close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Особенности выбора и применение концевых фрез для обработки авиационных материалов на многоцелевых станках с ЧПУ..pdf

код для вставкиСкачать
М
Механика
и машиностроени
ие
УДК 621
ОСОБЕНН
НОСТИ ВЫ
ЫБОРА И ПРИМЕНЕН
П
НИЕ КОНЦЕ
ЕВЫХ ФРЕ
ЕЗ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
АВИАЦИО
ОННЫХ МА
АТЕРИАЛО
ОВ НА МНО
ОГОЦЕЛЕВ
ВЫХ СТАНК
КАХ С ЧПУ
У
О.М.Балла1
Национальнный исследовательский Ирркутский госуударственный
й техническийй университетт,
664074, г. Ирркутск, ул. Леермонтова, 833.
Обоснованы
ы критерии выбора
в
и приименения раззличных консструкций конц
цевых фрез аналогичного
о назначенияя
для многоцеелевых станкков с высокойй стоимостью
ю часа работы
ы с учетом технологическких факторовв: производи-тельности, динамических
д
х нагрузок на технологическую системуу, погрешносттей формы об
бработанной поверхностии
и т.д. В качестве критеррия выбора и примененияя рассмотрен
ны: производ
дительность, жесткость, динамические
д
е
нагрузки на технологичесскую системуу, погрешностти формы обр
работанной пооверхности.
Ил. 26. Библ
лиогр. 8 назв.
Ключевые слова:
с
концеввые фрезы; коэффициент
к
ты производительности, жесткостии, изменения допустимойй
ширины фрезерования; комплексныйй технологический показзатель; граддиент силы ф
фрезеровани
ия; импульсы
ы
сил фрезероования; биениие режущих кромок.
к
SELECTION
N FEATURES AND APPLIC
CATION OF END MILLING CUTTERS FO
OR AIRCRAFT MATERIAL
LS
MACHINING
G BY MULTIPU
URPOSE NUM
MERICAL CO
ONTROL MAC
CHINES
O.M. Balla
National Ressearch Irkutsk State Techniccal University,
83, Lermontoov St., Irkutsk, 664074.
The author juustifies the seelection criteriaa and applicaation of various designs of end milling cuutters of simila
ar use for thee
multipurposee machine toools with the high-cost of thhe operation per
p hour with regard to tecchnological fa
actors: perfor-mance, dynaamic loads on the technologgical system, inaccuracies of the machinned surface shhape, etc. As a criterion forr
the selectionn and applicattion the authoor considers: performance, rigidity, dynaamic loads onn the technolo
ogical system,,
inaccuracy off the machined surface shape.
26 figures. 8 sources.
e milling cuttters; coefficieents of perform
mance, rigidityy, changes in allowable widdth of milling; complex
c
tech-Key words: end
nological indiicator; milling force gradientt; impulses of the milling forrce; wobbling of
o cutting rimss. ¶
В настояящее время перед технол
логами стоит достаточно слоожная задачаа выбора коннцевых фрезз для
многоцелевы
ых станков с ЧПУ.
Для обрработки однихх и тех же материалов в промышленныхх каталогах прриводится боольшое количчество фрез однного и того же
ж типоразмеера аналогиччного
назначения, например: коонцевые оснаащенные непперетачиваемым
ми пластинкаами твердыхх сплавов, моном
литные твеердосплавныее, монолитнные быстроррежущие, концеввые с напаййными пласттинками тверрдого
сплава и т.д
д. На первыйй взгляд техннолог при пррочих
равных услоовиях должен отдать преедпочтение инсти
рументу, осснащенному неперетачива
н
аемыми пласстинками.
С эконоомической точки
т
зренияя преимущеества
сборных коннструкций неооспоримы, им
ми являются:
• возм
можность прии необходимоости замены пластин непосреедственно наа рабочем месте;
• стаб
бильность геометрическихх параметровв инструмента;
• возм
можность опперативного изменения ряда
геометричесских параметтров путем замены плаастин
или кассет (передний уггол, упрочняю
ющие фаски, геометрия струж
жколомов и т.д.);
т
• возм
можность оперативного изменения
и
м
марок
инсттрументальны
ых материалоов;
• исключение дефектоов пайки и заточки
з
инст-руме
ентальных маатериалов;
• значител
льный ресурсс корпусов ин
нструмента в
зави
исимости от конструкции
к
ккорпус позволяет исполь-зова
ать от 100 до 400 комплекктов пластин, причем каж-дая пластина моожет иметь отт 2 до 8 режуущих кромок..
лючение состтавляют пласстины с режуущими кром-Искл
ками
и, расположеенными по нееполной окруужности, и с
шар
ровым торцом
м – они имею
ют только од
дну режущую
ю
кром
мку (рис.1).
Рис
с.1. Неперетачиваемые плаастины с одн
ной режущей
кромко
ой
____________________________ 1
Балла Олег Михайлович,
М
кандидат техниических наук, доцент кафедры
ы технологии машиностроени
м
ия.
Balla Oleg, Caandidate of techhnical sciences, Associate Proffessor of the De
epartment of Technology of Meechanical Engineering.
