Проектирование инструментов для обработки глубоких точных отверстий диаметром 60 мм в деталях «Корпус»из титанового сплава Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.952.8

Проектирование инструментов для обработки глубоких точных отверстий диаметром 60 мм в деталях «Корпус» из титанового сплава

Ю. И. Кижняев, Б. А. Немцев

Актуальность проблемы

Известно, что все показатели процессов обработки глубоких отверстий существенно зависят от качества режущего инструмента, то есть от его способности выполнять свои функции, обеспечивая стабильное образование и надежное удаление стружки, устойчивое положение на поверхности отверстия посредством направляющих, отсутствие вибрации, минимальные погрешности обработки (увод оси отверстия, огранку, отклонения диаметра и др.) в сочетании с высокой производительностью обработки и стойкостью режущих и направляющих элементов. Работоспособность инструмента зависит от правильного выбора его типа, основных конструктивных параметров, а также материалов режущих и направляющих элементов.

Большое разнообразие применяемых инструментов и отсутствие целостных методик вызывают значительные трудности при их проектировании, которые задерживают внедрение современных технологий обработки глубоких отверстий. Вместе с тем задача проектирования новых инструментов для обработки глубоких отверстий остается актуальной, это обуславливают следующие факторы:

• расширение применения новых материалов, обрабатываемость которых резанием не исследована;

• разнообразие и широкая номенклатура деталей с глубокими отверстиями;

• отсутствие в России централизованного изготовления инструментов для глубокого сверления и растачивания;

• нерешенность проблемы создания широкоуниверсального инструмента, эффективно работающего в различных условиях обработки;

• высокая стоимость представленного на рынке зарубежного инструмента.

Техническим заданием ОАО «Пролетарский завод» на модернизацию и переоснащение станка модели РТ-182с [1] предусмотрено проектирование инструментов и технологии для обработки глубоких точных отверстий 060 мм в деталях «Корпус» (ЛТПИ.734435.002; 003). Заказы на изделия, содержащие эти детали, систематически повторяются, а применяемая технология отличается высокой трудоемкостью и нуждается в совершенствовании.

Описание деталей

Корпуса имеют длину 2,3 м и некруговое поперечное сечение с двумя цилиндрическими шейками на концах. Ось глубокого отверстия должна проходить через центры сечений шеек. В заготовках, поступающих на операцию сверления, ось центров прямоугольного поперечного сечения средней части деталей смещена на 7 мм относительно оси концевых шеек, то есть корпуса не уравновешены относительно оси вращения. Перед чистовой обработкой отверстия поперечное сечение средней части заготовок имеет форму неправильного шестигранника с тем же смещением. Материал деталей — специальный титановый сплав с механическими характеристиками: предел прочности св = 540 МПа, предел упругости С0,2 = 490 МПа, относительное удлинение 5 = 9 %, относительное сужение у = 22 %, ударная вязкость Ак = 6 кг.м/см2. Требования к точности глубокого отверстия: точность размера 0 60Н9 (допуск +0,074 мм), шероховатость поверхности Яа = 1,6 мкм, увод оси отверстия — не более 2,0 мм.

Описание маршрута обработки отверстий в корпусах

Маршрут обработки отверстия 0 60 мм предусматривает две операции. Первая выполняется

на стадии предварительной обработки и состоит из двух переходов — сверления и чернового растачивания, выполняемых последовательно с одного установа заготовки. На стадии получистовой и чистовой обработки, после фрезерования наружной поверхности с базированием заготовок по оси отверстия и термической обработки для снятия напряжений, предусмотрены зенкерование и чистовое растачивание плавающей пластиной. Эта операция также может быть выполнена с одного устано-ва заготовки за два или три перехода, причем для чистового растачивания предусмотрен дополнительный переход. В соответствии с принятой технологией определены диаметры инструментов, которые рассчитываются на основе диаметра готового отверстия:

• начальный диаметр регулируемой плавающей пластины — 59,7 мм;

• диаметр зенкера — 59,5 мм;

• диаметр головки для чернового растачивания — 58,5 мм;

• диаметр сверлильной головки — 51,0 мм.

В результате оснащения станка РТ-182с [1]

все операции по обработке отверстий в корпусах можно выполнять инструментами с наружным подводом СОЖ [2]. При сверлении и черновом растачивании (обработке по схеме «на сжатие») отвод стружки осуществляется через отверстие в стебле, при растачивании это достигается уплотнением торца заготовки в патроне. Отметим, что выполнение чернового растачивания непосредственно после сверления (в одной операции) обеспечит уменьшение увода оси отверстия. При зенкеровании и чистовом растачивании, когда инструменты протягиваются через обрабатываемое отверстие (работа по схеме «на растяжение»), отвод стружки потоком СОЖ осуществляется по отверстию в заготовке (вперед по направлению к патрону, имеющему окна для выхода СОЖ со стружкой). Принятые способы подвода СОЖ и отвода стружки исключают переналадку станка, связанную со сменой способа подвода СОЖ.

