CC BY
33
Оригинальная статья / Original article УДК 621.9.02
DOI: http://dx.d0i.0rg/l 0.21285/1814-3520-2020-1 -8-24
Проектирование концевых фрез, оснащенных неперетачиваемыми пластинками из твердых сплавов и быстрорежущих сталей для обработки деталей из труднообрабатываемых материалов
© О.М. Балла
Иркутский национальный исследовательский технический университет, г. Иркутск, Россия
Резюме: Цель - повышение эффективности механической обработки деталей из труднообрабатываемых материалов, таких как сплавы на основе титана и высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС, путем применения специальных конструкций концевых фрез, оснащенных неперетачиваемыми пластинками твердого сплава или быстрорежущих сталей. В работе был применен теоретически обоснованный и экспериментально подтвержденный способ повышения работоспособности специальных конструкций концевых фрез путем управления формой поперечного сечения среза, что позволяет снизить нагрузки на технологическую систему и тем самым обеспечить интенсификацию режимов обработки. Наиболее просто управление формой поперечного сечения среза реализуется применением переменных схем резания. Предложенная схема расположения неперетачиваемых пластинок из твердых сплавов и быстрорежущих сталей на одной вспомогательной технологической винтовой линии позволила формализовать проектирование специальных концевых фрез и тем самым обеспечить интенсификацию режимов фрезерования на стадии их проектирования. Это позволило разработать методику проектирования специальных конструкций концевых фрез с неперетачиваемыми пластинками твердых сплавов для фрезерования труднообрабатываемых материалов. Применение расчетных методов исключило влияние субъективных факторов инженерно-технических работников на качество проектирования инструмента и снизило трудоемкость конструкторских работ. Создание специальных концевых фрез с неперетачиваемыми пластинками твердых сплавов и быстрорежущих сталей для чернового фрезерования заготовок деталей из труднообрабатываемых материалов обеспечило интенсификацию съема металла от 2 до 5 раз, значительное снижение расхода инструментальных материалов по сравнению с монолитными конструкциями инструмента и многократное использование корпусов инструмента.
Ключевые слова: концевые фрезы, неперетачиваемые пластинки, твердые сплавы, быстрорежущие стали, труднообрабатываемые материалы, инструментальные материалы
Информация о статье: Дата поступления 29 августа 2019 г.; дата принятия к печати 19 декабря 2019 г.; дата онлайн-размещения 28 февраля 2020 г.
Для цитирования: Балла О.М. Проектирование концевых фрез, оснащенных неперетачиваемыми пластинками из твердых сплавов и быстрорежущих сталей для обработки деталей из труднообрабатываемых материалов. Вестник Иркутского государственного технического университета. 2020. Т. 24. № 1. С. 8-24. https://doi.org/10.21285/1814-3520-2020-1-8-24
Design of end mills equipped with disposable carbide and high speed steel inserts for machining of parts made of hard-to-process materials
Oleg M. Balla
Irkutsk National Research Technical University, Irkutsk, Russia.
Abstract: The purpose of the work is to increase the machining efficiency of parts made of hard-to-process materials such as titanium-based alloys and high-strength stainless steels of the Cr-Ni-Si type by using special designs of end mills equipped with disposable carbide or high speed steel inserts. The work applies a theoretically justified and experimentally proved method of improving performance of special end mill designs by controlling the shape of the cut cross-section, which reduces the loads on the technological system and thereby intensifies processing modes. The simplest way to control the shape of cut cross-section is to use alternating cutting patterns. The proposed arrangement pattern of disposable carbide or high speed steel inserts located on one auxiliary technological helix allows to formalize the designing of special end mills and intensify milling modes at the stage of their design. This makes it possible to develop a designing
BECTHMK"MRKyTCK0r0T0CyflAPCTBEHH0r0lEXHM^ 8 ISSN 1814-3520 _PROCEEDINGS OF IRKUTSK STATE TECHNICAL UNIVERSITY 2020;24(1):8-24_
methodology for special designs of end mills with disposable carbide inserts for milling hard-to-process materials. The use of calculation methods eliminates the influence of subjective factors of engineering stuff on the quality of tool design and reduces the complexity of design works. Creation of special end mills with disposable carbide or high speed steel inserts for rough milling of parts made of hard-to-process materials has intensified metal removal from 2 to 5 times, ensured a significant reduction in the consumption of tool materials in comparison with monolithic tool structures, and provided a multi-fold use of tool bodies as well.
Keywords: end mills, disposable inserts, carbide alloys, high speed steels, hard-to-process materials, tool materials
Information about the article: Received August 29, 2019; accepted for publication December 19, 2019; available online February 28, 2020.
For citation: Balla OM. Design of end mills equipped with disposable carbide and high speed steel inserts for machining of parts made of hard-to-process materials. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2020;24(1): 8-24. (In Russ.) https://doi.org/10.21285/1814-3520-2020-1-8-24
1. ВВЕДЕНИЕ
Для ряда отраслей машиностроения процесс фрезерования является превалирующим по трудоемкости механической обработки. При этом следует учитывать, что более 70% трудоемкости приходится на концевое фрезерование [1-3]. С учетом широкого применения деталей из труднообрабатываемых материалов повышение эффективности концевого фрезерования деталей является актуальной задачей. В данной работе рассмотрены вопросы интенсификации режимов фрезерования на стадии проектирования специальных конструкций концевых фрез, оснащенных неперетачиваемыми пластинками из твердых сплавов или высоколегированных быстрорежущих сталей для черновой обработки деталей из труднообрабатываемых материалов. Также фрезы могут быть оснащены пластинками из дисперсионно-твердеющих инструментальных сплавов.
2. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ
И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Известно, что влияние толщины среза на силы резания значительно меньше, чем ширины среза [4]. В работах [5-7] теоретически и экспериментально обоснована возможность управления силами ре-
зания за счет изменения формы поперечного сечения среза при сохранении объема удаляемого материала и, как следствие, повышения эффективности процесса чернового фрезерования деталей из труднообрабатываемых материалов. Это особенно важно в условиях производства изделий из заготовок с низкими значениями коэффициентов использования материалов (КИМ). Низкие значения КИМ характерны для штамповок из труднообрабатываемых материалов и тем более для плит и поковок. Изменение типа заготовок в наукоемких отраслях промышленности возможно только по разрешению служб главного конструктора предприятия и даже в ряде случаев предприятий разработчиков изделий. Кроме того, низкие значения КИМ заготовок из высокопрочных материалов вызывают значительный расход инструмента. Его снижение (инструмента) наряду с применением перспективных инструментальных материалов может быть обеспечено за счет - фрез с неперетачиваемыми пластинками [8, 9], а повышение эффективности чернового фрезерования - применением в их конструкциях переменных схем ре-зания1 [6, 10].
Для реализации переменных схем резания в конструкциях сборных концевых фрез целесообразно применять неперета-чиваемые пластинки цилиндрической или усеченной конической формы, рис. 1.
1
Баранчиков В.И., Боровский Г.В., Гречишников В.А., Иванов Ю.И., Кирсанов Г.Н., Кравченко Б.А. [и др.]. Справочник конструктора-инструментальщика. М.: Машиностроение, 1994. 560 с.
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2020;24(1):8-24 ISSN 1814-3520 9 _PROCEEDINGS OF IRKUTSK STATE TECHNICAL UNIVERSITY 2020;24(1):8-24_
b
Рис. 1. Неперетачиваемые пластины твердого сплава или быстрорежущей стали цилиндрической (а) и усеченной конической (b) форм с укороченной передней поверхностью: y - передний угол; y1 - передний угол укороченной передней поверхности;
а - задний угол на пластинке Fig. 1. Disposable carbide or high speed inserts of cylindrical (a) and truncated conical (b) shapes with the shortened front surface y - front angle; y1 - front angle of the shortened front surface;
а - rear angle on the insert
у
Y
a
Применение неперетачиваемых пластин, имеющих в плане цилиндрическую форму, позволяет реализовать схему резания, приведенную на рис. 2.
Рис. 2. Схема срезания элементарных стружек неперетачиваемыми пластинками Fig. 2. Diagram of cutting elementary chips by disposable inserts
Цифрами на рис. 2 показана последовательность срезания стружек пластинками смежных зубьев. По сравнению с призматическими пластинками, расположенными в шахматном порядке, изображенными на рис. 3, цилиндрические обеспечивают лучшее соотношение активной длины режущих кромок к толщине среза и тем самым обеспечивают большее снижение нагрузок на технологическую систему [6].
Если для призматических пластин их смещение в смежных рядах зубьев является величиной постоянной и зависит только от конструктивных параметров пластин, а именно - от длины режущей кромки и радиуса сопряжения ее граней (рис. 4), то
смещение пластин в смежных рядах зубьев будет равно
т = Ь - 2г - (0,5-1). (1)
Рис. 3. Рабочая часть фрезы с шахматным расположением неперетачиваемых
призматических пластин Fig. 3. Working part of a mill with chess arrangement of disposable prismatic inserts
Рис. 4. Конструктивные параметры призматических пластин, влияющие на их смещение в смежных рядах зубьев: L - длина
режущей кромки пластины; r - радиус сопряжения граней пластинки; d - диаметр вписанной окружности Fig. 4. Design parameters of prismatic plates influencing their displacement in adjacent rows
of teeth: L -length of the plate cutting edge; r - radius of plate faces conjugation; d - diameter of the inscribed circle
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 20 20;24(1):8-24
Это обеспечит снижение составляющих сил фрезерования вследствие уменьшения активной длины режущих кромок при их расположении в шахматном порядке. При этом будет иметь место увеличение толщины среза, приходящееся на каждый режущий элемент зуба. В целом снижение сил резания при сравнении фрез с шахматным расположением пластин с длиннокромочными, как показали расчеты [4] и экспериментальные работы, находится в пределах 14-20%.
Применение пластин с цилиндрической режущей кромкой позволяет значительно уменьшить смещение режущих кромок. В зависимости от диаметров фрез, его значение может быть в пределах от 0,5 Dпл (для фрез небольших размеров) до значений менее 1 мм. Влияние смещения режущих кромок в смежных рядах пластин на силы резания при фрезеровании приведено на рис. 5.
Экспериментальные работы были выполнены на станке модели ФП17МН, специально изготовленными фрезами диаметром 60 мм, со смещением режущих кромок в смежных рядах зубьев, соответственно, от 5 до 1 мм при фрезеровании титанового сплава ВТ20 при скорости резания V = 19,5 м/мин, подаче на зуб фрезы Sz = 0,1 мм/зуб и ширине фрезерования B =
50 мм, в качестве смазочноохлаждающей жидкости применяли 8% раствор эмульсо-ла РЗ СОЖ8. При выполнении работ было установлено, что уменьшение смещения режущих кромок пластин в смежных рядах зубьев с 5 до 1 мм обеспечивает снижение сил фрезерования практически в 3 раза. С учетом полученных результатов на базе применения теории «винтовых поверхностей» [11, 12], автором была разработана математическая модель формирования переменной схемы резания с расположением режущих элементов на одной вспомогательной винтовой линии, обеспечивающая автоматическое формирование смежных рядов зубьев. В зависимости от сочетания направлений вспомогательной винтовой линии, углов наклона зубьев, образованных дискретными режущими кромками, и наклона самих режущих кромок (пластин) было выделено 8 типовых схем расположения пластин на вспомогательной винтовой линии.
Экспериментальные работы были выполнены на станке ФП17МН, специально изготовленными фрезами диаметром 60 мм, со смещением режущих кромок в смежных рядах зубьев.
Схемы расположения пластин на вспомогательной винтовой поверхности приведены на рис. 6-9.