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 21
Механика и машиностроение
К недостаткам необходимо отнести:
• большое биение режущих кромок, его величина зависит от класса точности пластин, точности изготовления опорных поверхностей под пластинки и базовых поверхностей самих корпусов;
• плохой отвод тепла из зоны резания из-за
большого количества стыков при установке пластин в
корпусах, что снижает эффективность сборных конструкций при обработке материалов с низкой теплопроводностью (труднообрабатываемых), а также при обработке поверхностей большой протяженности;
•
ограниченные возможности варьирования
рядом геометрических параметров при создании инструмента, приводящие к росту динамических нагрузок
на технологическую систему;
• погрешность формы обработанной поверхности, возникающая из-за установки пластин с прямолинейной режущей кромкой в корпусах под углом к оси
фрезы, или если пластина имеет винтовую режущею
кромку, то угол винтовой поверхности рассчитан только для одного базового диаметра, для других будет
иметь место погрешность формы обработанной поверхности;
• высокая первоначальная стоимость корпусов
инструмента.
С учетом того, что недостаткам инструмента с неперетачиваемыми пластинками, особенно вращающегося, уделено недостаточное внимание, рассмотрим
его подробнее.
Если при точении и в большинстве случаев при
торцовом фрезеровании преимущества инструмента
с неперетачиваемыми пластинками несомненны, то
при концевом фрезеровании, особенно для концевых
фрез небольших диаметров (менее 50 мм), а также
при обработке нежестких элементов конструкций
деталей возникают вопросы о целесообразности его
использования.
В качестве критериев, определяющих эффективность применения тех или иных конструкций концевых
фрез, необходимо использовать:
•
производительность;
• жесткость фрез;
• характер изменения динамических нагрузок;
• биение режущих кромок;
• возможность применения концевых фрез для
чистовой обработки.
Относительный коэффициент производительности для сопоставляемых конструкций концевых фрез
может быть определен по формуле
n
K пр = ∏ K i
i =1
S мин.н
,
S мин.б
(1)
где Sмин.н – минутная подача фрез, сравниваемых с
ранее применяемыми конструкциями (базовыми);
Sмин.б– минутная подача для ранее применяемых
фрез;
n
∏K
i =1
i
- произведение коэффициентов, завися-
щих от материала режущей части, геометрических
параметров, дефектов пайки, заточки и т.д.
Зависимости коэффициентов производительности
от диаметра для различных конструкций фрез приведены на рис.2–4.
Кпр
3,5
3
с МНП l=9,5х9,5мм, тв.спл.
с МНП l=12,7х12,7мм, тв.спл.
2,5
с МНП l=15,8ммх15,8, тв.спл.
2
монолитная Zmax, тв.спл.
с МНП l=9,5х9,5мм, бр.ст
1,5
с МНП l=12,7х12,7мм, бр.ст
1
с МНП l=15,8х15,8мм, бр.ст.
монолитная Zmax, бр.ст.
0,5
0
16
20
25
32
40
50
63
80
100
Д,мм
Рис.2. Зависимость коэффициентов производительности от диаметра концевых фрез при чистовой обработке
22
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 Механика и машиностроение
Кпр
1,6
1,4
с МНП l=9,5х9,5мм,
тв.спл.
1,2
с МНП l=12,7х12,7мм,
тв.спл.
1
с МНП l=15,8х15,8мм,
тв.спл.
0,8
монолитная Zmin,
тв.спл.
0,6
с МНП l=9,5х9,5мм, бр.ст
0,4
с МНП l=12,7х12,7мм,
бр.ст
0,2
с МНП l=15,8х15,8мм,
бр.ст.
0
16
20
25
32
40
50
63
80 100 Д,мм
Рис.3. Зависимость коэффициентов производительности от диаметра концевых фрез при черновой обработке
Кпр
3
с МНП l=12,7мм, тв.спл.танг
2,5
2
с МНП l=15,8мм, тв.спл.танг
1,5
с МНП l=12,7мм, бр.ст
1
с МНП l=15,8мм, бр.ст.
0,5
0
50
63
80
100
D,мм
Рис.4. Зависимость коэффициента производительности от диаметра для фрез с тангенциальным расположением пластин
Коэффициенты производительности для фрез с
неперетачиваемыми пластинками из быстрорежущих
сталей приведены для радиального расположения
пластин. Коэффициенты производительности были
определены путем сравнения с фрезами с напайными
винтовыми пластинками твердого сплава с параметрами рабочей части по ГОСТ24637-81 «Фрезы концевые, оснащенные винтовыми твердосплавными пластинками, для обработки деталей из высокопрочных
сталей, титановых на станках с программным управлением».
Полученные результаты показали, что при чистовом фрезеровании монолитные концевые фрезы с
оптимально выбранными конструктивными параметрами [1,2] как из твердого сплава, так и из качественных быстрорежущих сталей имеют несомненное преимущество по производительности перед сборными
конструкциями фрез. Это объясняется тем, что моно-
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 23
Механика и машиностроение
литный инструмент для чистовой обработки при прочих равных условиях имеет большее число зубьев,
следовательно, съем металла будет происходить при
больших значениях минутных подач. Число зубьев
сборных фрез зависит от размеров неперетачиваемых
пластин и способов их закрепления в корпусах.
При черновом фрезеровании монолитные твердосплавные фрезы также превосходят сборные конструкции в диапазоне диаметров до 40 мм, больших
размеров фрезы серийно не выпускаются, хотя известны случаи применения концевых фрез диаметром
47 мм. В диапазоне диаметров более 50 мм сборные
концевые фрезы по производительности предпочтительнее инструмента с напайными пластинками твердого сплава. Эффект от их применения может быть
повышен при использовании специальных пластин
твердого сплава, например, с размерами в плане
15,875х6,35 мм, что позволяет увеличить количество
зубьев фрез.
сти фрез целесообразно ввести коэффициент жесткости. Его значение может быть определено как произведение модуля упругости на момент инерции поперечного сечения фрез:
Кj = E⋅I ,
(2)
где Е – модуль упругости материала фрезы, для сборных фрез корпуса фрезы, МПа; I - момент инерции
поперечного сечения рабочей части фрезы ее корпуса, мм4.
