CC BY
31
Оригинальная статья / Original article УДК 621.914.2+624.044.2
DOI: http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2018-4-21-34
УНИФИКАЦИЯ НАЛАДКИ КОНЦЕВОГО ИНСТРУМЕНТА ПО ДЛИНЕ ВЫЛЕТА ПРИ КОНТУРНОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ ПЛОСКОСТЕЙ ОСНАСТКИ
© А.С. Исаченко1, Д.Ю. Казимиров2
Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Российская Федерация, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ. Снижение времени перехода на новое изделие на широкономенклатурном производстве с единичным выпуском изделия. МЕТОДЫ. Представляется подход, состоящий в унификации используемой инструментальной наладки по длине вылета концевой фрезы. Расчетная модель, учитывающая влияние вылета на отжим, выполнена методом конечных элементов. Для получения вероятного отжима концевой фрезы и установления его влияния на точность контура без расчетов, построили номограмму, разложили результаты промежуточных вычислений на квадранты, а итоговый результат деформации дали с учетом корректив, полученных в ходе решения конечных элементов моделей всех исследуемых сочетаний. РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ. Для определения отжима составлена номограмма. Для получения поправочного коэффициента на отжим концевой фрезы проведен эксперимент на станке 676П. ВЫВОДЫ. Применение номограммы позволит определить без расчета отжим инструмента и провести унификацию инструментальной наладки по длине вылета с обеспечением заданной точности размера, сократив время перехода на новое изделие.
Ключевые слова: время перехода на новое изделие, отжим концевого инструмента, унификация, метод конечных элементов.
Информация о статье. Дата поступления 7 февраля 2018 г.; дата принятия к печати 21 февраля 2018 г.; дата онлайн-размещения 30 апреля 2018 г.
Формат цитирования. Исаченко А.С., Казимиров Д.Ю. Унификация наладки концевого инструмента по длине вылета при контурном фрезеровании плоскостей оснастки // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018. Т. 22. № 4. С. 21-34. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-4-21-34
END MILL TOOLING SETUP UNIFICATION BY EXTENSION LENGTH UNDER CONTOUR MILLING OF PRODUCTION TOOL PLANES
A.S. Isachenko, D.Yu. Kazimirov
Irkutsk National Research Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russian Federation
ABSTRACT. The PURPOSE of this research is to reduce the product changeover time in singular manufacturing with a broad range of products. METHODS. An approach is presented that includes tooling setup unification by the end mill extension length. The calculation model allowing for the tool extension length effect on deflection is designed by the finite element method. To obtain the probable deflection of the end mill and determine its influence on the contour accuracy without calculations a nomogram is constructed, the results of the intermediate calculations are decomposed into quadrants, and the final result of deformation is given with regard to the corrections obtained when solving the finite elements of the models of all the combinations under investigation. RESULTS AND THEIR DISCUSSION. A nomogram for deflection determination has been constructed. An experiment using a 676P milling machine has been carried out to determine a correction factor for end mill deflection. CONCLUSIONS. The use of the nomogram allows to determine tool deflection without calculations and perform tooling setup unification by the end mill extension length that will provide the required precision of dimensions and reduce the product changeover time.
1Исаченко Алексей Сергеевич, аспирант; e-mail: [email protected] Aleksei S. Isachenko, Post-graduate student; e-mail: [email protected]
2Казимиров Денис Юрьевич, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительного производства; e-mail: [email protected]
Denis Yu. Kazimirov, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology and Equipment of Machine-Building Production; e-mail: [email protected]
0
Ш
Keywords: product changeover time, end mill deflection, unification, finite element method
Information about the article. Received February 7, 2018; accepted for publication February 21, 2018; available online April 30, 2018.
For citation. Isachenko A.S., Kazimirov D.Yu. End mill tooling setup unification by extension length under contour milling of production tool planes. Proceeding of Irkutsk State Technical University. 2018, vol. 22, no. 4, pp. 21-34. (In Russian). DOI: 10.21285/1814-3520-2018-4-21-34
Введение
Для серийного производства наиболее актуальны задачи сокращения затрат на переналадку станков, отладку технологии и управляющих программ (УП). Для решения задач серийного производства целесообразно использование относительно небольшой номенклатуры универсального инструмента и типизация конфигурации обрабатываемых поверхностей c учетом приемов обработки. Отработка технологии и УП в этом случае включается во время переналадки станков. Поэтому отладка операционной технологии обычно заканчивается обработкой нескольких деталей в соответствии с техническими требованиями к ним, УП в дальнейшем не корректируют [1].
Анализ работы операторов станков с числовым программным управлением (ЧПУ), показал, что проектирование операционной технологии, на основе которой разрабатывают УП, как правило, основано на опыте разработчика. При этом операционная технология, «не встретившая возражений» со стороны потребителя станка, принимается в качестве образца для последующей разработки.