P, h
4000
3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0
1 m, мм
Рис. 5. Влияние смещения режущих кромок (m) в смежных рядах пластин на силы резания (P)
при фрезеровании
Fig. 5. Effect of cutting edge displacement (m) in adjacent rows of plates on cutting forces (P) at milling
5
4
3
2
¥
¥
«-N t
i
} /< ю
а b
Рис. 6. Расположение пластин на вспомогательной винтовой линии правого направления (в) на фрезах
с правым направлением винтовой линии зуба (ш), но противоположными углами наклона режущих кромок пластин (А); V - угол поворота корпуса фрезы для обработки смежных гнезд под пластинки; m - смещение пластин относительно друг друга на вспомогательной винтовой линии в смежных рядах зубьев; z - число рядов зубьев (расположение пластин); а - угол наклона режущей кромки пластины (А) совпадает с направлением винтовой линии зуба; b - угол наклона режущей кромки пластины (А)
противоположен направлению винтовой линии зуба Fig. 6. Location of plates on the auxiliary helix of the right direction (в) on the cutting mills with the right direction of the tooth helix (ш) but opposite inclination angles of the cutting edges of inserts (А); V - rotation angle of the cutter body for adjacent slots processing for inserts; m - displacement of plates relative to each other on the auxiliary helix in adjacent rows of teeth; z - number of rows of teeth (insert location); а - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) coincides with the direction of the tooth helix; b - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) is opposite to the direction of the tooth helix
¥
¥
Ю
а b
Рис. 7. Расположение пластин на вспомогательной винтовой линии левого направления (в) на фрезах с левым углом наклона винтовой линии (ш), но противоположными углами наклона режущих кромок пластин (А); а - угол наклона режущей кромки пластины (А) не совпадает с направлением винтовой линии зуба; b - угол наклона режущей кромки пластины (А) совпадает
с направлением винтовой линии зуба Fig. 7. Location of plates on the auxiliary helix of the left direction (в) on the cutting mills with the left inclination
angle of helix (ш) but opposite inclination angles of cutting edges of inserts (А); а - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) does not coincide with the direction of the tooth helix; b - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) coincides with the direction of the tooth helix
b
Рис. 8. Расположение пластин на вспомогательной винтовой линии правого направления (в) на фрезах с левым углом наклона винтовой линии (ш), но противоположными углами наклона режущих кромок пластин (А); а - угол наклона режущей кромки пластины (А) не совпадает с направлением винтовой линии зуба; b - угол наклона режущей кромки пластины (А) совпадает направлению винтовой линии зуба Fig. 8. Location of plates on the auxiliary helix of the right direction (в) on the cutting mills with the left inclination angle of helix (ш), but opposite inclination angles of cutting edges of inserts (А); а - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) does not coincide with the direction of the tooth helix; b - inclination angle of the cutting edge of the insert (А) coincides with the direction of the tooth helix
а
а b
Рис. 9. Расположение пластин на вспомогательной винтовой линии левого направления (в) на фрезах с правым направлением винтовой линии (ш), но противоположными углами наклона режущих кромок пластин (А); а - угол наклона режущей кромки пластины (А) совпадает с направлением винтовой линии зуба; b - угол наклона режущей кромки пластины (А) противоположен направлению винтовой линии зуба Fig. 9. Location of plates on the auxiliary helix of the left direction (в) on the cutting mills with the right helix (ш), but opposite inclination angles of cutting edges of inserts (А); а -inclination angle of the cutting edge of the insert (А) coincides with the direction of the tooth helix; b -inclination angle of the cutting edge of the insert (А) is opposite to the direction of the tooth helix
Предложенная схема расположения пластин по вспомогательной винтовой линии позволяет выполнять позиционирование для обработки ложементов под пластины только два движения, а именно - поворот корпуса фрезы на угол V и осевое смещение смежных гнезд под пластины на величину т. Это значительно упрощает
управляющие программы и повышает точность обработки за счет отсутствия необходимости отдельной обработки каждого ряда зубьев, это исключает появление накопленной ошибки при фрезеровании смежных рядов ложементов под пластины. Разработанные конструкции фрез приведены на рис. 10, 11.
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2020;24(1):8-24 ISSN 1814-3520 13 _PROCEEDINGS OF IRKUTSK STATE TECHNICAL UNIVERSITY 2020;24(1):8-24_
Рис. 10. Концевые фрезы с неперетачиваемыми пластинками цилиндрической формы Fig. 10. End mills with disposable cylindrical inserts
Рис. 11. Сборная концевая фреза с рабочей торцовой частью Fig. 11. Modular end mill with a working face part
Фрезы, приведенные на рис. 10, предназначены в основном для контурной обработки в условиях незначительной нагрузки на торцовую часть. Это связано с тем, что вспомогательная винтовая линия начинает свой отсчет от торца. С учетом этого на торце расположена только одна пластинка. При значительной нагрузке на торец фрезы вспомогательная винтовая линия начинает свой отсчет от плоскости, проходящей через среднюю часть пластин, равномерно расположенных на торце (см. рис. 11). Это обеспечивает работоспособность торцовой части, но приводит к снижению числа рядов зубьев на 1 или 2 ряда в зависимости от диаметра. Фрезы данного исполнения целесообразно проектировать с правым направлением углов наклона винтовых линий зубьев для обеспечения хорошего отвода стружки из глубоких карманов. Далее были выполнены лабораторные и производственные исследования разработанных конструкций фрез. Лабораторные исследования были выполнены на станке ФП 17МН при фрезеровании заготовок из титанового сплава ВТ20 (ов = 1000
МПа) и высокопрочной нержавеющей стали ВНС-2 (ств = 1100 МПа). Для измерения сил фрезерования был применен динамометрический стол СТМ-2, оснащенный дифференциальными бесконтактными индуктивными датчиками. Для сравнения были применены концевые фрезы по отраслевой документации. Полученные результаты приведены на рис. 12-14.