Для сравнения коэффициенты жесткости для различных конструкций концевых фрез приведены на
рис.5. Минимальные значения коэффициентов имеют
фрезы для черновой обработки (числа зубьев определены из условия размещения стружки, для сборных
фрез наибольший допустимый размер пластин), максимальные - для чистовой, т.е инструмента с большим
числом зубьев. График приведен из условия освоения
производства монолитных фрез диаметром 40 мм.
Нетрудно увидеть, что для фрез меньших диаметров
Рис.5. Коэффициенты жесткости для фрез диаметром 40 мм
Если решать вопросы о применении концевых
фрез со специальными пластинками, то наиболее
эффективным будет тангенциальное расположение
пластин твердого сплава (рис. 4). Фрезы с тангенциальным расположением пластин обеспечивают увеличение минутной подачи в 2-2,5 раза, а в ряде случаев
и выше в условиях черновой обработки.
Значительное влияние на работоспособность концевых фрез оказывает их жесткость, особенно при
большой ширине фрезерования. Для оценки жестко-
характер изменения жесткости аналогичен приведенному на рис. 5, а для фрез больших размеров график
будет иметь вид рис. 6.
Зная коэффициенты жесткости, можно определить
возможность увеличения длины рабочей части фрезы.
Коэффициент изменения длины режущей части может
быть рассчитан по формуле
Ei ⋅ I i
(3)
Кl =
,
Ei +1 ⋅ I i +1
где Ei(i+1) – модули упругости сопоставляемых конст-
Рис.6. Коэффициенты жесткости для фрез диаметром более 40 мм; С - масштабный коэффициент
24
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 Механика и машиностроение
рукций фрез, МПа; Ii(i+1) – моменты инерции сечений
рассматриваемых фрез, мм4.
Ввиду того что основным критерием выбора фрез
для многоцелевых станков является производительность для обоснования выбора той или иной конструкции концевой фрезы, целесообразно применить дополнительный комплексный технологический показатель, а именно
K t = K пр ⋅ К j .
n
C ⎛ B ⎞1
к ,
(6)
τ вр ⎜⎝ cos ω ⎟⎠ ос
где С – постоянный коэффициент, зависящий от обрабатываемого и инструментальных материалов и
условий фрезерования (Sz, t); В- ширина фрезерования, мм; Р – сила фрезерования, Н; ω – угол подъема
винтовой линии зуба, град; ω' –условный угол подъема винтовой линии зуба, град; τвр – время врезания
зуба, необходимое для достижения установившегося
gradP =
(4)
Kt
1000000
сборн. с мнп тв.
спл.
б/р монолитн.
100000
сборн. с мнп б/р
10000
с напайн. пласт.
1000
тв. спл. монолитн.
100
20
30
40
50
60D,мм
Рис.7. Зависимость комплексного технологического показателя для различных конструкций фрез
Данный показатель позволит обосновать рациональный выбор конструкции инструмента. Высокая
жесткость позволит повысить виброустойчивость и
производительность, улучшить экономические показатели (технологическую себестоимость). Графическая
интерпретация данного коэффициента для различных
конструкций концевых фрез приведена на рис.7.
Полученные результаты показали, что монолитные фрезы малых диаметров, в том числе из быстрорежущих сталей эффективнее сборных конструкций
тех же диаметров. Это объясняется тем, что сборные
фрезы имеют конструктивно ограниченное число
зубьев, а у монолитных фрез число зубьев ограничивается только размещением стружки в стружечных
канавках и допустимым числом переточек. Большее
количество зубьев при прочих равных условиях обеспечивает высокую интенсивность процесса фрезерования.
Для оценки динамики процесса фрезерования
применим понятие градиента сил фрезерования, величину которого можно определить по формуле
(Н/мин)
P
gradP =
,
(5)
τ вр
или, что удобнее для выполнения анализа, выразив
силу резания через ширину среза. Для условий, когда
ω < ω', формула примет следующий вид (Н/мин):
значения ширины среза, мин; n1 – показатель степени
влияния ширины среза на силы резания; кос – число
одновременно работающих зубьев по осевому шагу.
Для фрез с прямым зубом τвр= 0, а gradP → ∞ ,
т.е. имеет место ударная нагрузка (рис.8).
Аналогичная форма импульсов силы характерна и
для сборных конструкций, углы наклона режущих кромок которых находятся в пределах 5–15º. Угол наклона режущих кромок несколько увеличивает время врезания пластинок, которое можно определить по формуле (мин)
τ вр =
(lпл − 2rпл )tg λ
,
π Dn
(7)
где lпл – высота неперетачиваемой пластины твердого
сплава (быстрорежущей стали), мм; rпл – радиус сопряжения режущих кромок пластины, мм; λ – угол наклона режущей кромки пластины в корпусе фрезы,
град.
При увеличении угла наклона режущих кромок
фрез с винтовым зубом, несмотря на увеличение активной длины режущих кромок, возрастает время врезания зуба до достижения максимального значения
ширины среза и gradP становится минимальным при
ω = ω'. Время врезания зуба в данном случае равно
времени выхода и может быть определено по формуле (мин)
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 25
М
Механика
и машиностроени
ие
Btggω
,
(8)
π Dn
D
где n – частоота вращенияя шпинделя, мин-1.
Характер изменения сил фрезеррования приведен
на рис. 9.