Определение размеров стебля для режущих инструментов

При наружном подводе СОЖ стебель представляет собой трубу, наружный диаметр которой должен быть меньше диаметра рабочей части режущего инструмента, чтобы получить кольцевой зазор для подвода СОЖ 5п между стеблем и стенкой обрабатываемого отверстия. Диаметр отверстия в стебле определяет площадь поперечного сечения канала для отвода стружки, а следовательно, условия ее

транспортирования потоком СОЖ [2]. От правильности выбора размеров стебля во многом зависит качество инструмента как гидравлической и упругой системы. В рассматриваемом примере обработки глубокого точного отверстия для всех режущих инструментов желательно применить один стебель, диаметральные размеры которого следует определить по диаметру сверлильной головки dо. Методика определения внутреннего и наружного dн диаметров стебля предусматривает расчет следующих параметров [2]:

• скорости потока СОЖ Ут, необходимой для эффективного транспортирования стружки ожидаемых размеров;

• расхода СОЖ Q, необходимого для надежного удаления стружки;

• площади поперечного сечения канала для отвода стружки

• внутреннего диаметра стебля dв, соответствующего площади ^о;

• внутреннего диаметра канала dв, соответствующего минимальным потерям давления в канале отвода СОЖ со стружкой;

• наружного диаметра стебля dн.

Методика и результаты расчета указанных параметров

V, = 1,4г0'3Ч"0'22^0'24 = 2,85 м/с,

где £ — глубина резания, £ = 25,5 мм; dо = = 51 мм; V — вязкость СОЖ, V = 0,18 см2/с;

Q = 1,6 • 10-^'4;^0 = 26,5 • 10-4 м3/с (160 л/мин);

где V — скорость резания, V = 40 м/мин; йо — подача, йо = 0,15 мм/об;

= Q/Vт = 26,5 • 10-4/2,85 = = 9,3 • 10-4 м2= 930,0 мм2.

Диаметр dв, соответствующий площади ^о, dв =74^7^ = V4 • 930 / % = 34,0 мм.

Диаметр = 0,52dо = 26,5 мм. Диаметр dн = dо - 25п = dо - 2 • [12р^/М(КрРн)]0'33 = = 47,0 мм, где dо = 51 • 10 3 м; р — плотность СОЖ, р = 890 кг/м3 (масляная СОЖ); V = = 18 • 10-6 м2/с; Ьо - длина обрабатываемого отверстия (глубина сверления), Ьо = 2,3 м; Кр — коэффициент доли потерь давления СОЖ в каналах инструмента, Кр = 0,7 (70 % от суммарных потерь давления в гидравлической системе); рн — номинальное давление насоса, рн = = 2 • 106 Н/м2.

Наружный диаметр стебля целесообразно принять меньше расчетного, чтобы уменьшить потери давления в канале подвода СОЖ при сверлении. Примем dн равным 45,0 мм. Для компенсации уменьшения жесткости стебля и снижения потерь давления в канале отвода стружки диаметр dв = 34 мм тоже следует уменьшить до значения диаметра отверстия в ближайшей по размерам стандартной трубе с диаметром 52,0 мм и толщиной стенки 12,0 мм. Длина стебля принята равной удвоенной глубине сверления Ьст = 4500 мм, чтобы использовать его и для обработки отверстий в других деталях (длиной до 3500 мм).

Полезно проверить пригодность стебля по жесткости на кручение путем определения угла закручивания головки фг и сравнения расчетного угла с предельным значением ф*, при превышении которого резко возрастает интенсивность крутильных колебаний инструмента [2]. Проверка показала, что условие фг < ф* выполняется: фг = 0,03 рад, а ф* =

1 93

= 126,5^° = 0,06 рад. Угол закручивания рассчитывается по известной формуле сопротивления материалов с учетом принятых значений длины стебля Ьст и диаметров dн и dв, определяющих полярный момент инерции на кручение поперечного сечения стебля JIÍ.

Для расчета крутящего момента Мк, Н • мм, действующего на инструмент при сплошном глубоком сверлении, использована формула, составленная на основе обобщения экспериментальных данных:

Мк = Ктр Рггг = 98а0'3¥'08 Б°'9У "Ч0'979,

где Ктр — коэффициент, учитывающий влияние трения направляющих головки о стенку обрабатываемого отверстия, КТр = 1,3; Рг — главная (тангенциальная) составляющая силы резания, Н; гг — плечо приложения силы Рг относительно оси головки (для сплошного сверления гг = 0,2do); показатель степени п = = 5 • 10-5 НВ, где Нв — твердость металла, МПа. В рассматриваемом примере при св = 540 МПа; НВ = 2400 МПа (титановый сплав); £ = 25,5 мм;

= 0,15 мм/об; V = 40 м/мин; do = 51 мм; Мк = = 17 • 104 Н • мм.