Выполненные исследования позволили установить, что эффективность применения возрастает по мере ужесточения условий эксплуатации, а именно - увеличения толщины среза (подачи на зуб), ширины и глубины фрезерования. Снижение составляющей силы подачи Рх при увеличении глубины фрезерования (рис. 13) объясняется тем, что в процессе резания происходит изменение направления силы резания, а динамометрическая платформа регистрирует разность действующих сил2 [13]. Дополнительно была исследована возможность интенсификации режимов чернового фрезерования.
Сборные концевые фрезы были испытаны в лабораторных и производствен-
Балла О.М. Экспериментальные методы исследования в технологии машиностроения: учеб. пособ. СПб. Лань, 2019. 168 с.
Рх,Н
а b
Рис. 12. Зависимость составляющих сил резания (Ру) (a) и (Рх) (b) от подачи на зуб (sz): 1 - сборная концевая фреза с цилиндрическими пластинками; 2 - эталонная концевая
фреза ВТ20 (d = 50 мм, z = 4, ВК8, t = 10 мм, В = 60 мм) Fig. 12. Dependence of components of cutting forces Ру (a) and Рх (b) on feed per tooth (sj: 1 - modular end mill with cylindrical inserts; 2 - VT20 reference end mill (d = 50 mm, z = 4, VK8,
t = 10 mm, B = 60 mm)
Ру, Н
а b
Рис. 13. Зависимость составляющих сил резания (Ру) (a) и (Рх) (b) от глубины фрезерования (t): 1 - сборная концевая фреза с цилиндрическими пластинками ВТ20 (d = 50 мм, z = 4); 2 - эталонная
концевая фреза ВК8 (Sz = 0,1 мм/зуб, В = 60 мм) Fig. 13. Dependence of components of cutting forces (Ру) (a) and (Рх) (b) on milling depth (t): (t): 1 - VT20 modular end mill with cylindrical inserts (d = 50 mm, z = 4); 2 -VK8 reference end mill
(Sz = 0.1 mm / tooth, B = 60 mm)
ных условиях при фрезеровании деталей из стали ВНС-2 (08Х15Н5Д2Т, ов = 1000 МПа) и титанового сплава ВТ20 (ов = 1000 МПа) с удаленной коркой. Необходимость удаления корки с деталей из титановых сплавов была обусловлена тем, что фрезы были оснащены пластинками из быстроре-
жущей стали Р18. Обработка деталей выполнялась на следующих режимах: скорость резания V = 19,6 м/мин, ширина фрезерования В = 80 мм, глубина фрезерования t = 15-40 мм, минутные подачи, соответственно, Sмин = 100 мм/мин (для лабораторных условий) и Sмин = 80 мм/мин
(для производственных) стали ВНС-2 и Бмин = 80 мм/мин и Бмин = 50 мм/мин -для титанового сплава, что выше, чем для фрез, применяемых на производстве при черновой обработке. Стойкость фрез при этом находилась в пределах от 1,5 до 2 ч. При оснащении фрез пластинками из твердого сплава ВК8 интенсивность минутного съема металла возрастает в 1,4-2,8 раза. Эффективность фрез зависит от смещения режущих кромок. Зависимость смещения кромок смежных зубьев от диаметра приведена на рис. 15.
Смещение режущих кромок характеризует изменение соотношений меду толщиной и шириной среза. При уменьшении смещения происходит увеличение отношения толщины среза к ширине, что наряду со снижением сил резания обеспечивает меньшую интенсивность вибраций [14-17]. С учетом того, что экспериментальное определение параметров фрез очень трудоемко, возникла необходимость формализации процесса проектирования. Исходными данными для проектирования
Ру, Н 7000 6500 6000 5500 5000 4500 4000 3500 3000 2500 * 2000
20
Рх,Н 3000
2500
.1 2000 ■2
—1 1500 1000
40
60
500
80 В'мм 20
40
60
80 В'мм
a b
Рис. 14. Зависимость составляющих сил резания (Ру) (a) и (Рх) (b) от ширины фрезерования (В): 1 - сборная концевая фреза с цилиндрическими пластинками; 2 - эталонная концевая фреза ВТ20 (d = 50 мм, z = 4); ВК8 (Sz = 0,1 мм/зуб, В = 60 мм, t = 10 мм) Fig. 14. Dependence of components of cutting forces (Ру) (a) and (Px) (b) on milling width (B): 1 - modular end mill with cylindrical inserts; 2 - VT20 reference end mill (d = 50 mm; z = 4); VK8 (Sz = 0.1 mm/tooth; B = 60 mm; t = 10 mm)
m, мм 7
^^^Опл- 9,525 мм Опл- 12,7мм
20
40
60
80 100 d, мм
Рис. 15. Зависимость смещения режущих кромок (m) от диаметра фрезы (d) Fig. 15. Cutting edge displacement (m) vs mill diameter (d)
являются диаметр фрезы, диаметр пластин, обрабатываемый материал, ширина и глубина фрезерования, углы наклона режущих кромок пластин и рядов зубьев, конструктивное исполнение хвостовика фрезы.
Математическая модель формирования переменной схемы резания с расположением режущих элементов на вспомогательной винтовой линии позволила формализовать расчет параметров рабочей части фрез. Расчет выполняется в следующей последовательности:
1. Определяем углы подъема технологической винтовой линии следующими зависимостями:
стин определяется формулой
¥ = ■
360е
Z
1 ±-
DmKdtgg cos Ä ± tga sin Ä
(5)
4. Смещение пластин в смежных рядах зубьев:
D
m =
( cos ı tga sin ä) z
(6)
Смещение пластин в смежных рядах зубьев формирует следующий макрорельеф обработанной поверхности (рис. 16).
arctgß =
D„„ cosÄ
nd ± D cos Ätgo
(2)
arctgß = D + 2Ssin ÄÄcosÄ , (3)
nd ± |_( Drn + 2Srn sin Ä) cos Ä\
где р - угол подъема вспомогательных винтовых линий; Dпл - диаметр пластинки; d - диаметр фрезы; Л-угол наклона режущей пластинки; «+» - для случаев, когда угол наклона винтовой линии зуба, образованного дискретными режущими кромками, совпадает с углом наклона пластин, «-» -когда направления противоположны.