Для знаачений ω > ω',
ω что характтерно толькоо для
монолитныхх концевых фрез
ф
в, ширину среза неообходимо рассчиитывать по фоормуле (мм)
π Dθ
в=
(9)
.
360sin ω
В этом случчае значениее градиента определяется
о
я зависимостью (Н/мин)
n
C ⎛ π Dθ ⎞ 1
gradP =
(10)
⎜
⎟ кос ,
τ врр ⎝ 360sin ω ⎠
τ вр
в = τ вых =
где D – диаметр фрезы, мм; θ – угол конта
акта фрезы с
заго
отовкой, град..
В этом случаае градиент м
максимален при ω = ω' и
его значение раввно минимальному значен
нию, опреде-ленн
ному по форм
муле (6), и буудет стремитьься к нулю поо
мере увеличенияя угла подъем
ма винтовой линии
л
зубьевв
фре
езы и уменьш
шения угла коонтакта фреззы с заготов-кой. Время врезаания зуба дляя условий фр
резерования,,
1
да ω > ω , моожно определ
лить по формуле (мин)
когд
τ=
θ
.
(11))
360n
Хара
актер изменеения сил фррезерования приведен наа
рис.10.
Русл τрез
Рис.8. Типовая форма им
мпульсов сил фрезеровани
ия для концев
вых фрез с пр
рямым зубом, фрезеровани
ие попутное
Р'усл
τв
τвых
Рис.9. Тип
повая форма импульсов си
ил фрезерова
ания для конц
цевых фрез пр
ри ω = ω 1
26
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 М
Механика
и машиностроени
ие
Р'усл
τвр τрезз τвых Рис.10. Ти
иповая формаа импульсов сил
с фрезерова
ания для конц
цевых фрез п
при ω > ω 1
Дополниительно необ
бходимо учессть то, что больб
шие углы подъема
п
винттовых линийй зубьев созд
дают
меньшие наагрузки на технологическкую систему, так
как ширина среза при ω > ω1 значительно менньше,
чем для услоовий фрезерования при ω < ω1 [2].
Монолиттные концеввые фрезы для обраб
ботки
труднообраб
батываемых материаловв имеют биение
режущих кроомок, не преввышающее 0,,01 мм, допусск на
диаметр хвоостовика h5 (д
до 2008 г. хвоостовик выпоолняли по h6) и допуск
д
на диааметр рабочеей части +0,05 мм
(см. DIN6527L). У фрезз для высокоскоростной обрао
ботки требования к точности изготовл
ления значиттельно выше. Доопуск на диааметр рабочеей части варььируется в предеелах от 0,0066 до 0,013 мм
м соответстввенно
для фрез дииаметром от 3 до 25 мм [3,4]. Биениее режущих кромок при этом не
н может преевышать (0,3––0,5)
допуска на диаметр. Вссе это обеспечивает выссокую
работоспосообность фреез при часстотах вращ
щения
шпинделя до 45000–800000-мин-1 и ниизкую высоту микронеровносттей порядкаа Rz=1,6–3,2 мкм (Ra=00,40–
0,80 мкм) при
п
обработкке деталей из алюминиеевых
сплавов. Крооме того, столь жесткие требования к изготовлению инструмента обеспечиваю
о
ют динамичеескую
балансировкку инструмента по классу G=1,25 и выш
ше.
возм
можно, позволит изменитьь эти ограниччения за счетт
меньшего радиусса округленияя режущих кр
ромок, но дляя
этогго необходимо выполнеение экспери
иментальныхх
рабо
от, в том числ
ле и испытанний образцов на малоцик-ловуую прочностьь. Для титанновых сплаво
ов наиболеее
весо
омым фактоором, опредееляющим ра
аботоспособ-ностть инструмента, является биение режуущих кромок..
При биении не более
б
0,01 мм
м также може
ет быть обес-пече
ено формироование микроорельефа с высотой
в
мик-роне
еровностей в пределах R
Rz=1,6–3,2 мккм (Ra=0,40––
1,40
0 мкм).
Для сравнения на рис. 11 приведены допустимыее
часттоты вращениия шпинделяя при фрезер
ровании алю-миниевых сплавоов при скороссти резания 1000 м/мин и
тита
ановых – прии 50 м/мин дл
ля твердоспл
лавных фрез,,
а также при скоррости резанияя 200 м/мин
н для фрез изз
бысттрорежущих сталей типа H
HSSCo.
Приведенный график пподчеркиваетт необходи-мостть предъявлеения различнных требован
ний к твердо-спла
авному инстррументу для обработки алюминиевых
а
х
и ти
итановых спл
лавов. Болеее того, требо
ования будетт
разл
личаться дляя фрез из б
быстрорежущ
щих сталей и
твер
рдого сплава при обработтке деталей из
и алюминие-вых сплавов. Фреезы для обрааботки титано
овых сплавовв
не критичны
к
к точности
т
изгоотовления ряяда конструк--
n,об/мин
100000
алю
юм. сплавы
10000
титтановые
спл
лавы
1000
алю
юм. сплавыНSSCo
100
Dфр,мм
5
10
15
2
20
25
32
40
4
Рис.11.С
Сопоставлени
ие допустимы
ых частот вр
ращения шпи
инделя для ти
итановых и аалюминиевых
х сплавов
При фреезеровании деталей
д
из тиитановых спл
лавов
частота вращения шпинд
деля ограничена максимаально
допустимой скоростью резания 1100 м/мин и миним
мальной тол
лщиной срезза 0,06 мм из-за опаснности
воспламенения стружки [5]. Применнение инструументальных маттериалов с величиной
в
зеерен 0,2–0,4 мкм,
тивн
ных параметров, таких каак высота зууба, радиусаа
впад
дин и спинок, так как требования к дисбалансуу
пракктически миннимальные. У фрез дляя обработкии
алю
юминиевых спплавов низкаяя точность да
аже конструк-тивн
ных параметрров, не влияю
ющих на проц
цесс резания,,
привводит к смещ
щению центра масс и соо
ответственноо
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 27
7
М
Механика
и машиностроени
ие
увеличению динамического дисбаланнса и как слеедствие снижениию ресурса электрошпинд
э
делей оборуд
дования. Требоввания по биению режущихх кромок в том
т
и
ином случаае остаются жесткими. Биение режуущих
кромок влияяет на стойкоость инструмеента [5,6] и опрео
деляет хараактер динамических нагрузок на технол
логическую систтему и соотвветственно качество
к
обрработанной повеерхности. Влиияние биенияя на характер изменения сил
л фрезерованния приведенно на рис.12, 13.