Операционная технология не совершенствуется и технико-экономических оценок операций, как правило, не проводят. Это связано с тем, что частая смена объектов обработки затрудняет накопление исходных данных для подобных расчетов, а относительно небольшая величина обрабатываемых партий делает малоэффективным экспериментальное совершенствование операционной технологии на рабочем месте. Поиск оптимальных решений для операционной технологии станков с ЧПУ в производственных условиях не стимулируется [1].
При многономенклатурном характере единичного производства использование станков с ЧПУ связано с частыми переналадками. Стоимость нормо-часа станков с ЧПУ при их быстродействии и производительности значительно превосходит станки с ручным управлением. Инструменты этих станков работают в составе сборных наладок и заменяются при поступлении нового производственного задания. Технологическая подготовка обработки на станках с ЧПУ связана со значительными затратами, и при оценке эффективности технологических решений для станков с ЧПУ нельзя игнорировать затраты на отладку и переналадку станков [2].
Групповая технология позволяет уменьшить количество требуемых переналадок, но требует наличия большого количества сходств у объектов производства, что не наблюдается в конкретном производстве [3]. Возможно снижение подготовительно -заключительного времени обработки за счет группирования деталей по используемому инструменту [4]. Стандартизация конструкции выпускаемых изделий также приводит к уменьшению количества переналадок, но этот метод неприменим для широкономенклатурного производства. Использование модульных конструкций стандартных приспособлений позволяет снизить количество переналадок, но требует серьезных материальных вложений и имеет длительный срок окупаемости [5]. Механизация или автоматизация процесса переналадки значительно снижает затрачиваемое время, однако и этот вариант сравнительно дорогостоящий [6].
Авторы работ [7, 8] предлагают метод сокращения подготовительно -заключительного времени за счет группирования деталей по используемому инструменту. В то время как данный подход эффективен при наличии только одного станка на участке, при наличии нескольких станков, особенно с общим инструментообеспечением, необходимо учитывать и другие параметры
1
деталей, такие как габариты и методы крепления заготовки в рабочей зоне станка, количество управляемых координат и др.
В работе [9] авторами предлагается использование статистического анализа для параметрической оптимизации и унификации инструментов и средств оснащения технологических комплексов механической обработки. Данный метод не затрагивает возможность варьирования таких параметров, как вылет инструмента, при обработке элементов с одинаковыми параметрами и размерами.
Станок простаивает во время сборки и балансировки инструмента. При работе различными инструментами, заменяемыми по мере необходимости, суммарное время простоя станка, связанное с заменой инструмента, пропорционально количеству инструментов в наладках.
Известно, что при выполнении УП базовая позиция шпинделя, являющаяся пересечением его торца и оси вращения, определяется запрограммированными координатами. Обработка производится не от базовой позиции, а кромкой режущего инструмента, находящейся на некотором расстоянии от базовой точки шпинделя. Для того чтобы в запрограммированную координату приходила именно режущая кромка, необходимо определить величину смещения по оси Z. Перед началом обработки оператор должен измерить длину каждого из инструментов, использующихся в программе, и ввести числовые значения длин в соответствующие регистры компенсации длины инструмента или в таблицу инструментов. Смещение базовой точки шпинделя на величину длины инструмента называется компенсацией длины инструмента. Количество вариантов получаемых длин инструмента и, соответственно, компенсаторов растет в зависимости от номенклатуры оснастки с ЧПУ [2].
Для достижения эффективного удаления чернового припуска и обеспечения требований по точности фрезерованной плоскости разработчик УП стремится использовать максимально возможный диаметр фрезы при минимальном ее вылете из патрона, но не всегда руководствуется соображениями минимизации разнообразия вылетов при одинаковой номенклатуре инструмента, т.е. унификацией. Так, в некоторых случаях в инструментальном магазине требуется наличие фрез с разным вылетом, например, таких, как назначают для фрезерования матриц, что может быть достигнуто применением одного инструмента разных серий. В таких случаях, если для обработки двух поступающих последовательно деталей разного наименования и типоразмера используется как фреза обычной серии, так и она же, но более длинная, возникает потребность снятия инструмента и его монтажа, что увеличивает время простоя станка.
Наличие классификатора изготавливаемых изделий позволит определить типовые значения вылета инструмента, требуемые для обработки элементов изделия [10]. Унифицировав значения вылета концевого инструмента в соответствии с типовыми значениями высоты обрабатываемого конструктивного элемента, возможно избавиться от необходимости в изменении состава инструментальной наладки при переходе на новую единицу планирования и задания коррекции вылета инструмента по оси Z, тем самым добившись необходимого снижения времени производства. Чем меньше уникальная номенклатура инструментов, тем быстрее производство может перестроиться под новый заказ [11]. Для сборного инструмента в качестве дополнительной меры по сокращению количества типов инструмента в наладке следует рассмотреть унификацию сменных режущих пластин, их узлов крепления и резцовых вставок. Целесообразность использования инструмента с разным вылетом и необходимость смены инструмента может быть оценена при помощи определения отжима инструмента на «наихудших» режимах обработки, обеспечивающих заданную точность.