Формула (2) для схем расположения пластин в соответствии с рис. 6 а, 7 а, 8 а, 9
a, формула (3) - соответственно, для рис. 6
b, 7 Ь, 8 Ь, 9 Ь. Праворежущие фрезы с левым направлением винтовой линии расположения пластин рекомендуется применять для обработки открытых контуров деталей.
2. Определяем число смежных рядов зубьев для концевых и цилиндрических фрез по следующей зависимости:
360е
z =
360°(5 + 5" ) Rcosy-(D +1)
v m' + r+arccos— ! v m '
,(4)
nd
R
полученный результат округляют до большего ближайшего значения.
3. Окружной шаг расположения пла-
R1
Rzl
Рис. 16. Макрорельеф обработанной поверхности: R'z - высота остаточного гребешка, формируемого смежными пластинками цилиндрической формы; m - смещение пластин в смежных рядах зубьев; R1 - проекция радиуса пластины на плоскость, проходящей через ось фрезы Fig. 16. Macrorelief of the treated surface: R'z -height of the residual comb formed by adjacent cylindrical plates; m - displacement of the plates in adjacent rows of teeth; R1 - projection of the plate radius on the plane passing through the cutting mill axis
Параметры макрорельефа без учета биения режущих кромок пластин можно определить по следующим формулам:
R = R • ' cos Ä;
(7)
RZ = 0,5(Dm cosЛ-ylD2m cos21-m). (8)
При достаточно большом диаметре инструмента возможно получение макрорельефа, сопоставимого с высотой микронеровностей обработанной поверхности. Зависимость смещения режущих кромок от высоты микронеровностей без учета влия-
ния биения режущих кромок для пластин диаметром 9,525 и 12,7 мм приведена на рис. 17.
На рис. 17 размеры пластин соответствуют международному ряду размеров для неперетачиваемых режущих элементов.
Выполненные расчеты и экспериментальные работы показали, что при смещении режущих кромок менее 1 мм возможно получение сопоставимого с чер-
новой и получистовой обработкой рельефа ^ менее 50 мкм).
При проектировании фрез небольших диаметров, особенно при использовании пластин увеличенной толщины или при необходимости создания больших значений передних углов для пластин с плоской передней поверхностью, может иметь место вторичный контакт по боковым сторонам пластин, см. рис. 18.
m, мм 6
1.0 0,5 0,1 0,05 0,01 0,005 Rz, мм
Рис. 17. Зависимость смещения режущих кромок в смежных рядах зубьев (m) от высоты
макронеровностей (Rz) Fig. 17. Dependence of cutting edge displacement in adjacent rows of teeth (m) on the heights
of macro roughnesses (Rz)
Y
c
Y / .
\ s \ 1 r \—\ c ::
A., \ \ \ •::
d
d
a
а b
Рис. 18. Затирание поверхностей резания неперетачиваемыми пластинками: a - негативные пластинки; b - позитивные пластинки; у - передний угол; а - задний угол; s - толщина пластинки; с - размер определяющий значения переднего угла в корпусе фрезы. Значения задних углов в корпусах равны: для негативных пластин с плоской передней поверхностью а = у; для позитивных а = апл - у Fig. 18. Rubbing of cutting surfaces by disposable inserts: a - reverse inserts; b - positive inserts; Y - front angle; а - rear angle; s - insert thickness; c - size determining the values of the front angle in the cutter body. The values of the rear angles in the bodies are equal: for reverse inserts with a flat front surface: а = y; for positive inserts: а = ар/ - y
1
0
С учетом этого при проектировании фрез небольших диаметров или с большими положительными углами необходимо выполнять проверку на отсутствие затирания поверхности резания задней поверхностью неперетачиваемых пластин.
Проверка на отсутствие затирания пластин по задней поверхности выполняется по следующим формулам:
- для негативных пластин
с = ^со5у>^; (9)
- для позитивных пластин
л
-С05у + 5
аГС5Ш-—2- < апл, (10)
2
где 5 - толщина пластины; апл - задний угол пластинки.
Заметим, что для отрицательных значений передних углов размер «с» для пластин с плоской передней поверхностью всегда расположен выше плоскости, проходящей через ось фрезы, а для положительных - ниже.
Если эти условия не выполняются, то необходимо рассмотреть следующие варианты изменения конструкций:
- увеличить диаметр инструмента (если возможно);
- применить пластины меньшей толщины;
- применить пластины с большими значениями задних углов;
- уменьшить значение положительного переднего угла для позитивных пластин или увеличить отрицательное, соответственно, для негативных пластин;
- применить пластинки с фасонной передней поверхностью, это даст возможность установить пластину под углом, исключающим затирание;
- применить доработку пластин для образования вспомогательного заднего угла, схема доработки пластин приведена на рис. 19.
Значения параметров для доработки пластин можно определять графически в
среде AutoCAD или расчетным методом. Значение l не должно превышать 0,5 S. Значения вспомогательных задних углов определяются формулами:
- для негативных пластин
а-L = arcsin + 2-4; (11)
- для позитивных пластин
= arcsin ^^+2-4. (12)
Рис. 19. Доработка пластин по задней поверхности для исключения затирания
обработанной поверхности боковой поверхностью пластин: а - задний угол пластины; а1 - вспомогательный задний угол пластины; l - размер фаски вспомогательного
заднего угла пластины Fig. 19. Plate finishing on a flank surface to exclude rubbing of the treated surface by the lateral side of plates: а - rear angle of the
plate; а' - auxiliary rear angle of the plate; l - chamfer size of the auxiliary rear angle of the plate
Испытания фрез в производственных условиях показали, что в разных по знаку углов наклона режущих кромок пластин или изменении схемы фрезерования может наблюдаться самораскрепление винтов под действием сил резания. Для исключения жесткой специализации по схемам фрезерования и необходимости применения винтов с правой или левой резьбой необходимо на пластинах и, соответственно, корпусах предусматривать замки для исключения возможности поворота пластин под действием сил резания. Типовые оформления замков на пластинах приведены на рис. 20 [18].