Z1
Z
Z2
При большом
м биении реж
жущих кромокк наблюдает-ся значительное колебание ссил фрезероввания и дажее
жет быть наррушена непреерывность съ
ъема работы
ы
мож
одно
ого зуба. На осциллограм
мме отчетливво видно, чтоо
2й зуб
з
врезалсяя дважды. П
Подобные яввления могутт
приввести к появл
лению автокоолебаний и ка
ак следствиее
значчительной воолнистости нна обработан
нной поверх-ностти и разрушеению инструм
мента. След автоколеба-телььной волны приведен
п
на рис.14, а осц
циллограммаа
вибр
раций – на риис.15.
Z3
Z4
Z1
Р
Рис.12.
Осцил
ллограмма со
оставляющей
й силы фрезер
рования Ру пр
ри концевом ф
фрезеровании
тит
танового сплаава ВТ20: конц
цевая фреза D=50
D
мм, Z=4, ВК8, δmax=0,006 мм,
фрезеерование попутное
Z1
Z2
Z2
Z44
Рис.13. Осц
циллограмма составляющ
щей силы фреезерования Ру
у при концево
ом фрезероваании титанов
вого сплава
ВТ20: концевая
к
фрееза D=50 мм, Z=4,
Z
ВК8, δmax=0,01
=
мм, фреззерование поп
путное
Рис.14. Волн
нистость обр
работанной поверхности
п
из-за многокр
кратного прер
рывания съем
ма отдельных
ых элементов
ст
тружки из-за биения режущ
щих кромок и упругих дефо
ормаций фреезы
28
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 М
Механика
и машиностроени
ие
Рис.15. Автоколеб
бения при нар
рушении непреерывности процесса
п
удал
ления одного элемента ст
тружки
При умееньшении биеения режущихх кромок с 0,005 до
0,02 мм по данным
д
[5,6] происходит увеличение стойс
кости в 2 рааза и снижениие высоты миикронеровносстей.
Зависимостьь изменения шероховатоссти обработанной
поверхностии от биения режущих
р
кром
мок приведенна на
рис.16.
Для фреез, оснащеннных неперетаачиваемыми пластинками, нааблюдается другая
д
картина. Биение режур
щих кромок определяетсся как точносттью изготовления
гнезд под пластинки в корпусах
к
фреез, так и классом
точности самих пластин.. Для удобства анализа целец
сообразно выявить
в
влияяние вышепрриведенных факторов в сисстеме коордиинат станка при
п изготовлении
диаинструментаа. Схемы дл
ля расчета приращения
п
метра по кооординатным
м осям станкка приведены
ы на
рис.17,18.
Фактичееское значениие заднего угла
у
для негаативных пластинн равно устанновочному (раасчетному), а для
пози
итивных опрееделяется каак разность задних
з
угловв
пласстины и устаановочного уугла. Приращ
щения разме-ров диаметра поо координатнным осям мо
огут быть оп-реде
елены по форрмулам (мм)
∆ z = R (1 − 1 +
δ
∆ y = R (1 − 1 +
2∑ δ z sin α
R
2∑ δ y cos α
R
Соответственно значенияя ∑ δ y и
);
(12))
).
(13))
∑δ
z
опреде--
ляю
ются по зависиимостям (мм))
∑δ
y
= δH + δLпл
;
(14))
Ra,мкм
1,8
1,6
1,4
1,2
1
радиус
0,8
цилиндр
0,6
0,4
0,2
0
0,04
0,02
0,01
,м
мм
Рис.16. Зависимость шеероховатост
ти от биения режущих
р
кром
мок: D=50 мм,, В=50 мм, n=9998 мин-1, Sz=0
0,12 мм/зуб,
t=1 мм, z=4, обрабат
тываемый маатериал В95П
ПЧ, материал режущей чассти ВК8, фреззерование поп
путное
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 29
9
Механика и машиностроение
∑δ
z
=δc + δSпл ,
оси Y:
(15)
∆у= ∆z .
где δH – поле допуска на размер опорной поверхности
под пластинку по координате Y, мм; δLпл – поле допуска на размер неперетачиваемой пластинки по координате Y, мм; δc – поле допуска на размер опорной
поверхности под пластинку по координате Z, мм; δSпл
– поле допуска на размер пластинки по координате Z,
мм.
Результирующее биение режущих кромок определяется векторной суммой результатов, полученных по
формулам (14) и (15). С учетом того что точность перемещения по координатным станка одинакова, следует вывод о том, что приращение радиуса фрезы от
полей допусков, расположенных по оси Z, при изготовлении должно быть равно приращению радиуса по
(16)
После подстановки формул (12), (13) и преобразований получим в окончательном виде:
∑δ
∑δ
z
= ctgα ,
(17)
y
или в виде, пригодном для проектирования пластин и
фрез:
(18)
∑ δ z = ∑ δ y ctgα .