Расчет отжима концевого инструмента методом конечных элементов
Вследствие сложности упруго-жесткого взаимодействия «шпиндель-оснастка ЧПУ-кон-цевая фреза-обрабатываемая стенка заготовки-приспособление» выполним теоретико-экспериментальное исследование данной системы. Пренебрежем температурной и пластической составляющими суммарной деформации в зоне резания, как нехарактерными для отжима фрезы
1
от обрабатываемой поверхности в радиальном направлении. Будем рассматривать только предварительное фрезерование, которое характеризуется наиболее значительными деформациями и разнообразием номенклатуры наладок концевых фрез.
Представим перемещение оси фрезы как функцию Д = ^ЕРХХреж), где P - сила резания; E - модуль упругости материала фрезы; D - диаметр фрезы; L - вылет фрезы из патрона; Lреж - длина режущей части фрезы.
Дополнительно идеализируем поведение данной системы под нагрузкой и, во-первых, выделим деформации, связанные с контактной жесткостью в стыках шпиндельной группы и сборок цанговых патронов, которые обусловливают до 70% контактных перемещений станка [12] в отдельную составляющую, и, во-вторых, пренебрежем несовпадением изгибной силы резания Ру и составляющими силами резания Ph и Pv, поддающимися измерению. Вследствие воздействия нескольких факторов на систему и ведение оценки только по возможному перемещению режущей кромки относительно оси фрезы, введем коэффициент Кп, учитывающий отклонение реального перемещения, характерного для каждого конкретного станка, от полученного методом экспериментального моделирования.
Теоретическое исследование упругих деформаций при обработке изделий резанием использует три группы методов решения дифференциального уравнения упругости: аналитические, численные и моделирование. Вторую группу формирует метод конечных разностей (МКР), метод конечных элементов (МКЭ) и другие. Они позволяют учесть особенности геометрического тела полнее, чем при аналитическом подходе, и повысить адекватность полученных результатов. Моделирование имеет две разновидности: физическое и математическое. Физическое моделирование выполняют на устройствах, представляющих собой масштабную копию реального тела. При этом источники нагружения могут быть иными, чем в реальном процессе. В последние годы развились САЕ-системы, позволяющие автоматизировать процесс приближенного интегрирования дифференциального уравнения для моделей, построенных в ОДР-системе.
При фрезеровании равнодействующую силу резания P раскладывают на составляющие силы, определяющие процесс резания, и влияющие на технологические факторы. Например, касательная сила Pz создает крутящий момент на шпинделе станка, по которому рассчитывается необходимая мощность, это главная сила по своему значению. Вторая составляющая -радиальная сила Py направлена нормально к поверхности резания. Сила Py вызывает отжим инструмента от заготовки и, следовательно, размерную неточность обработки. Однако при контурной обработке касательная сила Pz вызывает «запаздывание» положения инструмента (пунктирная окружность), что, в свою очередь, вызывает еще большие погрешности формы (рис. 1). Вследствие этой особенности, расчет отжима необходимо проводить относительно силы Pz, а не Py. Необходимо подчеркнуть, что все составляющие силы резания заметно изменяются в зависимости от таких факторов, как форма и геометрия фрезы, размер среза, острота режущих кромок, род обрабатываемого материала, наличие смазочно-охлаждающей жидкости, и т.д. [13, 14].
Требуемые для анализа значения изгибающей силы Рz в диапазоне от 50 до 300 Н с шагом в 50 Н при варьировании числа зубьев фрезы (г = 2, 3 и 4) возможными стандартными диаметрами (Р = 6-30 мм) с учетом вылета, колеблющегося от 60 до 300 мм, и связанной с ним длиной режущей части приводят к такому количеству экспериментальных комбинаций, которое можно реализовать только в ходе имитационного моделирования. Машинный эксперимент проводится с целью получения информации о характеристиках процесса функционирования рассматриваемого объекта. Эта информация может быть получена как для анализа характеристик, так и для синтеза структуры, алгоритмов и параметров системы. В зависимости от поставленных целей моделирования системы на ЭВМ имеются различные подходы к организации имитационного эксперимента.
Ш
Рис. 1. Отжимы концевой фрезы при обработке вертикальных профилей Fig. 1. End mill deflection at vertical profile machining
Преимуществом машинных экспериментов перед натурными является возможность полного воспроизведения условий эксперимента с моделью исследуемой системы. Простота прерывания и возобновления машинного эксперимента позволяет применять последовательные и эвристические приемы планирования, которые могут оказаться нереализуемыми в экспериментах с реальными объектами.
Подтвердим сходимость результатов МКЭ при определении упругих деформаций для принятого размера и вида конечно-элементной сетки. Для созданной в среде Siemens NX 8.5 модель стальной (р = 7,829*10-6 кг/мм3; E = 206940000 кПа) консольной балки 020 мм и длиной L = 300 мм была создана КЭ модель с 3D-тетраэдральной сеткой с размером элемента 1,5 мм. В качестве типа решателя для симуляции был выбран SOL 101 Linear Statics - Global Constraints с итерационным решателем элемента. На незакрепленный конец балки была приложена сила Q = 200 Н, получено значение максимального отклонения fmax = 1,106 мм.
