CC BY
64
_Резание материалов и проектирование специального инструмента_
УДК 621.9
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ ОСЕВОГО ИНСТРУМЕНТА НА МИНИМАЛЬНУЮ ТОЛЩИНУ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ
А.С. Ямников, В. А. Масленников, В.Н. Татаринов
На основе теоретических выкладок и их экспериментальной проверки показано, что увеличение угла наклона главной режущей кромки инструмента оказывает существенное влияние на процесс резания металлов, в частности на значение минимальной толщины срезаемого слоя. Рекомендовано применение угла наклона режущей кромки для фрез до 45°, разверток до 75°. Установлено, что при срезании тонких стружек на режимах обработки, соответствующих развертыванию и финишному фрезерованию, адгезионное взаимодействие между обрабатываемой поверхностью и инструментом оказывает влияние на точность обработки.
Ключевые слова: минимальная толщина срезаемого слоя, угол наклона главной режущей кромки, точность обработки.
В настоящее время в связи с широким распространением обрабатывающих центров, обеспечивающих высокоскоростную 3D обработку прецизионных поверхностей с точностью < 0,01 мм, остро стоит вопрос обеспечения таких станков многолезвийный осевым инструментом. Безусловным требованием к современному инструменту является способность реализовать возможности, заложенные в современном оборудовании. В приведенной ниже табл. 1 указаны технические данные, касающиеся частоты вращения шпинделя и точности позиционирования вертикально-фрезерных обрабатывающих центров.
Таблица 1
Технические данные современных вертикально-фрезерных обрабатывающих центров
Характеристики оборудования Модель станка
DMG MORI ULTRASONIC 20 linear OKUMA MP-46V Haas CM-1 Helitronic Micro WALTER
Частота вращения шпинделя, мин-1 50000 30000 30000
Точность позиционирования по осям Х/У/Х, мкм ± 2,5 ± 2,0 ±5,0 ± 1,0
Учитывая данные, приведенные в табл. 1, рекомендации по режимам резания и геометрическим параметрам режущей части многолезвийного осевого инструмента, которые дают производители, можно сделать
95
вывод о том, что на финишных операциях технологического процесса обработка ведется в условиях высокоскоростного микрорезания [1-3]. Вопросам резания с малыми толщинами среза посвящены работы D. Dornfeld, S. Min и Y. Takeuchi [4], F. Klocke [5], N. Moronuki и Y. Furukawa [6], Л.В. Голобородько и С.С. Некрасов [7], С.А. Клименко и А. С. Манохин [8], Liu X., R.E. DeVor, S.G. Kapoor [9]. АО «ИТО - Туламаш» [10] дает рекомендации по выбору режимов резания при фрезеровании твердосплавными монолитными фрезами (табл. 2).
Таблица 2
Рекомендации ОАО «ИТО Туламаш» по выбору режимов резания при фрезеровании твердосплавными монолитными фрезами
Диаметр инструмента D, мм Схема фрезерования: ае - глубина паза (уступа); ар - его ширина
Фрезерование паза S мм/зуб; ae=D, ap=D Фрезерование уступа S мм/зуб; ae=0,1D, ap=D Фасонное фрезерование S мм/зуб; ae<0,05D, ap<0,05D
3 0,006 0,008 0,07
5 0,011 0,021 0,08
8 0,020 0,04 0,114
10 0,027 0,06 0,127
14 0,045 0,085 0,148
20 0,078 0,18 -
Ведущие мировые станкостроительные компании освоили выпуск обрабатывающих центров, позволяющих выпускать высокоточный многолезвийный инструмент методом вышлифовки из монолитной заготовки. Лидерами в производстве оборудования для производства режущего инструмента являются немецкие компании Walter Maschinenbau GmbH [11] и ANCA Pty Ltd [12]. Исходя из рекомендуемых режимов резания при высокоскоростном финишном фрезеровании и развертывании отверстий видно, что толщина слоя, срезаемого одним зубом инструмента, будет лежать в пределах 0,02 ... 0,001 мм [13-15]. Режущая кромка инструмента, образованная пересечением передней и задней поверхностей, с достаточной точностью может быть аппроксимирована радиусом окружности, то есть передняя и задняя грани будут сопряжены цилиндрической поверхностью. На фото (рис. 1) показан характер такого сопряжения при угле заострения режущего клина 80°.