Зависимость (17) позволяет оптимизировать поля
допусков как на размеры неперетачиваемых пластин
твердого сплава, так и на размеры базовых поверхностей корпусов фрез. Это особенно важно при проектировании фрез и пластин для обработки материалов с
низкими модулями упругости, таких как алюминиевые
Y
Dфр
Lпл
А
б
Н
Z
Sпл С
N
Рис.17. Расчетная схема для определения биения режущих кромок смежных пластин фрезы в зависимости от
точности изготовления корпусов фрез и степени точности применяемых пластин (негативные пластины)
Y
Dфр
Lпл
А
б
Н
Z
С
Sпл
N
Рис.18. Расчетная схема для определения биения режущих кромок смежных пластин фрезы в зависимости от
точности изготовления корпусов фрез и степени точности применяемых пластин (позитивные пластины): A,N
– координаты опорных поверхностей корпуса фрезы под пластинки; Lпл, Sпл – соответственно высота и толщина пластинки; α - установочный задний угол
30
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 М
Механика
и машиностроени
ие
и титановыее сплавы, из-за необходиимости обесппечения большиих значений задних углов. Графичееская
интерпретац
ция соотношеения полей допусков
д
по коорк
динатным оссям приведенна на рис. 19..
14
к
12
а
б
Рис
с.20. Схемы расположения
я пластин в ко
орпусах конце
евых фрез: а – с шахматны
ым располож
жением пластин; б – длинно
окромочных
10
8
6
4
2
0
5
8
11
14
1
17
20
23
25
28
α, гр
рад.
Рис.19. Соот
тношение пол
лей допусков на изготовл
ление
опорных поверхностей
п
й под пластин
нки и самих пл
ластин при условии совм
мещения сист
тем координаат
танка и фрезы
ы при изгото
овлении
ст
Полученнные результтаты говорятт о том, что для
фрез с болььшими задним
ми углами нееобходимо пррименять пластины только кл
лассов точности F и H, имеющими допуск на диаметрр вписанной окружности
о
±00,013
мм и толщину ± 0,025 мм,
м а фрезы с малыми знначениями заднних углов моожно оснащать пластинками
класса G. Таак, например,, для фрезы диаметром
д
20 мм
пластинки кл
лассов F и H при заднем угле, равном
м 20º,
будут иметьь биение режущих кромок, равное 0,044 мм,
а при уменьшении заднеего угла до 5ºº биение измеенится до 0,036 мм.
м Для пласстин класса тоочности А (доопуски на диаметтр вписаннойй окружности и толщину раавны
±0,025 мм) биение состтавит 0,06 мм
м для любых зналя пластин кл
ласса точноссти G
чений задниих углов, а дл
при допускаах ±0,025 мм и ±0,13 мм биение
б
будет соответственно равно 0,0886 мм для зааднего угла 20º
2 и
0,042 мм дляя заднего угл
ла 5º.
Для обееспечения ноормальной рааботоспособнности
фрез толщиины среза по крайней мерре в 2 раза должд
ны превышаать биение реежущих кромок. В произвоодственных услоовиях это моожет быть выполнено
в
сеелективным подб
бором комплеектов пластин для их оснащения. У монол
литных фрезз минимальнаая толщина среза
с
ограничиваеется только радиусом
р
окрругления режуущих
кромок и дл
ля современнных материал
лов (особомеелкозернистые твердые
т
сплаавы и порош
шковые быстррорежущие стали) может бытть в пределаах 0,015–0,033 мм,
что недостиижимо для фрез с непперетачиваем
мыми
пластинкамии за исключением инстррумента с одной
режущей кроомкой (зубом, в том числее и комплекснным).
Концевы
ые фрезы с неперетачивааемыми пласстинками имеютт дискретныее режущие кромки
к
зубьеев. В
зависимостии от располоожения пласттин вдоль од
дного
зуба можно выделить фрезы
ф
с шахм
матным распположением пластин и длинннокромочные.. Схемы распположения пласттин приведены на рис.20.
расположени
Фрезы с шахматным
ш
ием пластинн
имеют вдвое мееньшую активвную длину режущих
р
кро-мок,, но каждая пластинка рааботает с большими тол-щин
нами среза с учетом того, что толщина
а среза влия-ет на
н силы резания в меньш
шей степени, чем ширина..
С уччетом этого инструмент, работающий
й с примене-нием
м переменны
ых схем резания, обеспеччивает болеее
низккие нагрузки на технологгическую систтему, умень-шен
ние сил фрезеерования заввисит от обра
абатываемыхх
мате
ериалов и сооставляет от 30 до 50% [7
7]. Повышен-ную нагрузку на торцовые пластины можн
но снизить заа
счетт расположенния на торцоввой части разновысотныхх
пласстин (рис.21)..
Рис
с.21. Фреза с расположение
р
ем пластин в шахматном
пор
рядке на цили
индрической ч
части и разно
овысотных
пластин наа торце
При назначеении режимовв фрезерован
ния для дан-ных конструкцийй фрез необ
бходимо учи
итывать, чтоо
торц
цовые пластиины не должнны работать с толщинамии
срезза сопоставим
мыми с биением режущихх кромок, т.е..
долж
жно быть выд
держано услоовие, что, а≥≥2δ, при этом
м
на цилиндрическ
ц
кой части тоолщина среза
а не должнаа
преввышать значеение ломающ
щей подачи.