Сравним полученный результат с аналитическими расчетами, известными из сопротивления материалов.
Максимальное отклонение
f = -
J max
QL
3EI
Момент инерции круглого сечения
I =
ffld 4 64
Ш
3,14*0,024 9 4,
I =-= 7,85*10 мм ,
64
f = -
J max
200*0,33
3 * 20694 *107 * 7,85*10
;=nn-9
= -1,108 мм;
A= 1J08- 1J06 = 0,18% .
1,108
Отклонение в 0,18% незначительно, и, следовательно, конечно-элементная сетка и указанный тип решателя могут применяться для определения интересующих упругих деформаций с получением достоверных результатов. Достоверность определения упругих отжимов в задачах машиностроения доказана рядом исследователей при сопоставлении результатов расчета с экспериментальными данными.
Основную сложность в реализации теоретического исследования имеет этап моделирования, для которого требуется расчетная модель поведения системы с учетом физических особенностей упруго-деформируемых тел. Вычислительный эксперимент проведем при симуляции деформирования податливого тела в Siemens NX 8.5, а перемещения определим МКЭ в решателе Nastran при следующих условиях: заделка в сечении по кромке свободного торца патрона, материал фрезы - быстрорежущая сталь, модуль Юнга Е = 206,94 ГПа, коэффициент Пуассона у = 0,288, нагружение силой Pz, равномерно распределенной по рабочей поверхности зуба и направленной противоположно направлению резания. Конечно-элементная модель была построена с 3D-тетраэдральной сеткой с размером элемента 1,5 мм (количество элементов -29156) - вид стружечной канавки, упрощенный без вышлифованного профиля. Модель исследуемой фрезы соответствует геометрически и физически фрезам серии Sandvik Coromant Plura без перемычки с углом ш = 10° (рис. 2).
Рис. 2. Отжимы концевой фрезы при обработке вертикальных профилей Fig. 2. End mill deflections at vertical profile machining
Данный подход показал хорошую надежность результатов при моделировании прогиба сборок «термопатрон-удлинитель-фреза».
Номограмма отжима фрезы
Для получения вероятного отжима концевой фрезы и установления его влияния на точность контура без расчетов построим номограмму, разложив результаты промежуточных вычислений на квадранты, а итоговый результат деформации дадим с учетом корректив, полученных в ходе решения конечных элементов (КЭ) моделей всех исследуемых сочетаний.
Машиностроение и машиноведение
Mechanical Engineering and Machine Science
1_
Известно, что режущая сила Pz вычисляется по следующей формуле3:
р = С1 X Б-- X ^) '2 X X КРт X С^ X {ИБ)тр2 X С„з х гт'3 х С^ х Вт4 . (1)
Фреза имеет разные поперечные сечения на протяжении своей длины, поэтому ее необходимо рассматривать как ступенчатую балку. Для получения момента инерции сечения режущей части фрезы были проведены расчеты при помощи соответствующей функции в NX 8.5, и получены коэффициенты приведения К = 2,143 (при г = 2 и г = 4) и К = 2,52 (при г = 3).
Используя интеграл Мора для расчета отжима ступенчатой балки, получаем формулу34:
д=АчжК - о+¿з) (2)
3Е1
Подставив расчет Рг (1) в формулу (2) и соответствующие коэффициенты, получена расчетная зависимость отжима фрезы:
д = 21 ,8'55 X '066 X ^ " (ИВ)" " - X В (^К - ') + 4 (3)
Первый сектор номограммы представляет собой зависимость безразмерного конструктивного параметра р = Ь3/ б4'521 от ^ и О. В качестве ряда диаметров были выбраны стандартные значения от 6 до 12 мм.
Переход между секторами 1 и 2 осуществляется при помощи проведения линии через точку со значением Р1, линии, показывающей зависимость параметра
р = р XЬ3(ь^/Ь) х(к -')+') от Р1 и отношения длины режущей части Ьреж к вылету фрезы
Линия проводится параллельно соответствующей линии, исходящей из ближайшего деления на оси ординат. Коэффициент К принят равным 2,143.
Второй сектор номограммы отражает зависимость параметра р = р XБ от Р2 и ширины
фрезерования В. В качестве возможных значений ширин фрезерования были выбраны значения от 1 до 23 мм согласно 1-реж.
Третий сектор номограммы отражает зависимость параметра р = р X от Рз и подачи на зуб Бг. При помощи анализа ОСТ 92-3236-824 был введен ряд рекомендуемых подач с 0,03 до 0,15 мм/зуб.