Для определения радиуса округления режущей кромки измерялась максимальная длина хорды |AB|, то есть расстояние между началом прямолинейных участков на передней и на задней поверхностях инструмента (рис. 2).
Рис. 1. Фотография микрошлифа сечения нормальной плоскостью режущего клина инструмента
Зная размер хорды и угол заострения режущего клина в, нетрудно посчитать радиус округления режущей кромки по формуле р = 0,5h cosb, где р - радиус округления режущей кромки инструмента, h = |AB| - максимальная длина хорды между точками перехода прямолинейных участков режущего клина в условный радиус округления, в - угол заострения режущего клина. Результаты измерений радиуса округления режущей кромки инструмента при угле заострения в=80° и различных значениях шероховатости приведены в табл. 3.
Таблица 3
Величина радиуса округления режущей кромки в зависимости от шероховатости передней и задней поверхностей инструмента
Номер промера Шероховатость передней поверхности Ran, мкм Шероховатость задней поверхности Ra3, мкм Средний радиус округления режущей кромки р, мкм
1 0,24 0,14 3,8
2 0,27 0,13 5,1
3 0,27 0,13 3,5
4 0,29 0,11 3,3
5 0,85 1,18 4,2
6 0,9 2,47 6,6
7 0,26 0,12 5,4
8 0,29 0,08 6,4
9 0,28 0,09 3,4
Результаты опытов подтверждаются данными, опубликованными в работах [16, 17]. При проведении экспериментов установлено первоначальное резкое увеличение радиуса с последующей стабилизацией. Графики изменения радиуса округления режущей кромки от времени работы инструмента показаны на рис. 3.
ч ^
Рис. 2. Расчетная схема для определения радиуса округления режущей кромки
8,00
| 7,00
£
0
х 6,00 а
|5,00
01
к 4,00
5 X
01
Е я,оо
а. ж
и 2,00
е[
£ 1,00 0,00
Рис. 3. Зависимость радиуса округления режущей кромки от времени работы инструмента
Для определения зависимости параметров режущей кромки от радиуса округления рассмотрим лезвие инструмента в координатной плоскости У02, перпендикулярной к передней и задней граням (рис. 4).
Рис. 4. Геометрические параметры инструмента в области сопряжения передней и задней граней
В этой системе координат уравнение радиуса округления режущей кромки запишется в следующем виде: (у - р)2 + ^ - р)2 = р2. Передний и задний углы в области режущей кромки будут лежать в широких пределах.
98
Передний угол-в пределах ge [gз; gк ], где g3 - передний угол заточки инструмента, gK - критический передний угол, т.е. передний угол в точке С режущей кромки, где срезаемый слой разделяется на стружку и часть припуска, подминаемую под режущую кромку. Положение точки C определяет минимальную толщину срезаемого слоя (amin) при данном радиусе округления режущей кромки инструмента. Задний угол принимает значение ae [aз;gк -p/2], где аз - задний угол заточки. Значения переднего и заднего углов в данной точке связаны с углом 6 наклона касательной в этой же точке. Угол наклона касательной в точке С можно определить из уравнения 6 = arctg[(zc - р)/(yc - р)], где zc и yc координаты точки С.