Отметим, что стебель 0 45 мм устанавливается на станке РТ182с в базовую секцию стебля 0 100 мм и длиной 1500 м, один конец которой установлен в стеблевой бабке, а другой базируется в стеблевой стойке, связанной с бабкой и оснащенной виброгасителем [1]. Такое решение позволяет использовать более короткий стебель длиной 4,5 м

4850

Рис. 1. Конструкция стебля к режущим инструментам: 1 — труба; 2 — муфта; 3, 5 — дистанционные кольца; 4 — штифт (4 шт.)

(вместо стебля 6,2 м, который задействуется при установке непосредственно в стеблевой бабке) и упрощает переналадку станка на обработку других отверстий. Для базирования стебля на участке между стойкой с маслопри-емником и стеблевой стойкой предусмотрен дополнительный стеблевой люнет [1]. В итоге обеспечивается повышенная жесткость инструментальной системы, что является важным условием надежного выполнения операции глубокого сверления. Конструкция стебля 045 мм показана на рис. 1.

Проектирование сверлильной головки 051 мм

В диапазоне диаметров 30-60 мм с относительной длиной Lo/do более 20 целесообразно применять инструмент сплошного сверления одностороннего резания, который обеспечивает наименьший увод оси отверстия [2]. Прототипом сверлильной головки 051 мм послужила конструкция, много лет успешно применяемая на заводе «Измерон» (Санкт-Петербург) при сверлении отверстий 03045 мм [3]. Для проектирования аналогичной по конструкции головки другого диаметра и для других условий сверления потребовались:

• определение числа режущих кромок in на участке N лезвия и геометрии заточки резца;

• уточнение размеров окна для отвода стружки;

• корректировка углового расположения и размеров направляющих;

• подбор марок твердого сплава для резца и направляющих.

Установлено [2], что в рассматриваемой сверлильной головке смещение вершины лезвия (точки пересечения участков N и T) относительно оси головки следует принимать равным 0,1do, то есть режущая кромка T будет работать с глубиной резания 5,0 мм. При этом глубина резания %, соответствующая наружному участку лезвия N, составит 20,5 мм. От числа режущих кромок на этом участке зависит ширина срезаемых ими стружек. В итоге размеры стружки (длина 1с и ширина Ьс) определяют стесненность их движения в канале отвода, расположенном в головке. Установлено также [2], что в определенные моменты времени стружки, срезаемые разными режущими кромками, образуются одновременно. Это может вызывать нарушение отвода стружки из зоны резания.

В основу определения числа режущих кромок iN на наружном участке лезвия положено геометрическое условие одновременного прохождения трех элементов стружки в наиболее

узком сечении окна для ее отвода, то есть на выходе из окна в центральное отверстие корпуса диаметром 28 мм. Форма упомянутого сечения головки представляет собой круговой сектор, площадь которого Ff определяется по формуле Ff = 8,73 • 10-3ас.К, где ас — центральный угол сектора; R — радиус сектора. При ас = 130° и R = 14 мм FT = 238 мм2.

Для определения числа режущих кромок ÍN составлена формула Ín = t^l^Fj, sin 9n), где 9n — угол в плане для участка N лезвия. Ограничивая длину стружек 1с = 9,0 мм и определяя число режущих кромок при FP = = 238 мм2 и 9n = 65°, получим ín = 2,58 = 3,00. При iN = 3 площадь миделева сечения трех элементов стружки составит 185 мм2, то есть будет меньше площади FP.

Геометрия заточки лезвия принята аналогичной геометрии, применяемой для сверления отверстий в сталях, но углы наклона режущих кромок увеличены на 5°, что способствует улучшению деления стружки по ширине вершиной. Выбор углового расположения направляющих основан на определении направления равнодействующей поперечных сил, действующих в плоскости, перпендикулярной оси головки [2]. Направляющие нужно расположить так, чтобы указанная сила проходила по биссектрисе угла между ними. При этом нагрузки на каждую направляющую будут близки по величине, что обеспечит устойчивое базирование головки и равномерный износ направляющих. Проблема решения данной задачи в известной мере связана с трудностями расчета сил резания и трения, особенно если раньше не приходилось проводить обработку в подобных условиях.

При расчете сил резания, действующих на участках N и T лезвия, необходимо учитывать изменение скорости резания по ширине среза. Например, удельную силу dPz, действующую на элементарный участок dy, удаленный от внешней вершины лезвия в радиальном направлении на величину y, можно представить в виде степенной функции

dPz = CRSUVv-ndy,

(1)

где Cp — постоянный коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала (определен экспериментально для Стали 45 с пределом прочности св = 700 МПа, НВ = 1800 МПа), в данном случае Срг = 3050; Vy — скорость резания, соответствующая точке с координатой y; u, n — показатели степени при подаче и скорости резания соответственно.