Переход между секторами 3 и 4 осуществляется при помощи проведения линии через точку с полученным значением Р4, линии, показывающей зависимость параметра р = р XК (ИВУд от Р4 и отношения твердости обрабатываемого материала НВ. Линия проводится параллельно соответствующей линии, исходящей из ближайшего деления на оси ординат. Крт в этом случае был взят как для алюминиевых сплавов, равный 0,8 мм.
3 Общемашиностроительные нормативы времени и режимов резания для нормирования работ, выполняемых на универсальных и многоцелевых станках с числовым программным управлением. Часть II. Нормативы режимов резания. М.: Экономика, 1990. 473 с. / General machine-building standards of time and cutting modes for methods and time measurement of operations performed on universal and multipurpose NC machine tools. Part II. Standards of cutting modes. M.: Economics, 1990. 473 p.
4 ОСТ 92-3236-82. Обработка алюминиевых сплавов. Режимы резания и геометрические параметры инструмента.
57 с. / OST 92-3236-82. Processing of aluminum alloys. Cutting modes and tool geometric parameters. 57p._
1
Четвертый сектор номограммы отражает зависимость отжима фрезы Д от P5 и глубины фрезерования t. В качестве ряда глубин фрезерования были выбраны черновые глубины до 11 мм. На номограмме показаны значения Д при z = 2; при z = 4 полученное значение удваивается, если в контакте с заготовкой находятся два зуба фрезы, то есть когда B > 0,5D.
Расчетные значения отжимов не совпадают с экспериментальными ввиду того, что при расчете методом КЭ рассматривается идеализированная система. Для приближения результатов к реальным, был проведен эксперимент на станке 676П для определения поправочного коэффициента, состоящего из двух частей - «чистой» поправки, на которую влияет конструкция шпиндельного узла, и поправки, зависящей от геометрии инструмента. В данном эксперименте были получены коэффициент «чистой» поправки Кпч = 6 и коэффициент Кпг = 1,8.
Эксперимент был проведен путем создания радиальной нагрузки на конец оправки или фрезы, установленной в шпиндель станка 676П. Во время первого эксперимента для установления чистой поправки от жесткости шпинделя, нагружалась сплошная стальная оправка 012 мм с вылетом 115 мм. Нагрузка в диапазоне 50-300 Н создавалась при помощи предварительно тарированного динамометра - система Н.Г. Токаря, ГОСТ 9500-60 тип ДОС 03 с интервалом в 50 Н. При помощи индикатора типа ИЧ 0-10 мм ГОСТ-577-68 проводилось пять замеров отжима при каждом значении нагрузки, после чего оправка проворачивалась в шпинделе на 180° для устранения знакопеременной погрешности измерения, и замеры проводились снова. Рассмотрим табл. 1-6.
Таблица 1
Замеры отжима сплошной оправки
Table 1
Measurements o f a solid mandrel deflection
F, Н Замер № 1, мм / Measurement Замер № 2, мм / Measurement Замер № 3, мм / Measurement Замер № 4, мм / Measurement Замер № 5, мм / Measurement
no. 1, mm no. 2, mm no. 3, mm no. 4, mm no. 5, mm
50 0,46 0,31 0,28 0,27 0,34
100 0,88 0,62 0,75 0,67 0,69
150 1,27 1,02 1,22 1,13 1,15
200 1,70 1,54 1,70 1,68 1,64
250 2,08 2,00 2,14 2,11 2,10
300 2,23 2,33 2,31 2,30 2,22
Поворот оправки в шпинделе на 180° / Mandrel 180 degree turn in the spindle
50 0,43 0,32 0,28 0,23 0,24
100 1,01 0,74 0,70 0,58 0,58
150 1,42 1,14 1,06 0,89 0,90
200 1,88 1,52 1,45 1,50 1,20
250 2,13 1,97 1,84 1,60 1,55
300 2,65 2,33 2,25 2,05 2,02
В среде Siemens NX 8.5 была построена геометрическая модель оправки, что позволило получить значение отжима при помощи метода конечных элементов. Полученные значения были сравнены со средними значениями экспериментально полученных отжимов при всех нагрузках.
ш
Погрешность замеров отжима сплошной оправки Measurement error of solid mandrel deflection
Таблица 2 Table 2
F, Н Средний отжим, мм / Average deflection, mm Отжим в NX, мм / Deflection in NX, mm Фактор расхождения / Divergence factor
50 0,309 0,0639 4,83
100 0,722 0,128 5,64
150 1,12 0,192 5,83
200 1,581 0,256 6,17
250 1,952 0,32 6,1
300 2,269 0,384 5,9
Как видно из вышеприведенной таблицы, фактор расхождения измерений имеет наименьшее значение при минимальной нагрузке, и практически не изменяется при более высоких значениях нагрузки. Таким образом, была получена «чистая» поправка, не учитывающая геометрию инструмента.
Аналогично была нагружена фреза из быстрорежущей стали 024 мм с вылетом из шпинделя 78 мм и числом зубьев z = 2. Верхняя граница диапазона нагрузки была принята 300 Н.