Критические углы ук и ак, при которых начинается процесс резания, можно определить следующим образом: g к = 0,5p-6, ак =p-6. В работе Н.Г. Львова [17] сделана попытка аналитического определения минимальной толщины срезаемого слоя. На кафедре технологии машиностроения ТулГУ проводился цикл работ по изучению перехода процесса резания в процесс пластического деформирования при малых толщинах срезаемых слоев [18-22]. Полагается, что отделение стружки происходит в точке, где нормальные (PN ) и касательные (Pt ) силы, действующие на режущую кромку, равны по величине: \Р^\ = |Pt|, т.е. угол наклона касательной к режущей кромке в этой точке определяется как 6=0,75p (см. рис. 4). Н.Г.Львов предлагает для определения минимальной толщины срезаемого слоя формулу amin =р(1 - cos 6). Учитывая, что 6=0,75p получаем amin = 0,293р. Предложенный способ определения минимальной толщины срезаемого слоя справедлив только для частного случая, когда коэффициент трения между режущей кромкой и обрабатываемым материалом ц=1, так как только в этом случае величина угла наклона касательной в точке разделения металла на стружку и подминаемую часть 6=0,75p. По данным В.Ф. Боброва [23], коэффициент трения при резани ^=0,6 ... 0,97;. А.А. Виноградов [24] и С.С. Силин [25] в качестве критерия для определения критической минимальной толщины срезаемого слоя принимают зависимость, предложенную И.В. Крагельским [26]:
amin = Р^ 0,5(1 - 2t / ), (1)
где amin - минимальная толщина срезаемого слоя; р - радиус округления режущей кромки; t - прочность на срез адгезионной связи, Н/м2; os - предел текучести обрабатываемого материала [Н/м ].
Данное соотношение определяет границу перехода внешнего трения во внутренне, то есть начало процесса отделения стружки. Из неравенства (4) следует, что максимальное соотношение amin/p=0,5 возможно при t/ss ® 0, а это возможно при t® 0, а os® да. Минимально возможное значение срезаемого слоя amin® 0, можно установить, приравняв неравенство (1) нулю:
amin = Р^ 0,5(1 - 2t / О s ) = 0. (2)
Решая уравнение (2), получаем, что t / оs = 0,5. Исходя из приведенных выше рассуждений, границу перехода пластического «подмина-ния» срезаемого слоя в резание, то есть границу начала процесса резания, можно установить в зависимости от свойств обрабатываемого материала и силы адгезионного взаимодействия пары «инструмент - обрабатываемая поверхность» (рис. 5).
Следовательно, минимальную толщину срезаемого слоя можно найти исходя из (2) по формуле
amin = 0,5Р(1 - 2tad /Оs ). (3)
Прочность адгезионной связи tad, входящая в уравнение (3), есть не что иное, как молекулярная составляющая коэффициента трения, которую можно определить следующим образом:
tad =t0 + ВДк, (4)
где t0 - прочность адгезионной связи при отсутствии нагрузки; V - пьезоко-эффициент; qK - фактическое давление на контакте.
Рис. 5. Зависимость момента начала процесса стружкообразования от силы адгезионного взаимодействия между инструментом и обрабатываемым материалом
Расчет адгезионной составляющей по формуле (4) представляет сложную задачу. Поэтому для экспериментального подтверждения зависимости (3) были проведены опыты, заключающиеся в изменении только составляющей тад коэффициента трения при прочих равных условиях. Для этого производилась обработка образцов из стали 45 (НВ 170...240) одно-зубой протяжкой с различными смазками, эффективность смазочного действия которых следует оценивать по коэффициенту трения. Роль смазочной пленки в изменении коэффициента трения выражается в основном за
счет адгезионной составляющей, в частности, во влиянии ее на т0 и р. На рис. 6 показана зависимость толщины срезаемого слоя от подачи в условиях микрорезания (а < р) при использовании различных смазок.
При сухой обработке (зависимость а2) с толщиной срезаемого слоя от 1 до 20 мкм фактическая толщина среза в среднем на 2мкм больше, чем расчетная (зависимость а1). Резание с применением в качестве смазки минерального масла (зависимость а3) сопровождается наростообразованием при £>10 мкм. При подаче £<10 мкм фактическая величина срезаемого слоя меньше расчетной. Этот факт говорит о том, что здесь упругая деформация поверхностного слоя имеет величину, большую, чем высота нароста. На основании вышеизложенного можно сделать вывод о том, что при срезании тонких стружек на режимах обработки, соответствующих развертыванию и финишному фрезерованию, адгезионное взаимодействие между обрабатываемой поверхностью и инструментом оказывает влияние на точность обработки.