Учитывая, что Vy = 2VQy/d0, где V) — скорость резания, соответствующая периферийной

точке лезвия, и интегрируя выражение (1) по координате у с пределами изменения от К^о до (кромка Ы), где К1, К2 — ко-

эффициенты, учитывающие координаты граничных точек участков N и Т лезвия (К- = = 0,5; К2 = 0,1), и от 0,1 до 0 (кромка Т), получим:

Ргы = СрБу(2У0М)Г [(К^)1-п --(К2^0)1_ге ]/(1 - п), РгТ = СРБу(2У0/^Г(К2^0)1-п/(1 - п), (2)

где Ср — экспериментальная постоянная Сэ с поправками, Срг = СэКфКуКаКпКмКфКи, где Кф — поправка на угол в плане ф (рис. 2, а); Ку — поправка на передний угол у (рис. 2, б); Ка — поправка на задний угол а (рис. 2, в); Кп — поправка на ширину Ь порожка для дробления стружки (рис. 2, г); Км — поправка на обрабатываемый материал (рис. 2, д); Кф — поправка на ширину Ьф калибрующей фаски на лезвии (рис. 2, ж); Ки — поправка на ширину фаски износа режущих кромок по задней поверхности Нз; Сэ = 3050 (определена для стали 45 с св = 700 МПа, НВ = 1800 МПа); показатель степени и, характеризующий влияние подачи на силу резания, можно принять равным 0,9; показатель степени п зависит от твердости НВ материала детали. Формулы для расчета радиальных Руы, РуТ и осевых РХы, РХТ составляющих сил резания аналогичны формулам (2), но С^ = 610; СРх = 1750.

Значения поправок и показателя степени при скорости резания могут быть определены по графикам зависимости, характеризующим влияние геометрических параметров резца (рис. 2, а—г, ж), механических свойств материала (рис. 2, д, е) и ширины фаски износа лезвия (рис. 2, з) на силу резания. Значения поправок и показателей степеней установлены на основе обобщения экспериментальных данных и могут быть использованы для расчета всех трех составляющих силы резания. В итоге можно рассчитать составляющие суммарной силы резания: Яг = Ргы + Ргт'; Яу = РуЫ - РуТ; Ях = РхЫ + РхТ, где РгЫ, РгТ — тангенциальные составляющие сил резания. Установлено, что силы Яг, Яу и ВХ приложены на участке N на расстоянии 0,2^ от оси головки.

На основе обработки экспериментальных данных, полученных при сверлении сталей типа 38ХН3МА, составлены зависимости для расчета коэффициента трения на направляющих:

ц = 63 • 10-3 + 13,2 • 10-6РЫ-1,17 • 10-9РЫ при РЫ < 6000 Н;

ц = 46,7 • 10-3 + 9,16 • 10-6РЫ - 4,63 • 10-11 РЫ при РЫ > 6000 Н,

где Ры — нормальная нагрузка, действующая на направляющую планку. В качестве примера укажем, что при нормальной нагрузке 4000 Н ц = 0,10, а при нагрузке 9000 Н ц = 0,125. Полагают, что при глубоком сверлении сталей коэффициент трения находится в пределах 0,1-0,3 в зависимости от нагрузки, скорости резания и других условий. Разумеется, для сверления титанового сплава эти зависимости требуют уточнения, так как на практике наблюдается сильная адгезия (сцепление) рабочих элементов направляющих (из твердого сплава ВК8) с материалом заготовки в местах их контакта с поверхностью отверстия.

По ряду причин в головках одностороннего резания упорную направляющую располагают напротив лезвия, то есть положение упорной направляющей определяется углом ауп = 180 отсчитываемым от режущих кромок против часовой стрелки. В связи с этим задача сводится к определению положения опорной направляющей в пределах аоп = 270 -г 300°. Угол ¥, определяющий положение биссектрисы угла между направляющими, определится как ¥ = 90°- 0,5 (аоп -ауп), а угол ¥г, определяющий направление равнодействующей поперечных сил, приложенной в точке на оси головки, — по формуле

% = аге1§ [(цоп + Яу/Яг)/1 - ЦупЯу/Яг],

где цоп, Цуп — коэффициенты окружных составляющих сил трения, приложенных к опорной и упорной направляющим соответственно.

Из равенства углов ¥ и ¥г найдем: аоп = = 360° - 2¥г при ауп = 180 °, что указывает на необходимость определения силовых параметров и коэффициентов трения применительно к конкретным условиям обработки. Расчеты упомянутых параметров показали, что в рассматриваемых условиях при У0 = 25 -г 40 м/мин; = 0,13 мм/об, отношение сил Яу и Яг равно 0,33-0,36, а средний коэффициент трения на направляющих цср — в пределах 0,22-0,25. В итоге угол ¥г = = 30 г 33° и аоп = 300 г 294°. Учитывая, что при износе лезвия радиальная составляющая возрастает более интенсивно, чем тангенциальная (см. рис. 2, з), а поворот опорной направляющей сопровождается увеличением приложенной к ней нагрузки, целесообразно уменьшить угол аоп до 290°. В итоге составлена зависимость для расчета угла аоп:

ао

. = 270° + 241,2 (Ру/Рг)-0'1Цср-0'061.

