэффициент динамичности Кд, предельные значения которого Кд для инструментов диаметром 50-150 мм и длиной 2-6 м установлены экспериментально [3]. Ограничению Кд < К* соответствует зависимость

= 2,45 • 108Кд3,14 / do2,19 Ьст1,28 НБ1,13и0,163,

где Ьст — вылет стебля в конце сверления относительно опоры в маслоприемнике.

При К* = 1,3, do = 51 мм, Ьст = 3 м, НБ = = 230 единиц получим

= 53,6 / и0,163.

(5)

Применение уравнений вида (3) или и = = ДБм) обусловлено тем, что на станках глубокого сверления параметры режима резания нормированы значениями частоты вращения (об/мин) и минутной подачи (мм/мин).

Условие надежного удаления стружки потоком СОЖ представлено зависимостью расхода СОЖ Q, при котором обеспечивается эффективное транспортирование стружки ожидаемых размеров по каналам инструмента [3]. Этот расход не должен превышать номинальную производительность Qн насосного агрегата станка. Соответствующие ограничению Q < Qн уравнения, связывающие параметры режима и другие факторы, влияющие на расход СОЖ, имеют вид

При глубоком сверлении важно обеспечить допустимый уровень крутильных колебаний инструмента, что требует ограничения угла закручивания головки фг под действием крутящего момента. Установлено [3], что интенсивность крутильных колебаний инструмента резко возрастает при фг > фг* = 126,5 / dl,93. Уравнение, соответствующее этому ограничению, получено в виде

и = 3,2 • 10-2 d^,4 Ь00,877йф0,87 X

X 8£877 / (<^р)0,877йз0,877,

где кф — коэффициент, учитывающий влияние износа лезвия на крутящий момент; 01р — жесткость на кручение поперечного сечения стебля; кз — коэффициент запаса, учитывающий необходимость уменьшения угла закручивания головки в сравнении с предельным значением (фг = йзфг*). При d0 = 51 мм, Ьо = = 2,3 м, кф = 1,25, 01р = 27,4 • 103 Н • м2 и К = 0,7 получим

и

= 9,1Бм0,88.

(6)

Скорость резания и подача (наряду с другими факторами) оказывают существенное влияние на увод оси отверстия, который уменьшается с увеличением скорости и увеличивается с увеличением подачи [4]. Ограничение увода Ду < Ду* получено в виде

и = 7,23 • 104Ь01,14р01,52й2,3НБ0,79 X

х я^27 / к1,47^1,75 ¿мР),

где р0 — радиальное биение базовой поверхности кондукторной втулки; Нз — предельно допустимый износ лезвия по задней поверхности при сверлении на проход одной или нескольких заготовок (в зависимости от интенсивности износа); ¿м — расстояние от торца кондукторной втулки до опоры стебля в маслоприемнике.

При Ь0 = 2,3 м, р0 = 0,05 мм, Нз = 0,4 мм, НБ = 230 единиц, d0 = 51 мм, Ду* = 1,3 мм и ¿м = 0,7 м получим

п = 70,581°'27.

(7)

Параметры режима резания существенно влияют на износ лезвия, который возрастает с увеличением как скорости, так и подачи. Зависимость относительного износа (мкм/км) от скорости резания и подачи установлена экспериментально при точении концевых шеек на заготовках корпусов и откорректирована по результатам сверления пробных заготовок. Ограничение кз < к* получено в виде

п = 6,14 • 1075°,65 X

х й!;0,68 / (^ИБ0,88^,68).

При кз = 0,4 мм и указанных выше значениях остальных параметров получим

п = 23Б

0,65

(8)

Анализ полученной модели и выбор режимов резания

На рис. 2 в координатах п - £м приведены линии 1-6, определяющие значения параметров режима резания, при которых в заданных условиях обработки выполняются принятые ограничения важнейших показателей процесса. Значения последних, соответствующие каждой линии, даны в подрисуночной подписи. Для оценки влияния твердости материала заготовок на размеры стружки, а следовательно, на параметры режима резания на графике проведена дополнительная линия 1*, которая соответствует наименьшей твердости в партии заготовок. Учитывая, что надежность процесса сверления существенно зависит от расхода СОЖ, определяющего стабильность удаления стружки, расчет параметров режима проведен для двух значений расхода (линии 2 и 2*). Кроме того, учтена возможность некоторого увеличения предельного значения коэффициента динамичности (с 1,3 до 1,5), поскольку инструментальная система содержит эффективный виброгаситель для демпфирования поперечных колебаний (линия 3*). На графике буквами А, Б, В, Г обозначены точки пересечения ряда граничных линий, которые соответствуют параметрам режима, пригодным для применения. Анализ графика позволяет сделать следующие выводы:

• в рассматриваемых условиях производительность процесса (минутная подача йм)

в наибольшей степени ограничена допустимой длиной стружки и расходом СОЖ, что подтверждается многолетней практикой глубокого сверления; из графика видно, что увеличение расхода СОЖ позволяет увеличить производительность (см. значения п и йм, соответствующие точкам А и Б; А*—Б*);

• заметное влияние на производительность оказывает твердость материала заготовки, что видно из сравнения значений параметров режима в точках А, А*; Б, Б*; с увеличением твердости требуемую длину стружки можно получить при большей скорости резания;

• увеличение производительности ограничено возрастанием интенсивности поперечных колебаний инструмента (точки А и А* располагаются на линии 3 при К* = 1,3); демпфирование колебаний позволяет увеличить производительность (точки А и В);

• при расходе СОЖ 150 л/мин допустимый диапазон значений частоты вращения заготовки находится в пределах 155-170 об/мин (V = 25 - 28 м/мин), а диапазон подачи — в пределах 16-20 мм/мин;

вм, мм/мин

34 30 26 22 18 14 10

110 130 150 170 190

210 230

п, об/мин

Рис. 2. График значений частоты вращения и минутной подачи, соответствующих заданным ограничениям основных параметров сверления:

1 — Iс* = 9 мм, ИБ = 230 МПа; 1* — Iс* = 9 мм, ИБ = 170 МПа;

2 — Ян = 25 • 10-4 м3/с (150 л/мин); 2* — Ян = 33,33 • 10-4 (200 л/мин); 3 — Кд = 1,3; 3* — Кд = 1,5; 4 — фг = 6 • 10-4 рад (4°); 5 — Ду = 1,3 мм; 6 — йз = 0,4 мм

0

• при расходе СОЖ 200 л/мин можно увеличить частоту вращения до 200-220 об/мин (V = 32 - 35 м/мин), а подачу — до 22-25 мм/ мин, причем последнее значение допустимо при Кд = 1,5;

• ограничение по углу закручивания инструмента (интенсивности крутильных колебаний) позволяет работать в указанных диапазонах параметров режимов резания;

• при работе в первом диапазоне линия ограничения увода оси отверстия (линия 5) проходит левее точек Б, Б* и Г и удаляется от точек А, А* и В, поскольку с увеличением скорости резания увод уменьшается;

• точка Г располагается на линии ограничения износа лезвия 6, но можно допустить увеличение предельного износа до 0,5 мм, поскольку признано рациональным использовать резец для сверления одной заготовки, а затем производить его переточку.

Экспериментальная проверка

В итоге в качестве исходного принят режим резания с параметрами: и = 160 об/мин, Бм = = 21 мм/мин (Б = 0,13 мм/об), который удовлетворяет всем ограничениям и может быть реализован на станке. Отметим, что указанная подача на оборот близка к подаче (Б = = 0,15 мм/об), рекомендуемой для сверления отверстий данного диаметра в круглых стальных заготовках.

Выбранный режим резания не потребовал корректировки при сверлении партии заготовок корпусов (24 шт.), обеспечив требуемые показатели обработки по уводу оси, уровню колебаний и износу лезвия. Для повышения надежности процесса удаления стружки расход СОЖ был увеличен до 180 л/мин, что соответствовало давлению на входе в масло-приемник 0,8-1,2 МПа. В ходе работы были опробованы и другие режимы резания (и = 190 и 230 об/мин, Бм = 24 - 28 мм/мин), но от них пришлось отказаться по причине усиления колебаний в технологической системе, обусловленных дисбалансом заготовок, погрешностями их выверки и биением кондукторной втулки, что приводило к увеличению увода оси отверстия до 2 мм.

Для сравнения принятого режима с нормативным, рекомендуемым для глубокого сверления отверстий диаметром 30-60 мм в титановых сплавах ВТ1, ..., ВТ5, приведем нормативный режим: V = 30 - 50 м/мин, Бо =

= 0,12 - 0,15 мм/об. Уменьшение скорости резания при сверлении другого титанового сплава обусловлено его повышенной вязкостью и адгезией с твердым сплавом, что ухудшает дробление стружки и существенно снижает стойкость направляющих сверлильной головки.

Результаты обработки партии заготовок корпусов (48 шт.) подтвердили обоснованность разработанной методики выбора режимов резания, которая позволяет учесть конкретные условия обработки, совокупность важнейших показателей процесса и выделить диапазоны параметров режима, удовлетворяющие принятым ограничениям.

Выводы

Разработанная методика позволяет комплексно учесть условия обработки и найти оптимальные сочетания параметров режимов резания, при которых обеспечиваются стабильное дробление и надежный отвод стружки, допустимый уровень колебаний инструмента, допустимый увод оси отверстия, требуемая стойкость резца (для сверления на проход целого числа заготовок) и оптимальная производительность для данных условий обработки. В итоге, как показывает практика глубокого сверления, обеспечивается повышенная надежность операции.

Математическая модель процесса глубокого сверления в виде совокупности уравнений и-Бм, отображающих взаимосвязи факторов, влияющих на важнейшие показатели процесса, по нашему мнению, является качественно общей для многих процессов обработки глубоких отверстий лезвийным инструментом. Аналогичная модель, составленная для глубокого сверления отверстий диаметром 50 мм в заготовках из стали 40ХН длиной 3 м, позволила априорно выбрать режимы резания, успешно реализованные на практике.

При известных зависимостях для длины стружки и износа лезвия, приведенных для сталей в [3], применение разработанной модели потребует изменения только уравнений (1) и (8). В остальные зависимости следует подставить другие значения входящих в них параметров и рассчитать постоянную при Бм [или при и в формуле (5)].

Предложенная модель может быть приведена к виду для оптимизации режимов резания методом линейного программирования.

Литература

1. Кижняев Ю. И., Немцев Б. А., Крупкин Д. А., Патяк В. Г. Модернизация и оснащение станка модели РТ-182с для обработки глубоких точных отверстий диаметром 50-120 мм // Металлообработка. 2010. № 5. С. 37-48.

2. Кижняев Ю. И., Немцев Б. А. Проектирование инструментов для обработки глубоких точных отверстий

диаметром 60 мм в деталях «Корпус» из титанового сплава // Металлообработка. 2011. № 6.

3. Уткин Н. Ф., Кижняев Ю. И., Немцев Б. А. [и др.]. Обработка глубоких отверстий. Л.: Машиностроение, 1988. 269 с.

4. Кижняев Ю. И., Немцев Б. А., Яковлев П. Д. Особенности образования и способы уменьшения уводов при глубоком сверлении отверстий в валах и в плитах без вращения и с вращением инструмента // Металлообработка. 2012. № 3.

Электрохимическая обработка изделий авиационно-космической техники: Учебное пособие для вузов / Под ред. проф. Б. П. Саушкина. — М.: Издательство ФОРУМ, 2013. — 480 с.

Приведены сведения о методе, способах и технологиях электрохимической обработки изделий, рассмотрена модель процесса электрохимического формообразования, выполнена оценка основных показателей технического уровня соответствующих технологий.

Представлены общая методика и порядок проектирования основных операций электрохимической обработки изделий. Приведен справочный материал, необходимый для технологического проектирования. Предложены рекомендации по проектированию высокоэффективных технологических процессов ЭХРО. Представлена методика оценки и примеры расчета технико-экономической эффективности при внедрении операций ЭХРО. Рассмотрены особенности проектирования электрохимических участков и цехов.

Книга предназначена для студентов старших курсов и аспирантов высших учебных заведений, специализирующихся в области электрохимических технологий машиностроительного производства и может быть полезна конструкторам и технологам машиностроительных заводов, проектирующим технологии и средства технологического обеспечения для ЭХРО или эксплуатирующих соответствующее оборудование.

По вопросам приобретения книги обращаться в Межбиблиотечный коллектор (г. Москва) или по адресу: sbp47@ mail.ru