—•—а1г м им —■—а2, мкм —Д—аЗ, г/ж г л
5 25 и: 20
20 15 18
15 9 12 12 , 16 15 18
10 6 6 9 12 5, МКМ
5 О 3 5 9
О 2
3 6 9 12 15 18
♦ а1, мкм О 3 6 9 12 15 18
а2, мкм 0 б 9 12 15 18 20
—аЗ, мкм О 2 5 9 12 16 18
Рис. 6. Зависимость момента начала процесса стружкообразования от силы адгезионного взаимодействия между инструментом и обрабатываемым материалом
С одной стороны, это взаимодействие определяет минимально возможную толщину среза, а с другой - наростообразование, являющиеся следствием адгезии, влияет на размер обрабатываемой поверхности. В условиях микрорезания разделение режущего клина инструмента на переднюю и заднюю поверхности происходит по границе разделения припуска на подминаемую и срезаемую части. На переднюю поверхность инструмента действует сила трения и нормальная сила. Сумма двух этих сил есть сила стружкообразования (рис. 7).
Рис. 7. Схема сил, действующих на режущую кромку в зоне сопряжения передней и задней поверхностей
Из теории пластичности известно, что пластическая деформация начинается при постоянных для данного материала максимальных касательных напряжениях, которые действуют на площадке, наклоненной к направлению нормальных напряжений под углом 45°. Исходя из этого положения С. С. Силин предложил для определения силы стружкообразова-ния следующую вид формулу [20]:
R = ^ 21 у (ab/sin р1 ). (5)
Нормальную силу и силу трения, как показано на рис. 7, можно определить из уравнений N = R cos 0; Ft = R sin G, где 0 - угол трения.
Подставляя R из выражения (5) в найденные уравнения, получаем
N = ^ 21 у (ab /sin р1) cos 0; (6)
FT 21 у (ab /sin р1 ) sin 0. (7)
В свою очередь, сила трения при косоугольном резании раскладывается на две составляющие: Fj - нормальную к режущей кромке и
Fj - касательную. Силы Fj и FN связаны уравнением tgh = Fj /FN, где П- угол схода стружки по передней поверхности. На заднюю поверхность инструмента действуют две силы: сила трения Fj и нормальная сила N (см. рис. 7). Нормальная сила на задней поверхности есть реакция упругого восстановления поверхности резания.
Из этого положения следует, что можно выделить девять факторов, влияющих на силу
N3: модули упругости и коэффициенты Пуассона резца и детали; предел текучести на сдвиг обрабатываемого материала; ширина срезаемого слоя; полуширина и кривизна фаски износа задней поверхности (в случае микрорезания - радиус округления режущей кромки); коэффициент трения на задней поверхности. Учитывая влияние этих факторов, для определения N3 и F3 в литературе [25, 26] предложены следующие формулы:
N3 = (о,625турт]tgb\ /sina ■ b)/цз, (8)
F 3 = 0,625typb^Jtgbi / sin a, (9)
где - коэффициент трения на задней поверхности; a - задний угол.
Ширина срезаемой стружки, входящая в формулы сил, действующих на режущую часть инструмента в условиях косоугольного резания, есть не что иное, как активная длина режущей кромки b = B/cosl, где b -ширина обрабатываемой поверхности; X - угол наклона режущей кромки.
Анализируя динамические процессы в зоне стружкообразования при толщине срезаемого слоя, сопоставимого с радиусом округления режущей кромки, можно заметить, что процесс стружкообразования носит нестабильный характер, т.е. образование стружки может сменяться пластическим деформированием. В месте условного отделения стружки угол наклона плоскости сдвига (b1) может принимать отрицательные значения, что, в свою очередь, приводит к образованию микротрещин развивающихся "в тело" обрабатываемой поверхности. При финишной обработке пластичных материалов можно довольно часто наблюдать характерное увеличение высоты микронеровностей. Нестабильность процесса стружкообра-зования объясняется наличием зоны, в которой скорость относительного перемещения режущего клина инструмента и снимаемого припуска стремится к нулю. При этом увеличивается давление и, как следствие, существенно растет адгезионная составляющая силы трения. Для снижения влияния указанных выше явлений на процесс резания, хорошие результаты дает увеличение угла наклона режущей кромки (l) или перемещение режущей кромки вдоль образующей. На эффект от увеличения угла l на процесс срезания особо тонких стружек указывал В.Ф. Бобров [27].
103
Исходя из вышеизложенного для финишной обработки пластичных материаллов осевым многолезвийным инструментом можно рекомендовать увеличение угла наклона режущей кромки для фрез до 45°, разверток до 75°. Такие значения угла l позволяют существенно снизить степень деформации срезаемого слоя, компенсировать негативное влияние отрицательного переднего угла, возникающего при микрорезании в зоне радиуса округления режущей кромки, уменьшить влияние нароста на точность и высоту микронеровностей за счет снижения адгезионной составляющей силы трения.
Список литературы
1. Справочник по обработке резанием. Hoffmann Group - Институт Fraunhofer IWU машиностроения и обработки металла давлением (Германия). [Электронный ресурс] // URL: http: //www.hoffmann-group.com/ru/kompetenciia-proizvoditelia/ garant-spravochnik-po-obrabotke-rezaniem.html (дата обращения: 01.11.2013).
2. Токарный и фрезерный инструмент VARDEX. 2013. 330 с.
3. Widia. Техническое руководство [Электронный ресурс] // URL: http://www.intehnika.ru/files/catalogues/400/file-450-1468334830.pdf (дата обращения: 15.02.2017).
4. Dornfeld D., Min S., Takeuchi Y. Recent Advances in Mechanical Micromachining // Annals of the CIRP. Kobe, 2006. Т. 2. № 55. C. 745 - 768.
5. Scaling Effects of the Cutting Edge Rounding on the Minimum Uncut Chip Thickness and 3D FE Modeling in Drilling / F. Klocke, D. Lung, K. Gerschwiler, M. Abouridouane // Proceedings of the 10th CIRP International Workshop on Modeling of Machining Operations. 2007. Р. 197 - 208.
6. Moronuki N., Furukawa Y., Liang Y. Experiments on the effect of material properties on microcutting processes / // Precision Engineering. Elsevier, 1994. Р. 124 - 131.
7. О критерии начала стружкообразования в процессе микрорезания / Л.В. Голобородько, Д.В. Криворучко С.С. Некрасов [и др.] // Вюник ДДМА. 2012. Вып. 27. №2. С. 12 - 17.
8. Клименко С.А., Манохин А.С. Твердое «бреющее» точение // Сверхтвердые материалы. 2009. № 1. C. 58 - 74.
9. Liu X., DeVor R.E., Kapoor S.G. An Analytical Model for the Prediction of Minimum Chip Thickness in Micromachining // Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2006. № 128. Р. 474 - 481.
10. Монолитные твердосплавные фрезы: каталог АО «ИТО-Туламаш». Тула, 2015. 35 с.
11. Каталог. Оборудование, инструмент. Металлообрабатывающие станки и оборудование. Walter Maschinenbau GmbH. Represented by Galika Agag. [Электронный ресурс] // URL: h ttp: //torgovi yci ty.ru/catal og/174/186/ walter-maschiebau-gmbh-represeted-by-galika-ag. (дата обращения: 15.02.17).
12. Каталог фирмы ANCA Pty Ltd [электронный ресурс] // URL: http://www.anca.com/ (дата обращения: 01.03.17).
13. Масленников В. А. Повышение эффективности обработки пре-цизонных отверстий развертками за счет увеличения угла наклона винтовой режущей кромки: автореф. дис... канд. техн. наук. Тула, 1992. 20 с.
14. Ямников А.С. Масленников В.А. Особенности срезания особо тонких стружек при косоугольном резании // Повышение эффективности режущего и деформирующего протягивания. Рига: Риж. техн. ин-т, 1991. С. 27 - 32.
15. Масленников В.А., Ямников А.С. Влияние конструктивно-технологических факторов на точность развертывания // Исследования в области инструментального производства и обработки металлов резанием. Тула, 1990. С.10 - 15.
16. Маргулис Д. К., Протяжки переменного резания. М.; Свердловск: Машгиз,1962. 269 с.
17. Львов Н.П., Определение минимальной возможной толщины срезаемого слоя // Станки и инструмент. 1969. № 4. С. 21 - 33.
18. Ямников А.С., Мягков Ю.В. Определение минимальной удельной нормальной силы, необходимой для начала резания // Известия вузов. Машиностроение. 1979. № 12. С. 111 - 115.
19. Ямников А.С., Чуприков А.О., Харьков А.И. Определение составляющих силы резания при точении в зависимости от механических свойств обрабатываемого материала // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2016. № 11 (65). С. 31 - 36.
20. Моисеев Е.Ф., Ямников А.С., Ямникова О.А. Влияние формы передней поверхности микрорезца иглофрезы на составляющие силы резания // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2015. Вып. 12. Ч. 1. С. 136 - 144.
21. Ямников А.С., Ямникова О. А. Экспериментальное определение силы резания при фрезоточении резьбы // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2015. Вып. 1. С. 82 - 93.
22. Malikov A.A., Sidorkin A.V., Yamnikov A.S. Cutting and Plastic Deformation in the Shaving And Rolling of Cylindrical Gears With Round Teeth // Russian Engineering Research. 2013. V. 33. № 6. P. 363 - 366.
23. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов М.: Машиностроение, 1975. 344 с.
24. Виноградов А. А. Стружкообразование при точении пластичных металлов инструментом с округленной режущей кромкой // Сверхтвердые материалы. 1991. № 1. C. 65 - 70.
25. Силин С.С. Метод подобия при резании материалов. М.: Машиностроение, 1979. 152 с.
26. Крагельский И.В. Добычин М.Н., Комбалов В.С. Основы расчетов на трение и износ. М.: Машиностроение, 1977. 526 с.
27. Бобров В.Ф. Влияние угла наклона главной режущей кромки инструмента на процесс резания металлов. М.: Машгиз, 1962. 152 с.
Ямников Александр Сергеевич, д-р техн. наук, проф., yamnikovasamail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Масленников Владимир Аркадьевич, канд. техн. наук, директор, 941748lagmail. com, Россия, Тула, Технология-Холдинг,
Татаринов Владимир Николаевич, канд. техн. наук, директор, instrumenta tulamash. ru, Россия, Тула, ИТО - Туламаш
INFLUENCE GEOMETRY AXIAL TOOL THE MINIMUM THICKNESS OF CUTTING
LAYER
A.S. Yamnikov, V.A. Maslennikov V.N. Tatarinov
On the basis of theoretical calculations and experimental verification of the show, but that the increase in the angle of the main cutting edge of the tool exerts a significant influence on-metal cutting process, in particular the value of the minimum-cutting layer thicknesses. Recommended use of the cutting edge angle of inclination of up to 45° for milling cutters, reamers up to 75°. It was found that when cutting thin chips on the processing modes corresponding to the deployment and the finish milling, adhesive interaction between the treated surface and the tool has an impact on accuracy.
Key words: minimum thickness of the shear layer, angle of inclination of the cutting edge, processing accuracy.
Yamnikov Aleksander Sergeevich, doctor of technical sciences, professor, yamniko-vas@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Maslennikov Vladimir Arkadyevich, candidate of technical sciences, director, 941748lagmail. com, Russia, Tula, Technology Holding,
Tatarinov Vladimir Nikolaevich, candidate of technical sciences, director, instrumentatulamash. ru, Russia, Tula, ITO - Tulamash