Таблица 3
Замеры отжима двузубой фрезы
Table 3
M easurements of a two-lipped end mill deflection
F, Н Замер №1, мм / Measurement no.1, mm Замер №2, мм / Measurement no.2, mm Замер №3, мм / Measurement no.3, mm Замер №4, мм / Measurement no.4, mm Замер №5, мм / Measurement no.5, mm
50 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02
100 0,03 0,02 0,03 0,03 0,03
150 0,05 0,04 0,04 0,04 0,04
200 0,06 0,05 0,05 0,05 0,05
250 0,08 0,06 0,06 0,06 0,06
300 0,1 0,07 0,08 0,08 0,08
Поворот фрезы в шпинделе на 180° Mandrel 180 degree turn in the spindle
50 0,01 0,01 0,01 0,01 0,01
100 0,02 0,02 0,02 0,02 0,02
150 0,04 0,04 0,03 0,03 0,03
200 0,06 0,06 0,04 0,04 0,04
250 0,08 0,08 0,06 0,06 0,06
300 0,11 0,11 0,08 0,08 0,08
Таблица 4
Погрешность замеров отжима двузубой фрезы
Table 4
Measurement error of two-lip end mill defi lection
F, Н Средний отжим, мм / Average deflection, mm Отжим в NX, мм / Deflection in NX, mm Фактор расхождения / Divergence factor
50 0,015 0,00292 5,13
100 0,024 0,00584 4,11
150 0,037 0,00876 4,22
200 0,048 0,01168 4,11
250 0,064 0,0146 4,38
300 0,084 0,01752 4,79
Также была нагружена быстрорежущая фреза 030 мм с вылетом из шпинделя 75 мм и числом зубьев z = 4. Верхняя граница диапазона нагрузки была принята 300 Н.
Таблица 5
Замеры отжима четырехзубой фрезы
Table 5
_Measurements of four-lip end mill deflection_
F, Н Замер № 1, мм / Measurement no. 1, mm Замер № 2, мм / Measurement no. 2, mm Замер № 3, мм / Measurement no. 3, mm Замер № 4, мм / Measurement no. 4, mm Замер № 5, мм / Measurement no. 5, mm
50 0,03 0,03 0,03 0,02 0,04
100 0,04 0,04 0,04 0,03 0,05
150 0,05 0,04 0,04 0,04 0,05
200 0,06 0,05 0,05 0,05 0,06
250 0,06 0,06 0,05 0,05 0,07
300 0,07 0,06 0,06 0,06 0,07
Поворот фрезы в шпинделе на 180° Mandrel 180 degree turn in the spindle
50 0,02 0,02 0,01 0,02 0,02
100 0,03 0,02 0,02 0,03 0,03
150 0,04 0,03 0,02 0,04 0,04
200 0,04 0,03 0,03 0,05 0,04
250 0,05 0,04 0,04 0,05 0,05
300 0,06 0,04 0,04 0,06 0,05
0
Таблица 6
Погрешность замеров отжима четырехзубой фрезы
Table 6
Measurement error of four-lip end mill def lection
F, Н Средний отжим, мм / Average deflection, mm Отжим в NX, мм / Deflection in NX, mm Фактор расхождения / Divergence factor
50 0,024 0,00129 18,6
100 0,033 0,00258 12,8
150 0,039 0,00387 10,1
200 0,046 0,00516 8,9
250 0,052 0,00645 8,1
300 0,057 0,00774 7,4
Исходя из полученных данных, сделан вывод, что расхождения между экспериментальными и расчетными значениями отжима наиболее велики в случае четырехзубой фрезы. Суммарный поправочный коэффициент примем за среднее арифметическое значение фактора расхождения при отжиме четырехзубой фрезы Кп = 11. Коэффициент Кп является произведением двух поправочных коэффициентов Кпч, зависящего от конструкции шпиндельного узла, и Кпе, зависящего от геометрических параметров инструмента. Кпч принят равным 6 - среднему арифметическому фактору расхождения из табл. 2. Следовательно, Кпе = 11/6 = 1,8. Для любой другой модели станка необходимо получить соответствующие коэффициенты по предложенной методике.
На рис. 3 толстыми линиями показан пример пользования номограммой. В этом примере унифицируем следующие варианты вылетов концевого инструмента. Первый диаметр фрезы О = 8 мм, число зубьев г = 2, вылет ^ = 90 мм, отношение длины режущей части к вылету 1реж/1 = 0,5, ширина фрезерования В = 5 мм, подача на зуб вг = 0,08 мм/зуб, твердость обрабатываемого алюминиевого сплава - НВ 250, глубина фрезерования ^ = 5 мм. Отжим составил 0,04 мм при обработке элемента с размером, попадающим в интервал 6-10 мм, что позволяет получить квалитет точности при фрезеровании 1Т105. Другой линией обозначен процесс получения значения отжима для фрезы О = 6 мм, число зубьев г = 2, вылет ^ = 90 мм, отношение длины режущей части к вылету 1реж/1 = 0,5, ширина фрезерования В = 4 мм, подача на зуб вг = 0,08 мм/зуб, твердость обрабатываемого алюминиевого сплава НВ 250, глубина фрезерования ^ = 4 мм. Значение отжима практически не отличается от предыдущего примера при одинаковых вылетах. Дополнительной линией показан процесс получения отжима для такой же фрезы, но с ^ = 80 мм. Все три варианта позволяют получить квалитет точности при фрезеровании не менее 1Т11 при обработке элемента с размером, попадающим в интервал 6-10 мм. Зная высоту типовых изготавливаемых деталей, можно использовать в инструментальной наладке фрезы с О = 6 мм и О = 8 мм с вылетом ^ = 90 мм, исключив иные значения вылетов. Такая унификация позволит избавиться от необходимости во введении коррекции длины инструмента на станке, снизив тем самым время простоя станка и перехода на новое изделие, а также сократит количество возможных вариантов инструментальных наладок.
5ОСТ 1 00022-80. Предельные отклонения размеров от 0,1 до 10 000 мм и допуски формы и расположения поверхностей, не указанные на чертеже. 23 с. / OST 1 00022-80. Limit deviations of sizes from 0.1 to 10 000 mm and tolerances of shape and surface arrangement not specified in the drawing. 23 p._
0
Ш
Рис. 3. Номограмма отжимов быстрорежущих двузубых и четырехзубых фрез при обработке
алюминиевых сплавов
Fig. 3. Nomogram of high-speed two- and four-lip end mill deflections at aluminum alloy machining
Заключение
Данная номограмма позволяет без расчета определить отжим инструмента при заданных режимах резания и унифицировать применяемый инструмент по вылету и длине режущей части посредством исключения из наладки инструмента, который возможно заменить без потери точности формы обработанного элемента, что, в свою очередь, уменьшит время простоя станка с ЧПУ на переналадке5. Стоит отметить, что номограмма на рис. 3 может быть использована только для определения отжимов двузубых и четырехзубых концевых фрез из быстрорежущей стали при обработке алюминиевых сплавов на станке 676П.
Для других станков, материалов инструмента, обрабатываемой детали и чисел зубьев составляются отдельные номограммы.
Библиографический список
1. Григорьев С.Н., Кохомский М.В., Маслов А.Р. Инструментальная оснастка станков с ЧПУ: справочник / Под общ. ред. А.Р. Маслова. М.: Машиностроение, 2006. 544 с.
2. Горлов И.В., Полетаева Е.В., Калинин Н.А. Групповая технология как основа автоматизации широкономенклатурного производства // Вестник Тверского государственного технического университета. 2016. № 1(29). С. 59-65.
3. Чуваков А.Б. Современные тенденции развития и основы эффективной эксплуатации обрабатывающих станков с ЧПУ. Нижний Новгород: Изд-во НГТУ, 2013. 174 с.
4. Исаков И.Н. Сокращение подготовительно-заключительного времени обработки за счет группирования деталей по используемому инструменту // Наукоемкие технологии. 2017. Т. 18. № 2. С. 68-70.
5. Попок Н.Н. Анализ тенденций проектирования инструментальных систем. Часть 3. Инструментальные системы для многоцелевой обработки // Вестник Полоцкого государственного университета. Сер.В: Промышленность. Прикладные науки. 2013. № 3. С. 19-37.
6. Синго С. Изучение производственной системы Тойоты с точки зрения организации производства / Пер. с англ. М.: Институт комплексных стратегических исследований, 2006. 312 с.
7. Исаков И.Н. Снижение подготовительно-заключительного времени обработки за счет группирования деталей по используемому инструменту // Наукоемкие технологии. 2017. Т. 18. № 2. С. 68-70.
8. Аскалонова Т.А., Леонов С.Л., Ситников А.А. Особенности организации групповой технологии в гибких производственных системах // Механики XXI века. 2016. № 15. С. 128-130.
9. Бородавко В.И., Гайко В.А., Крутько В.С., Позылова Н.М., Хейфец М.Л. Параметрическая оптимизация и унификация инструментов и средств оснащения технологических комплексов механической обработки // Технолопчш комплекси. 2012. № 1-2. С. 30-35.
10. Казимиров Д.Ю., Исаченко А.С. Формирование последовательности запуска в производство изделий одновременной кластеризацией по технологическим признакам и классам деталей // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2016. № 7. С. 24-36. https://doi.org/10.21285/1814-3520-2016-24-36
11. Загидуллин Р.Р. Управление машиностроительным производством с помощью систем MES, APS, ERP. 2-е изд. Старый Оскол: ООО «Тонкие наукоемкие технологии». 2015, 372 с.
12. Суслов А.Г., Федоров В.П., Горленко О.А. Технологическое повышение эксплуатационных свойств деталей и их соединений. М.: Машиностроение, 2006, 448 с.