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2020;24(1):8-24
b
Рис. 20. Форма боковой поверхности пластин (a) и (b) для исключения произвольного проворота под действием сил резания Fig. 20. Shape of the side surface of plates (a) and (b) to exclude an arbitrary rotation under the action of cutting forces
На рис. 20 а применена огранка боковой поверхности пластинки, на рис. 20 b - надрезы. При установке пластин в корпус фрезы они входят в контакт с фиксаторами в ложементах и тем самым исключают самопроизвольный их поворот под действием сил резания. Если вектор действия сил совпадает с направлением резьбы, то пластинка при ее повороте дополнительно закрепляется, что может затруднить ее замену, если их направления противоположны, то имеет место самораскрепление пластинок, приводящее к их разрушению. При черновом фрезеровании сила подачи меняет свое направление [13], что снижает надежность закрепления режущих элементов. Применение замков, как показали лабораторные и производственные испытания, исключило самораскрепление пластин в условиях низкой жесткости технологической системы и при изменении направления силы подачи.
При проектировании фрез рекомен-
дуется применять следующие исполнения их хвостовиков:
1. Основным недостатком цилиндрических хвостовиков типа <^еИоп» является повышенное биение режущих кромок за счет односторонней выборки зазоров при закреплении винтами в радиальном направлении. Достоинством данных хвостовиков является простота конструкции и надежная передача крутящих моментов, повышенное биение в какой-то степени компенсируется повышением точности до И53.
Конструкция хвостовика приведена на рис. 21, а размеры - в табл. 1.
Хвостовики рис. 21 а применяются для фрез диаметром до 20 мм включительно, для больших диаметров - в соответствии с рис. 21 Ь.
Хвостовики с лысками не допускается применять в гидропластных, гидравлических, цанговых термопатронах. Их применение приведет к остаточным деформациям и, соответственно, к преждевременной потере точности. Для патронов, использующих для закрепления упругую деформацию (ТпЬоб), их применение допускается. При обработке поверхностей большой протяженности в условиях интенсивных вибраций при закреплении фрез в патронах «Weldon» могут наблюдаться случаи самораскрепления крепежных винтов. С учетом этого при их проектировании для решения вопросов импортозамещения необходимо применять винты с мелким шагом или полиуретановыми кольцами для стопорения.
b
Рис. 21. Цилиндрический хвостовик (а) и (b) по DIN1835 Fig. 21. Cylindrical shank (а) and (b) by DIN 1835
а
а
Таблица 1 Рекомендуемые исполнительные размеры цилиндрического хвостовика типа «Weldon»
Table 1
Recommended operation sizes of Weldon type cylindrical shank
2. Цилиндрические хвостовики с резьбой. Фрезы с цилиндрическими хвостовиками с резьбой в настоящее время находят ограни ченное применение из-за сложности конструкций цанговых патронов и цанг с резьбой и высокого биения режущих кромок фрез при закреплении. Область применения - черновое фрезерование.
Конструкция хвостовика приведена на рис. 22, а размеры - в табл. 2.
L
ax45° _
к-N
Рис. 22. Цилиндрический хвостовик с резьбой Fig. 22. Cylindrical shank with thread
3. Хвостовики типа «Save Lock». Для
повышения надежности закрепления инструмента в условиях больших нагрузок формой «Haimer» разработан специальный
цилиндрический хвостовик, рис. 23 [19].
Данные исполнения хвостовиков обеспечивают:
- высокую точность закрепления, как правило, не хуже 3 мкм;
- передачу больших крутящих моментов;
- исключают вытягивание фрез из патронов под действием осевых составляющих сил фрезерования.
Применение хвостовиков возможно во всех типах прецизионных патронов с замками.
Таблица 2
Исполнительные размеры цилиндрического хвостовика фрез с резьбой
Table 2
Operation sizes of a threaded
cutter cylindrical shank
Размеры хвостовиков, мм
dh5 20 25 32 40 50 63
L+2 50 56 60 70 80 90
с 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0
резьба М 20 24 30 38 47 60
S 1,5 2 2 2 2 2
l 14 16 16 20 20 20
Рис. 23. Цилиндрический хвостовик типа «Save Lock» Fig. 23. Cylindrical shank of a Save Lock type
4. Хвостовики с конусностью 7/24:
- CK (SK) для станков с ручной сменой инструмента по стандартам DIN 2080 и ГОСТ 25827-934;
- NC для станков со сменой инструмента манипулятором по европейским стандартам DIN 69871, ISO 7388/14;
Разме ры хвостовиков, мм
dh5 20 25 32 40 50 63
L+2 50 56 60 70 80 90
L1 25 32 36 40 45 50
h 18,2 23 30 38 47,8 60,8
b+0,0b 11 12 14 14 18 18
b1+1 - 17 19 19 23 23
а 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0
3Балла О.М. Инструментообеспечение современных станков с ЧПУ: учеб. пособ. СПб.: Лань, 2017. 200 с. 4ГОСТ 25827-93. Хвостовики инструментов с конусом 7:24. Размеры (Зажимные приспособления для станков фрезерно-расточной группы по DIN 69871. Форма A, AD и AD/B. Зажимные приспособления для станков фрезер-но-расточной группы по DIN 2080. Хвостовики инструментов с конусом 7:24. Размеры по ИСО 7388-1-83. Зажимные приспособления с хвостовиком по JIS B 6339. Зажимные приспособления с хвостовиком JIS B 6339 по MAS 403. Хвостовики по САТ В5-50). Введ.01.01.1995. М.: Изд-во стандартов, 1994.