а)

КЧ

д)

Км

0,8

б) к

в) Ка 1,00,8 -0,6

г) Кп 1,81,61,41,2 1,1-

2 ~ч,град.

10 12 14 а, град.

е) пР]

ж) Кф 1,21,1) Ки

1 6 1 4 1 2 1 1

~08 10 12 щ~кПа

200

240

280 НВ

п-1-1-г

0 2 0 4

0,6 ЬФ

1,9 Ь, мм

01 02 03 к,, мм

Рис. 2. Графики для определения поправочных коэффициентов и показателей степени, входящих в формулы для расчета сил резания: а — поправка на угол в плане ] по осям х (1), х (2) и у (3) в зависимости от угла ]; б — поправка на передний угол g в зависимости от угла g; в — поправка на задний угол а в зависимости от угла а; г — зависимость скорости резания Vо, соответствующей периферийной точке лезвия, от ширины порожка Ь:

1 — Vо = 44 м/мин; 2 — У0 = 53 м/мин; 3 — У0 = 63 м/мин; 4 — У0 = 90 м/мин;

д — зависимость поправки на обрабатываемый материал Км от предела прочности ств по осям у (1), х (2) и х (3); е — зависимость показателя степени п от твердости обрабатываемого материала НВ; ж — поправка Кф на ширину Ьф калибрующей фаски на лезвии; з — поправка на ширину фаски износа режущих кромок по задней поверхности кз

Для обеспечения устойчивого базирования инструмента одностороннего резания важное значение имеет реализация еще трех условий:

• компенсация момента, создаваемого осевой силой ЯХ относительно оси головки, моментом, создаваемым радиальной силой Яу, имеющей плечо приложения относительно начала упорной направляющей;

• минимизация радиального перемещения центра головки вследствие поворота ее оси под действием суммарной силы резания, имеющей плечи приложения относительно передних концов направляющих;

• постоянство базирования передними концами направляющих без угловых колебаний, сопровождающихся периодическим отрывом передних концов направляющих от поверхности отверстия.

Выполнить первое условие с обеспечением равенства указанных моментов затруднительно, поскольку осевая сила больше радиальной и возможности увеличения плеча при ложе -ния последней ограничены необходимостью расположения начала упорной направляющей

в пределах длины калибрующей ленточки лезвия. Однако при гХ = 0,2^0 неблагоприятное действие момента от осевой силы можно в значительной мере компенсировать увеличением плеча приложения и величины радиальной силы (увеличить угол в плане фы что сделано в рассматриваемой головке, в которой плечо приложения силы Яу относительно упорной направляющей ¿0 составляет 15 мм, то есть в 1,5 раза больше плеча приложения осевой силы). В результате расчета и анализа отклонений вершины калибрующей ленточки лезвия при развороте головки под действием силы резания (разработана методика расчета) установлено, что отклонение в плоскости действия радиальной силы происходит в сторону передних концов направляющих и сравнительно невелико (0,05-0,10 мм). Отклонение в плоскости действия тангенциальной силы значительно больше (0,3-0,4 мм). При указанных отклонениях плоскость, в которой происходит разворот головки, располагается под углом 70°-80° к основной плоскости инструмента, проходящей через режущие

051П8

0,4 Цилиндрическая ленточка

Рис. 3. Конструкция сверлильной головки 0 51 мм. 1 — резец; 2 — корпус; 3 — направляющая упорная; 4 — направляющая опорная; 5 — винт

2

5

кромки. В связи с этим угловые колебания головки, возникающие при сверлении, не будут сопровождаться значительными радиальными перемещениями режущих кромок, являющимися причиной образования погрешности формы отверстия в поперечном сечении (огранки) и увода оси отверстия [2].

Для обеспечения устойчивого положения инструмента на всей глубине сверления важное значение имеет правильный выбор длины рабочей части направляющих. Оценивая устойчивость положения отношениями опорных моментов к опрокидывающим моментам в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, получим следующие выражения:

«1 = ЯАп/№к/12); «2 = Яугуп/(ЯхГх), (3)

где «1, Б 2 — обозначения отношений опорных моментов к опрокидывающим моментам в вертикальной и горизонтальной плоскостях соответственно; Яг1оп — опорный момент, создаваемый тангенциальной составляющей силы резания и направленный к опорной направляющей длиной 1оп; д1к/12 — опрокидывающий момент, создаваемый силой тяжести стебля с распределенной нагрузкой интенсивностью д и направленный от опорной направляющей; 1к — вылет стебля из опоры в маслоприемни-ке в конце сверления; Яу1уп, Вхгх — опорный и опрокидывающий моменты от действия радиальной и осевой составляющих силы резания соответственно по направлению к упорной направляющей длиной 1уп и в противоположном направлении относительно оси головки.

Принимая «1 = «2 = 1,3, из соотношения (3) можно определить длины направляющих, при наличии которых исключается отход их передних концов от поверхности отверстия. В рассматриваемом примере 1оп = 10 мм; 1уп = 30 мм. Для упрощения расчетов составлены следующие зависимости:

1оп = 0 ,6а0' Ц ; 1уп = 4 , 5а0' ,

где Ц измеряется в метрах (для удобства расчета).

Ширина твердосплавных рабочих элементов направляющих Ьн определена по формуле Ьн = ^ 0, где 0 — центральный угол, Р = 20°. По размерам 1уп = 30 мм и Ьн = 9 мм подобрана стандартная пластина формы 39110 (ГОСТ 25415-82) с размерами 10 х 5 х 40 мм. Конструкция сверлильной головки 051 мм приведена на рис. 3. Отметим, что в целях унификации и увеличения срока службы опорной направляющей осевым перемещением при износе и разрушении ее переднего конца обе направляющие выполнены одинаковыми по длине.

Выбор марок твердого сплава для резца и направляющих

Особенности обработки титановых сплавов связаны с повышенной температурой резания 0 (900-1000 °С) и с низкой теплопроводностью титанового сплава. Испытания масляных СОЖ [2] показали, что среди СОЖ, рекомендуемых к применению при глубоком сверлении специальных сталей и сплавов, наиболее эффективной является СОЖ МР-7, которая снижает температуру резания на 1520 %. Известно [4], что при 0 = 750 ^ 800 °С преимущества по твердости, прочности, ударной вязкости и теплопроводности на стороне твердого сплава ВК6-ОМ. На втором месте — твердый сплав ВКЮ-ХОМ. Однако по способности режущей кромки сопротивляться пластической деформации при высокой температуре преимущества на стороне более твердых сплавов, в частности Т15К6. Кроме того, этот твердый сплав обладает повышенной усталостной прочностью при высокой температуре на задней поверхности лезвия (750-850 °С). В связи с этим при вибрации износостойкость и прочность Т15К6 выше, чем ВК6-М и ТТ10К8Б. Применение твердого сплава с большей теплопроводностью (ВК8) приводит к снижению температуры на передней поверхности, но увеличивает ее на задней поверхности, что может вызвать снижение износостойкости лезвия при глубоком сверлении. Полагают, что при обработке титановых сплавов применение твердого сплава с большей теплопроводностью дает положительный эффект, обусловленный уменьшением количества теплоты, которая генерируется на режущей кромке. При этом тепловые напряжения в лезвии из сплава ВК8 в 1,21,3 раза меньше, чем в лезвии из Т15К6. Тем самым обеспечивается более высокий запас прочности. Однако низкий коэффициент теплопроводности твердого сплава препятствует повышению температуры лезвия и снижению его твердости, что увеличивает стойкость резца. Проведенный анализ показывает необходимость проверки работоспособности рекомендуемых марок твердых сплавов в конкретных условиях обработки, что было предусмотрено при изготовлении резцов и направляющих к сверлильным головкам. Опыт глубокого сверления отверстий в деталях из титановых сплавов известных марок (ВТ-1, ВТ-2) показал, что лучшие показатели по стойкости направляющих достигались при их армировании твердым сплавом Т15К6 (вместо обычно применяемого ВК8), что объясняется их меньшей склонностью

к адгезии (схватыванию) с титановым сплавом. Поскольку условия трения твердосплавных элементов направляющих с другим титановым сплавом не известны, было изготовлено несколько комплектов направляющих, оснащенных пластинами из сплавов Т15К6, ВК8 и ВК3М.

Проектирование инструмента для чернового растачивания

В качестве режущего инструмента для чернового растачивания выбрана однорезцовая расточная головка, которая обеспечивает хорошее исправление увода оси отверстия, полученного сверлением [2]. При проектировании такой головки решаются задачи, аналогичные тем, что выполняются при проектировании сверлильной головки. В результате проведенных расчетов установлено:

• расход СОЖ, рассчитанный для сверления, должен обеспечить надежный отвод стружки при растачивании;

• площадь поперечного сечения окна в головке можно уменьшить до 250,0 мм2 и выполнить его в виде наклонного отверстия диаметром 18,0 мм;

• несмотря на увеличение диаметра и подачи, жесткость стебля 045,0 мм вполне достаточна для растачивания отверстия с диаметра 51,0 до 58,5 мм;

• угловое расположение и длину направляющих, выбранные для сверлильной головки, можно сохранить в расточной головке, обеспечив устойчивое базирование инструмента;

• для ограничения угловых колебаний головки целесообразно установить на корпусе дополнительную упругую направляющую (с натягом по диаметру), расположив ее над резцом ближе к концам базовых направляющих.

Конструкция разработанной расточной головки 0 58,5 мм приведена на рис. 4. Головка содержит корпус 1, резец 2 с твердосплавным лезвием, две базовые направляющие 3, армированные твердосплавными пластинами формы 39110, упругую направляющую 6 из бука, установленную в закрытом пазу на резиновую подкладку 5, стопорный винт 7, фиксирующий осевое положение резца, и винты 4 для фиксации направляющих. Державка резца имеет Г-образное поперечное сечение, причем выступ (шип) служит для координации резца в радиальном направлении, и при установке резца в соответствующий по форме паз сопрягается

Отв. центр A4

058,5h6, шир. 0,5

Рис. 4. Конструкция расточной головки 058,5 мм для чернового растачивания

1

с продольным пазом в корпусе по посадке скольжения. Данный способ установки резца также прошел длительную проверку на практике, хорошо себя зарекомендовал.

Проектирование инструментов для чистовой обработки

Для повышения точности направления расточной головки при чистовом растачивании признано целесообразным ввести предварительное зенкерование отверстия с диаметра 58,5 на 59,5 мм. В основу конструкции зенкера положены следующие принципы:

• модульное исполнение в виде рабочего и направляющих элементов, устанавливаемых на корпусе;

• оснащение рабочей части сменными режущими элементами (3 шт.), неравномерно расположенными по окружности;

• наличие двух направляющих элементов, расположенных по обе стороны от рабочей части;

• оснащение режущих элементов твердосплавными пластинами (ВК6М), закрепляемыми на державках пайкой.

В нашей лаборатории и на нескольких предприятиях зенкеры с тремя режущими и двумя направляющими элементами (передним и задним) давно используются для обработки по схеме «на растяжение» глубоких отверстий 012-46 мм, обеспечивая хорошие показатели точности и производительности [2]. Конструкция зенкера показана на рис. 5, в нее входят передняя направляющая муфта 5 с направляющими 6, рабочая часть 3 с резцами 4, корпус 1, задняя направляющая муфта 8 с направляющими 9, гайка 10 для осевой фиксации рабочей части, дистанционное кольцо 7 и шпонки 11, 2 для угловой фиксации рабочей части и задней муфты. Направляющие элементы 6 и 9 выполнены из бука (или текстолита) и обтачиваются в сборе по диаметру исходного отверстия (направляющие 6) и по диаметру рабочей части зенкера (направляющие 9) с натягом 0,03-0,05 мм на диаметр.

Выбор углового расположения лезвий зенкера произведен с учетом обеспечения определенного базирования инструмента под действием неуравновешенной радиальной силы, возникающей вследствие неодинаковой нагрузки лезвий, режущие кромки которых располагаются

Рис. 5. Конструкция зенкера 059,5 мм для получистовой обработки отверстия

на одной коническои поверхности, что достигается заточкой резцов в сборе с рабочеИ частью. Различие нагрузок обусловлено различием углов между лезвиями по окружности: 123, 117 и 120° между первым, вторым и третьим лезвием соответственно. При резании с делением толщины среза первый резец будет снимать 0,342 от толщины среза, второй — 0,325 и третий — 0,333. При малых углах наклона режущих кромок (5-7°) и больших подачах на оборот, применяемых при работе многолезвийными инструментами, радиальные составляющие сил резания увеличиваются. К тому же, величина неуравновешенной силы зависит и от тангенциальных составляющих сил резания, которые также отличаются по величине. В связи с этим сравнительно небольшие различия в нагрузках обеспечат неуравновешенную силу, достаточную для определенности базирования инструмента. Установлено, что суммарную неуравновешенную силу можно определить по формуле

Я = 2,064 • 10"3 К?'326Да1'02Рг,

где Ку — отношение радиальной составляющей силы резания к тангенциальной; Да — угловое отклонение положения лезвия от 120° (3-10 °); Рг — значение главной (тангенциальной) составляющей, приложенной к лезвию, которое располагается под углом 120° (лезвие 3 относительно лезвия 1).

Отметим, что при увеличении Да от 3 до 10° сила Я возрастает с 0,056Рг до 0,190Р2. Влияние коэффициента Ку мало. Таким образом, неравномерным расположением лезвий можно получить неуравновешенную силу, по величине достаточную для обеспечения определенности базирования зенкера. Это способствует устранению вибрации и повышению точности обработки, что подтверждается на практике.

Расточная головка для чистового растачивания показана на рис. 6. При проектировании головки учтены следующие соображения:

• необходимость применения радиально подвижных направляющих, регулируемых по диаметру;

• обеспечение минимального расстояния от калибрующей ленточки на плавающей пластине до направляющих;

• оснащение направляющих твердосплавными пластинками;

• использование клинового механизма с жесткой прорезной пружиной для поджатия направляющих к стенке исходного отверстия.

Для радиального перемещения направляющих, установленных в колодках 8 использован клиновой механизм, содержащий клин 7, втулку 5, пружину 4 и две гайки 3 и размещенный внутри корпуса 1. Клин снабжен хвостовиком с резьбой на конце и зафиксирован от поворота винтом 2. Поджатие колодок к опорным площадкам клина осуществляется посредством двуплечих пластинчатых

230

059,7Н6

060 ,1

В—В 9

016И7/П6

Рис. 6. Конструкция расточной головки для чистового растачивания

СТАНКИ И ОБОРУДОВАНИЕ

МЕТ^ППОО^РАБОТК^

1x45-4 фаски

1

32дв 28

59,8Н6

Б—Б

* V

3

кана&ки

В

¥ ш ш /л// И

щу

ш ЛЛЛ

5И8/з7

„ - 0'3

2 ленточки

15- „

В-В; Г-Г

. ВО,02 тах

7°±10

Скруглить

2x45-

В0,3

Скруглить

Рис. 7. Конструкция плавающей пластины

пружин 9. Направляющие шпонки 6 установлены поперек колодок, что позволяет увеличить размеры рабочих поверхностей твердосплавных пластин (Т15К6), армированных в державки шпонок, которые жестко связаны с колодками соединением типа «ласточкин хвост». Пазы под колодки расположены в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, причем одна пара пазов перпендикулярна опорной площадке паза под режущую пластину и смещена в осевом направлении относительно второй пары пазов на 10 мм. Это обеспечивает максимально возможное приближение опорных направляющих шпонок к режущим кромкам пластины, что способствует уменьшению

угловых колебаний головки в плоскости действия тангенциальных составляющих сил резания благодаря уменьшению плеч их приложения относительно направляющих.

Конструкция плавающей пластины показана на рис. 7. Особенности конструкции:

• использование продольной шпонки 4 для координации державок 2, что обеспечивает идентичное исполнение каждой державки;

• скрепление державок винтами 1 с их затяжкой с противолежащих сторон;

• расположение передних поверхностей лезвий в диаметральной плоскости, таким образом исключается отличие действительных значений переднего и заднего углов от углов заточки.

1

4

Регулирование диаметра пластины осуществляется винтами 3. Геометрия заточки лезвий принята аналогичной заточке лезвий зенкера. Отметим, что при глубине резания 0,25 мм и угле в плане 7° ширина стружки составит 2 мм, а с уменьшением этого угла до 3° увеличится до 5,00 мм. Учитывая, что при резании титанового сплава не исключено образование сливной стружки, увеличение ширины стружки не допустимо, так как возникнут затруднения с обеспечением ее надежного отвода.

в технологической лаборатории Балтийского государственного технического университета «Военмех» и приобретены заводом к моменту завершения работ по оснащению станка, появилась возможность провести испытания инструментов при обработке отверстий в партии корпусов. Результаты испытаний позволили проверить принятые решения и получить недостающие сведения для проектирования технологических операций, методическое обеспечение которого будет рассмотрено в следующей публикации.

Выводы

Проектирование режущих инструментов для обработки глубоких точных отверстий с применением рассмотренных методик и рекомендаций позволяет априорно учесть конкретные условия обработки, оптимизировать основные конструктивные параметры инструментов, использовать решения, многократно проверенные на практике. Все это способствует созданию работоспособных инструментов, не требующих существенной доработки после производственных испытаний, что способствует ускорению внедрения новых технологий. Рассмотренные инструменты изготовлены

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

3. Кижняев Ю. И., Немцев Б. А., Плужников С. К. Прогрессивные инструменты для глубокого сверления отверстий диаметром 35...100 мм и результаты их применения в производстве деталей валов // Металлообработка. 2006. № 1. С. 8-12.

Читайте в следующем номере (№ 1/2012)

• Использование метода траекторий для измерения износа резца /Юркевич В. В./

• Оценка режущих свойств абразивных кругов различной пористости по критерию точности формы плоских деталей штампов из стали Х12 /Солер Я. И., Лгалов В. В., Стрелков А. Б./

• Математическая модель формирования шероховатости обработанной поверхности при точении с опережающим пластическим деформированием коррозионно-стойких сталей /Инге-манссон А. Р., Зайцева Н. Г., Чигиринский Ю. Л., Крайнев Д. В./

• Прогрессивная технология растачивания отверстий в трубах из непрецизионных заготовок /Звонцов И. Ф., Рассказов А. С., Серебреницкий П. П., Филиппов Г. В., Филиппов И. В./

• Антифрикционные свойства МДО-покрытий на титановых сплавах ЗМ в паре трения с графитобаббитовым материалом /Иванов В. Г., Коркош С. В., Гордиенко П. С., Жевтун И. Г./

• Электрохимическое и химическое полирование титановых сплавов /Донцов М. Г., Невский О. И., Балмасов А. В., Кузъмичева Е. В/

• Исследование влияния параметров лазерного излучения на геометрию наплавляемого материала по технологии LENS /Бобыръ В. В., Савин В. И., Терещенко А. В./

• Влияние аэротермоакустической обработки (АТАО) на формирование структуры и технологические свойства ковких чугунов /Усков В. Н., Воробъева Г. А./

• Исследование пластической деформации и прочности стальных деталей, упрочненных комбинированным методом ЭМО+ППД /Дудкина Н. Г., Садовин А. А./

• Исследование покрытия плазменным напылением с ультразвуковой обработкой для упрочнения судовых гребных валов /Хмелевская В. Б., Мосейко Е. С./

• Технологический процесс формирования износостойких покрытий как объект системного анализа /Леонтъев Л. Б., Леонтъев А. Л./