13. Воронцов А.Л., Албагачиев А.Ю., Султан-Заде Н.М. Теоретические основы обработки металлов в машиностроении. Старый Оскол: ООО «Тонкие наукоемкие технологии», 2014. 522 с.
14. Wen-Hsiang Lai. Modeling of Cutting Forces in End Milling Operations // Tamkang Journal of Science and Engineering. 2000. Vol. 3. No. 1. Р. 15-22.
References
1. Grigor'ev S.N., Kohomskij M.V., Maslov A.R. Instrumental'naja osnastka stankov s ChPU: spravochnik [Tooling of CNC machine tools: Reference book]. Moscow: Machine-Building Publ., 2006, 544 p. (In Russian).
2. Gorlov I.V., Poletaeva E.V., Kalinin N.A. Group technology as the basis of wide range production automation. Vestnik Tverskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta [Bulletin of Tver State Technical University], 2016, no. 1(29), рр. 59-65. (In Russian).
3. Chuvakov A.B. Sovremennye tendencii razvitija i osnovy jeffektivnoj jekspluatacii obrabatyvajushhih stankov s ChPU [Modern development trends and bases of CNC machine tool effective operation]. Nizhnij Novgorod: Novosibirsk State Technical University Publ., 2013, 174 р. (In Russian).
4. Isakov I.N. Reduction of preparatory and final processing time by grouping parts according to the used tools. Naukoemkie tehnologii [Science Intensive Technologies]. 2017, vol. 18, no. 2, рр. 68-70. (In Russian).
5. Popok N.N. Trend analysis in the design of instrumental systems. Part 3. Instrumental systems for multi-purpose processing. Vestnik Polockogo gosudarstvennogo universiteta. Promyshlennost'. Prikladnye nauki [Vestnik of PSU №11, 2014. Series B. Industry. Applied Sciences], 2013, no. 3, рр. 19-37. (In Russian).
6. Shingo Shigeo A Study of the Toyota Production System, 2006, 312 р. (Russ. ed.: Izuchenie proizvodstvennoj sistemy Tojoty s tochki zrenija organizacii proizvodstva. Moscow, Institute for Comprehensive Strategic Studies Publ., 2006, 312 р.)
7. Isakov I.N. Reduction of preparatory and final processing time by grouping parts according to the used tools. Naukoemkie tehnologii [Science Intensive Technologies], 2017, vol. 18, no. 2, рр. 68-70. (In Russian).
8. Askalonova T.A., Leonov S.L., Sitnikov A.A. Features of the group technologies in the flexible manufacturing systems. MehanikiXXI veku [Mechanical Engineers to XXI century], 2016, no. 15, рр. 128-130. (In Russian).
9. Borodavko V.I., Gajko V.A., Krut'ko V.S., Pozylova N.M., Hejfec M.L. Parametric optimization and unification of tools and tooling for technological machining complexes. Tehnologichni kompleksi [Technological complexes], 2012, no. 1-2, рр. 30-35.
0
10. Kazimirov D.Ju., Isachenko A.S. Production sequence formation using simultaneous clustering by part technological features and classes. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University], 2016, no. 7, рр. 24-36. DOI: 10.21285/1814-3520-2016-24-36. (In Russian).
11. Zagidullin R.R. Upravlenie mashinostroitel'nym proizvodstvom s pomoshhju sistem MES, APS, ERP [Mechanical engineering production management by means of MES, APS, ERP]. Staryj Oskol: OOO «High science intensive technologies». 2015. 372 р. (In Russian).
12. Suslov A.G., Fedorov V.P., Gorlenko O.A. Tehnologicheskoe povyshenie jekspluata-cionnyh svojstv detalejiih soedi-nenij [Technological improvement of operational properties of parts and their assemblies]. Moscow: Machine-Building Publ., 2006. 448 р. (In Russian).
13. Voroncov A.L., Albagachiev A.Ju., Sultan-Zade N.M. Teoreticheskie osnovy obrabotkimetallov vmashinostroenii [Theoretical foundations of metal processing in mechanical engineering]. Staryj Oskol: OOO «High science intensive technologies», 2014, 522 р. (In Russian).
14. Wen-Hsiang Lai. Modeling of Cutting Forces in End Milling Operations. Tamkang Journal of Science and Engineering, 2000, vol. 3, no. 1, рр. 15-22. (In Russian).
Критерии авторства
Исаченко А.С. разработал конечно-элементные модели, результаты расчета, машинного и натурного экспериментов, номограмму, технологические выводы и рекомендации. Казимиров Д.Ю. занимался методологией научного исследования. Исаченко А.С. несет ответственность за плагиат.
Authorship criteria
Isachenko A.S. has developed finite-element models, calculation results, machine and full-scale experiments, a nomogram, technological conclusions and recommendations. Kazimirov D.Yu. was engaged in the methodology of scientific research. Isachenko A.S. bears the responsibility for plagiarism.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Conflict of interests
The authors declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
0