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2020;24(1):8-24 ISSN 1814-3520 21 _PROCEEDINGS OF IRKUTSK STATE TECHNICAL UNIVERSITY 2020;24(1):8-24_
- МАС-ВТ для станков со сменой инструмента манипулятором по японским стандартам JIS B6339, MAS403;
- САТ для станков со сменой инструмента манипулятором по стандарту ANSI САТ В5-50.
Хвостовики рекомендуется применять на концевых фрезах для черновой обработки. Степень точности хвостовика АТ3, наибольшие диаметры концевых фрез указаны в табл. 3.
Таблица 3
Рекомендуемые наибольшие диаметры концевых фрез
Table 3
Recommended maximum diameters
of end mi Is
Обозначение хвостовика СК, NC, MAS-BT, CAT 50 45 40 30
Наибольший диаметр концевой фрезы, мм 80 63 50 45
Примечание: исполнение хвостовика зависит от оборудования и должно быть согласовано с исполнением шпинделей станков, применяемых в производстве.
5. Конический хвостовик для станков c числовым программным управлением типа HSK DIN69893 рекомендуется применять на концевых фрезах с неперетачивае-мыми пластинками, наибольшие диаметры концевых фрез приведены в табл. 4.
Таблица4
Рекомендуемые наибольшие диаметры концевых фрез
Table 4
Recommended maximum diameters of end mills
Обозначение хвостовика HSK 125 100 80 63 50
Наибольший диаметр фрезы, мм 100 85 67 53 42
6. Хвостовики САРТО рекомендуется применять на концевых фрезах с непе-ретачиваемыми пластинками, их наибольшие диаметры приведены в табл. 5.
7. Применение хвостовиков, обеспечивающих минимальное биение режущих
22
кромок для фрез с неперетачиваемыми пластинками, является предпочтительным. Таким образом, по данным [20], уменьшение биения режущих кромок с 50 до 20 мкм приводит к увеличению стойкости в 2-3 раза. Дополнительно следует учесть, что пластины цилиндрической формы несложно изготовить с допуском на диаметр + 10 мкм, что значительно точнее чем на непе-ретачиваемые пластинки даже класса точности «F» для обработки материалов общего применения.
Таблица 5 Рекомендуемые наибольшие диаметры концевых фрез
Table 5
Recommended maximum diameters of end mills
Обозначение хвостовика CAPTO C8 C6 C5 C4 C3
Наибольший диаметр фрезы, мм 80 63 50 40 32
3. ОБОБЩЕННЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ
Разработанные конструкции фрез прошли испытания в лабораторных и производственных условиях при обработке титановых сплавов ВТ6, ВТ20, ВТ22 и высокопрочных нержавеющих сталей ВНС-2, ВНС-5. Переменные схемы резания обеспечивают снижение сил резания в зависимости от смещения режущих кромок (диаметров фрез) от 1,5 до 3 раз и интенсификацию режимов фрезерования даже при применении традиционных инструментальных материалов не менее чем в 1,5-2 раза.
4. ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Применение специальных конструкций концевых фрез с неперетачиваемыми пластинками твердых сплавов, быстрорежущих сталей или дисперсионно-твердеющих инструментальных сплавов, в которых реализованы переменные схемы резания, обеспечивает эффективную черновую обработку деталей из титановых
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 20 20;24(1):8-24
сплавов и высокопрочных сталей, в том числе и нержавеющих наподобие ВНС. Следует отметить, что интенсификация режимов фрезерования была обеспечена применением переменных схем резания среза без увеличения скорости резания.
Предложенная методика расчета позволяет проектировать специальные фрезы в диапазоне диаметров от 20 до 100 мм с длиной рабочей части до 3 диаметров даже конструкторам средней квалификации.
Библиографический список
1. Белянин П.Н. Производство широкофюзеляжных самолетов. М.: Машиностроение, 1979. 358 с.
2. Белянин П.Н. Технология и оборудование для производства широкофюзеляжных самолетов в США. М.: Машиностроение, 1979. 255 с.
3. Горбунов М.Н. Основы технологии производства самолетов. М.: Машиностроение, 1976. 260 с.
4. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975. 344 с.
5. Ларин М.Н. Высокопроизводительные конструкции фрез и их рациональная эксплуатация. М.: Машгиз, 1957. 272 с.
6. Балла О.М. Повышение эффективности механической обработки деталей из высокопрочных материалов путем применения фрез с переменными схемами резания // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018. № 5. С. 10-27. http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2018-5-10-27
7. Михайлов Г.А. Анализ схем резания и способов разделения срезаемых слоев металла // Научные труды ВЗМИ. 1978. № 35. С. 25-29.
8. Балла О.М. Улучшение использования вольфра-мосодержащих материалов в режущем инструменте // Вестник машиностроения. 1992. № 1. С. 44-46.
9. Зубарев Ю.М. Современные инструментальные материалы. Санкт-Петербург: Лань, 2008. 224 с.
10. Балла О.М. Проектирование концевых фрез // Вопросы авиационной науки и техники. Серия: Авиационная технология. 1989. Вып. 1. С. 65-75.
11. Люкшин В.С. Теория винтовых поверхностей в проектировании инструмента. М.: Машиностроение,
1968. 371 с.
12. Сидоренко С.М. Вычислительная геометрия в машиностроении. М.: Машиностроение, 1983. 160 с.
13. Балла О.М. Определение составляющих сил резания при фрезеровании методом полунатурного моделирования // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2016. № 11. С. 10-23.
14. Жарков И.Г. Управление интенсивностью автоколебаний - важный резерв повышения производительности и качества изделий // Исследование обрабатываемости жаропрочных и титановых сплавов: межвузовский сб. Куйбышев: Изд-во КУАИ им. С.П. Королева, 1976. Вып. 4. С. 99-105.
15. Жарков И.Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Л.: Машиностроение, 1986. 179 с.
16. Brach K. Frasen und Aufbohren mit Werkzeugen mit tangentialen Wendeschneidplatttn // Werkstatt und Betrieb. 1981. Vol. 114. No. 4. Р. 257-258.
17. Kahles J.F., Eylon D., Froes F.H., Field M. Machining of Titanium Alloys // Journal of Metals. 1985. Vol. 37. No. 4. Р. 27-35.
18. New grade ctcs245 for milling heat resistant nickelbased alloys // Интернет-каталог «GD_KT_PRO-0731-0418_SUS_ABS_V1» [Электронный ресурс]. URL: http://download/Ceratizit.com.eng.pdf (24.07.2019).
19. Tooling technology // Интернет-каталог «Index» [Электронный ресурс]. URL: http://download/Haimer.com.eng.pdf (24.07.2019).
20. Кондратов А.С. Вопросы технологических режимов резания. М.: НИАТ, 1968. 62 с.
References
1. Belyanin PN. Production of wide-body aircrafts. Moscow: Mashinostroenie; 1979, 358 p. (In Russ.)
2. Belyanin PN. Technology and equipment for the production of wide-body aircrafts in the United States. Moscow: Mashinostroenie; 1979, 255 p. (In Russ.)
3. Gorbunov MN. Fundamentals of aircraft manufacturing technology. Moscow: Mashinostroenie; 1976, 260 p. (In Russ.)
4. Bobrov VF. Fundamentals of the theory of metal cutting. Moscow: Mashinostroenie; 1975, 344 p. (In Russ.)
5. Larin MN. High-performance milling cutter designs and their rational operation. Moscow: Mashgiz; 1957, 272 p. (In Russ.)
6. Balla OM. Improving machining efficiency of parts from high-strength materials through
application of mills with alternative cutting patterns. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2018;5: 10-27. http://dx.doi.org/10.21285/ 1814-3520-2018-5-10-27
7. Mihajlov GA. Analysis of cutting patterns and separation methods of cut metal layers. Nauchnye trudy Vse-soyuznogo zaochnogo mashinostroitel'nogo instituta = Scientific works of All-Union Correspondence Engineering Institute. 1978;35:25-29. (In Russ.)
8. Balla OM. Improving the use of tungsten-containing materials in a cutting tool. Vestnik mashinostroeniya = Russian Engineering Research. 1992;1:44-46. (In Russ.)
9. Zubarev YuM. Modern instrumental materials. Saint-
Petersburg: Lan'; 2008, 224 p. (In Russ.)
10. Balla OM. End mill design. Voprosy aviacionnoj nauki i tekhniki. Seriya: Aviacionnaya tekhnologiya = Issues of Aviation Science and Technology. Series: Aviation Technology. 1989;1:65-75. (In Russ.)
11. Lyukshin VS. Theory of helical surfaces in tool design. Moscow: Mashinostroenie; 1968, 371 p. (In Russ.)
12. Sidorenko SM. Computational geometry in mechanical engineering. Moscow: Mashinostroenie; 1983, 160 p. (In Russ.)
13. Balla OM. In-line simulation-based determination of cutting force components at milling. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2016;11:10-23. (In Russ.)
14. Zharkov IG. Control of self-excited oscillation intensity as an important reserve to increase productivity and product quality. In: Issledovanie obrabatyvaemosti zharoprochnyh i titanovyh splavov = Research on heat-resistant and titanium alloy machinability: Interuniversity collection of articles. Kujbyshev: Kuibyshev aviation
Institute named after S.P. Korolev; 1976, Issue 4, p. 99-105. (In Russ.)
15. Zharkov IG. Vibrations when machining with a blade tool. Leningrad: Mashinostroenie; 1986, 179 p. (In Russ.)
16. Brach K. Frasen und Aufbohren mit Werkzeugen mit tangentialen Wen-deschneidplatttn. Werkstatt und Betrieb. 1981 ;114(4):257-258.
17. Kahles JF, Eylon D, Froes FH, Field M. Machining of Titanium Alloys. Journal of Metals. 1985;37(4):27-35.
18. New grade ctcs245 for milling heat resistant nickelbased alloys. Internet catalog GD_KT_PRO-O731-0418_SUS_ABS_ V1. Available from: http://download/Ceratizit.com.eng.pdf [Accessed 24th July 2019]. (In Russ.)
19. Tooling technology. Index Internet catalog. Available from: http://download/Haimer.com.eng.pdf [Accessed 24th July 2019]. (In Russ.)
20. Kondratov AS. Issues of technological cutting modes. Moscow: National Institute of Aviation Technologies; 1968, 62 p. (In Russ.)
Критерии авторства
Балла О.М. провел исследования, подготовил статью к публикации и несет ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.
Автор прочитал и одобрил окончательный вариант рукописи.
СВЕДЕНИЯ ОБ АВТОРЕ
Балла Олег Михайлович,
кандидат технических наук,
доцент кафедры технологии и оборудования
машиностроительных производств,
Иркутский национальный исследовательский
технический университет,
664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83, Россия;
Н e-mail: ballaom@mail.ru
Authorship criteria
Balla O.M. has conducted the study, prepared the article for publication and bears the responsibility for plagiarism.
Conflict of interests
The author declares that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
The final manuscript has been read and approved by the author.
INFORMATION ABOUT THE AUTHOR
Oleg M. Balla,
Cand. Sci. (Eng.),
Associate Professor of the Department of Mechanical Engineering Production Technologies and Equipment, Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk 664074, Russia; H e-mail: ballaom@mail.ru
ВЕСТНИК ИРКУТСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 20 20;24(1):8-24 24 ISSN 1814-3520 _PROCEEDINGS OF IRKUTSK STATE TECHNICAL UNIVERSITY 2020;24(1):8-24_