В общем случае
с
неперретачиваемы
ые пластины
ы
имеют прямолиннейные режущ
щие кромки, в последнеее
врем
мя появились пластины с режущей кромкой,
к
вы-полн
ненной по винтовой поверрхности (рис.2
22).
а
б
Рис
с. 22. Неперет
тачиваемые п
пластины с прямолинейп
ной (а) и ви
интовой (б) р
режущими кро
омками
Для снижениия динамичесских нагрузок в моменты
ы
вреззания режущиих кромок пластины устанавливаютсяя
в ко
орпусах под углом
у
наклонна режущих кромок
к
λ. Пе--
В
ВЕСТНИК
ИрГТУ №2
№ (49) 2011 31
Механика и машиностроение
ресечение цилиндрической поверхности плоскостью
под углом к оси фрезы формирует след на обработанной поверхности в виде большой дуги эллипса. Для
пластин с винтовой режущей кромкой для расчетного
диаметра будет формироваться плоский след обработанной поверхности в пределах высоты пластины, но
для диаметров фрез, не соответствующих расчетному, отклонение от прямолинейности будет меньших
размеров, чем для прямолинейных режущих кромок.
Погрешность формы обработанной поверхности по
оси фрезы можно рассчитать по следующим формулам (мм):
∆ = 0,5Dфр (1 − cos arcsin
( Lпл − 2 Rпл ) sin λ
) ,(18)
Dфр
∆ = 0,5 Dфр (
1
cos arctg
( Lпл − 2 Rпл ) sin λ
Dфр
− 1) . (19)
Расчетные значения отклонений от прямолинейности, создаваемые каждой режущей кромкой, зависят
от расчетной схемы при проектировании фрез, но результаты расчета по формулам близки. Практически
рассчитанные отклонения влияют только на фактическую величину припуска на чистовую обработку. Формируемая погрешность формы для длиннокромочных
фрез приведена на рис. 23.
Значения погрешности формы обработанной поверхности в зависимости от длины режущих кромок и
диаметра инструмента приведены на рис.24.
Биение режущих кромок несколько искажает приведенную картину за счет того, что режущие кромки
Lпл- 2Rпл
Dфр
D'фр
∆
Рис.23. Теоретическая макропогрешность профиля обработанной поверхности по оси фрез: D'фр – расчетный
диаметр фрезы, проходящий через середину длины режущей кромки; мм; Dфр – диаметр фрезы по наиболее выступающей части прямолинейной режущей кромки пластины, мм; L -2R – активная длина режущей части пластины, мм; L - диаметр вписанной окружности или расчетная длина режущей кромки пластины, мм; Rпл - радиус сопряжения режущих кромок, мм; λ – угол наклона неперетачиваемой пластины в корпусе фрезы, град.
Δ,м
0,2
Dфр20
0,18
Dфр30
0,16
Dфр40
0,14
Dфр50
Dфр60
0,12
0,1
0,08
0,06
0,04
0,02
0
6,35
9,525
12,7
15,875 lпл,мм
Рис.24. Погрешность формы обработанной поверхности в зависимости от длины режущих кромок (λ -15º)
32
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 Механика и машиностроение
расположены выше или ниже расчетного диаметра.
Это приводит к тому, что в работу вступает радиусная
режущая кромка пластин, затрудняющая стружкообразование. В том и ином случае имеют место острые
риски, направление которых совпадает с направлением подачи. В соответствие с инструкцией [8] допускается перепад толщин высотой до 0,3 мм при условии
их сопряжения радиусом не менее 2 мм. В нашем случае это требование не выполняется. Следовательно,
сборные фрезы пригодны только для черновой и получистовой обработки в условиях высокой жесткости
технологической системы. Применение сборных фрез
для чистовой обработки возможно только при последовательной обработке стенок по методу деления
ширины фрезерования инструментом с пластинами,
расположенными в один ряд по высоте, и смещением
эквидистант в пределах поля допуска в соответствии с
рис. 25, 26, но это связано со значительным снижением производительности.
Рис.25. Фрезерование кармана сборными фрезами с
делением припуска по ширине
фрезерования
диаметром до 40 мм и в ряде случаев – фрезы больших диаметров.
2. С учетом того что твердосплавные фрезы, как
правило, выпускаются с максимальным диаметром
20–32мм, с технологической точки зрения целесообразно рассмотреть возможность изготовления монолитных твердосплавных фрез диаметром до 40 мм как
для черновой, так и с увеличенными числами зубьев и
углами наклона винтовой линии для чистовой обработки.
3. Монолитные конструкции концевых фрез
обеспечивают низкий уровень динамических нагрузок
на технологическую систему и поэтому пригодны для
обработки конструктивных элементов деталей низкой
жесткости.
4. Монолитные концевые фрезы из твердого
сплава имеют наиболее высокую жесткость и, следовательно, при фрезерования будут обеспечивать не
только высокую точность обработки за счет снижения
упругих деформаций фрез, но и более низкую высоту
микронеровностей.
5. Сборные конструкции концевых фрез диаметром более 40 мм целесообразно применять в условиях высокой жесткости технологической системы в первую очередь для черновой обработки.
6. Сборные фрезы обеспечивают повышение
производительности по сравнению с фрезами с напайными пластинками при диаметрах инструмента 40
мм и более.
7. Набольший эффект наблюдается от применения фрез с тангенциальным расположением пластин твердого сплава.
8. Для обработки материалов с низкими значениями модулей упругости необходимо создание специальных пластин, обеспечивающих реализацию геометрических параметров инструмента в соответствии
с рекомендациями ВИАМ и НИАТ.
Поле допуска –
+ Эквидистанты 2го и последующих
проходов Эквидистанта 1го прохода теоретический контур детали
Рис.26. Схема расположения эквидистант при фрезеровании стенок деталей по методу деления припуска по ширине фрезерования: (-) - отклонение в тело детали; (+) – отклонение в сторону увеличения размера
Полученные результаты позволяют сделать следующие выводы:
1. При обработке деталей на многоцелевом
оборудовании с высокой стоимостью часа работы
станка при прочих равных условиях наиболее эффективны монолитные твердосплавные концевые фрезы
9. Применение сборных фрез для чистовой обработки возможно, если высота обрабатываемого
конструктивного элемента меньше высоты пластины и
погрешность формы находится в пределах поля допуска на толщину или по схеме деления ширины фрезерования в соответствии с рис.25, 26.
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 33
Механика и машиностроение
Библиографический список
1. Балла О.М. Обоснование выбора схем расположения
5. Кондратов А.С. Вопросы технологических режимов резапластин в корпусах фрез // Вестник ИрГТУ. Серия «Машинония // Труды института N 256. М.:НИАТ, 1968. 64с.
ведение». 2006. № 4. С. 63–68.
6. Жарков И.Г. Вибрации при обработке лезвийным инстру2. Балла О.М. О выборе углов подъема винтовой линии
ментом. Л.: Машиностроение, 1986. 200 с.
зубьев концевых фрез // Авиационная промышленность.
7. Балла О.М., Замащиков Ю.И., Лившиц О.П. и др. Фрезы и
2009. № 1. С. 27–30.
фрезерование: монография / под общ. ред. А.И.Промптова.
3. Монолитные твердосплавные инструменты. SGS TOOL
Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2006. 172 с.
COMPANY. WORLD HEADQUATERS. Ohio 44262, 2004. 73 c.
8. Фридляндер И.Н., Кишкина С.И., Кутайцева Е.И. Конст4. Solid carbide tooling. Garryson Inc. St. Louis, MO63146, USA.
руирование и технология изготовления деталей из высоко2004. 94 p.
прочных алюминиевых сплавов В95; В95ПЧ.; В93 и В93ПЧ.
Инструкция 1021-73. М.: ВИАМ, 1973. 25 с.
УДК 621.01:534
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ СВЯЗЕЙ В КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ
МЕХАНИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ ВРАЩАТЕЛЬНОГО ТИПА
В.Г.Грудинин1
Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет,
664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Проведен анализ введения дополнительных связей в колебательные механические системы вращательного типа. Рассмотрена возможность введения в колебательную механическую систему инерционных звеньев с целью
реализации дополнительных связей.
Ил. 13. Библиогр. 2 назв.
Ключевые слова: механические колебания; дополнительные связи; динамическое гашение колебаний.
STUDY OF THE EFFECT OF ADDITIONAL CONSTRAINTS IN ROTATING TYPE VIBRRATORY SYSTEMS
V.G.Grudinin
National Research Irkutsk State Technical University,
83, Lermontov St., Irkutsk, 664074.
The author carries out the analysis of the introduction of additional constraints in rotating type vibratory systems. He examines the possibility to introduce inertial links into the vibratory system in order to implement additional constraints.
13 figures. 2 sources.
Key words: mechanical vibration; additional constraints; dynamic antihunting.
Элементы теории колебательных систем с дополнительными связями. Работа посвящена исследованию механических колебательных систем вращательного типа и базируется на идее введения в исходную колебательную систему дополнительных связей, а также предложены способы технической реализации дополнительных связей в колебательных системах вращательного типа.
Под дополнительной связью понимается составная часть структурной схемы рассматриваемой системы, образующая путь и направление передачи воздействия в дополнение к основной цепи воздействий
между звеньями или к какому-либо ее участку. Порядок дополнительных связей определяется порядком
производной в их операторе, наиболее полно характеризующем их динамические свойства.
Предлагается устройство, позволяющее осуществить такую реализацию, и рассматриваются некоторые вопросы теории колебательных систем вращательного типа с дополнительными связями.
Рассмотрим кратко основные аспекты теории ко-
лебательных систем с дополнительными связями,
причем для наглядности будем наряду с дифференциальными уравнениями движения использовать их
графические структурные аналоги.
Для простейшей колебательной системы вращательного типа с силовыми и кинематическими возмущениями (см. рис. 1) движение системы описывается
уравнением вида
J 2φ2 + c12φ2 = c12φ1 ( t ) + M ( t ) = f ( t ) , (1)
где f ( t ) – обобщенное возмущение; φ1 ( t ) и M ( t ) –
заданные функции времени.
Применив к уравнению (1) прямую операцию Лапласа и принимая нулевые начальные условия, получим
J 2ϕ 2 p 2 + c12ϕ 2 = c12ϕ1 + M ( p )
или
φ2 =
c12φ1 + M ( p )
J 2 p 2 + c12
.
(2)
___________________________ 1
Грудинин Владимир Гарриевич, старший преподаватель кафедры конструирования и стандартизации в машиностроении,
тел.: (3952) 405146.
Grudinin Vladimir, Senior Lecturer of the Department of Designing and Standartzation in Mechanical Engineering, tel.:
(3952) 405146.
34
ВЕСТНИК ИрГТУ №2 (49) 2011 
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
19
Размер файла
1 484 Кб
Теги
особенности, авиационный, фрезы, концевых, выбор, pdf, материалы, применению, станка, чпу, многоцелевых, обработка
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа