Инжиниринг

Оптимизация параметров резания, производимого методом винтового фрезерования

Как правило, производство сложных фасонных поверхностей связано с большими затратами на дорогостоящий инструмент и невысокой производительностью обработки. Актуальность затронутой в статье темы заключается в создании нового процесса механической обработки сложных фасонных поверхностей, позволяющего значительно снизить трудоемкость обработки лопаток турбин, формообразующих поверхностей штампов, пресс-форм и др., а также повысить ресурс дорогостоящего металлорежущего инструмента.
11 апреля 2012

Научная новизна описываемого в статье метода винтового фрезерования заключается в установлении закономерностей изменения положения вершины режущей кромки относительно поверхности резания в процессе фрезерования и связанных с этим изменений формы и размеров срезаемых слоев металла. Предлагается методология исследования влияния этих факторов на производительность процесса и стойкость инструмента, а также характеризуются теоретические исследования и модели кинематики процесса формирования формы и размеров срезаемых слоев металла.

Отличительной особенностью процесса является тесная связь изменений положения вершины режущей кромки относительно поверхности резания с тепловой нагруженностью самой режущей кромки и, соответственно, с характером износа режущих зубьев и производительностью процесса.

Исследуемый метод представляет собой способ формообразования с согласованным вращательным (ω) и поступательным (Sx, Sу) движениями подачи. Анализируя возможные схемы реализации метода, его можно разделить на три типа по виду траектории движения инструмента. На рисунке 1 представлены виды траекторий движения фрезы при фрезеровании:

а) с односторонним вращательным движением и поступательным, направленным перпендикулярно плоскости вращательного движения подачи;

б) с реверсивным возвратно-вращательным движением подачи и поступательным, параллельным плоскости вращения;

в) со спиралевидным, т.е. односторонним вращательным движением и поступательным, направленным параллельно плоскости вращательного движения подачи.

При движении инструмента с постоянным по направлению вращением ω (рис. 1а) режущая пластина описывает множество спиралевидных траекторий, сходящихся по сторонам ширины канавки. При этом за каждый полный оборот главного вращательного движения фрезы (2π) срезание слоя металла меняется с одной стороны пластины на другую. Поэтому каждая пластина за один оборот испытывает разностороннее встречно-попутное фрезерование. При реверсировании подачи условия работы с обеих сторон пластины по интенсивности нагрузки уравниваются. Для обработки узких глубоких канавок одностороннее вращение фрезы невозможно, т. к. произойдет зарезание чистовой поверхности детали. Поэтому необходимо реверсирование вращательного движения подачи Sω (рис. 1б). При этом обе стороны пластины работают либо с попутным, либо со встречным фрезерованием. При спиралевидной траектории (рис. 1в) в общем случае ось вращения стола станка не совпадает с осью инструмента. За счет этого при одновременных вращательном и поступательном движениях подачи обеспечивается траектория в виде архимедовой спирали с шагом, равным глубине фрезерования, причем каждая режущая пластина работает только одной четвертью.

Для описанных схем фрезерования независимо от траектории движения общим является характер изменения формы срезаемого слоя, а их различие – только в начальной глубине врезания зуба фрезы: с изменяющейся глубиной резания (рис. 1а, б) и с постоянной глубиной резания (рис. 1в).

В более обобщенном случае исследуемый метод можно представить как  совокупность формообразующих движений с согласованным вращательным Sω и поступательным Sy движениями подачи. Анализируя возможные схемы осуществления данного метода на предмет траектории движения его можно разделить на два вида – траектория «Пространственная спираль», когда Sω и Syявляются непрерывными функциями, и траектория «Множество окружностей на расстоянииtp друг от друга», когда Sy является прерывистой функцией.

Для траектории «Пространственная спираль» характерным отличием является то, что при углублении инструмента в деталь (если Sω=const и Sy=const) максимальная подача на зуб S3 увеличивается, то есть для каждого следующего зуба S3 несколько больше чем для предыдущего. При втором виде движения подачи Sω и Sy работают поочередно. После каждого полуоборота (π) вращательное движение Sω останавливается, и происходит врезание с Sy на глубину резания tp. Далее все повторяется, поэтому на каждом слое с окружностью радиусом Rxi подача S3 остается неизменной, но при переходе к следующему слою с окружностью большего радиуса Rx(i+1) подача на зуб увеличивается.

Форма элемента срезаемого слоя определяется положением двух соседних зубьев в плоскости резания при повороте фрезы на угол ω3 (рис. 2).

Из рисунка 1 видно, что площадь элемента срезаемого слоя металла находится в области, ограниченной тремя функциями окружностей f1, f2, f3.

(1)

 

где R – радиус фрезы;

r – радиус режущей пластины;

Δx, Δy – смещение по осям x и y соответственно за счет поворота фрезы на один зуб;

Rφ – радиус окружности обработанной поверхности в плоскости резания под углом φ (рис. 3).

На рисунке 3 показано изменение глубины срезаемого слоя tφ в зависимости от угла плоскости резания φ.

В зависимости от положения плоскости резания при обработке изменяется глубина резанияtφ от нулевого до максимального значения, следовательно, форма срезаемого слоя также изменяется. Поэтому для нахождения Rφ составим систему уравнений:

где R – радиус фрезы;

tgφ – тангенс угла наклона плоскости резания;

tр – максимальная глубина резания.

Для определения Rφ найдем точки пересечения окружности f3 и прямой f2. При этом нас будет интересовать только одна точка пересечения с меньшим значением.

Решая уравнение (3) второй степени находим Rφ:

Рассматривая характер изменения параметров срезаемого слоя в плоскости резания при различном угле φ плоскости резания, очевидно, что будет меняться относительное положение двух соседних зубьев фрезы. То есть значения Δx и Δy (рис. 2) изменяются в зависимости от угла φ.

На рисунке 4 изображено положение зубьев при врезании под углом φ, меньшим π/2 и большим π/2. Из рисунка видно, что окружности совмещаются в центре координат по прямой y=-tgω3*x. При значении угла плоскости резания π/2 одна рабочая сторона режущей пластины сменяется на другую, но параметры срезаемого слоя не меняются. То есть стружка является симметричной (элемент 1 симметричен элементу 2).

Одним из наиболее важных параметров для метода с винтовым и вертикальным движениями подачи является начальный угол врезания φ0, так как в процессе углубления инструмента в обрабатываемую деталь угол постоянно изменяется из-за изменения глубины врезания h. Поэтому путем анализа  рисунка 3 определяем:

Решая уравнение 7 второй степени и учитывая, что глубина врезания h за каждый π оборота увеличивается на максимальную глубину резания tp, то есть:

где ω – угол винтового поворота после начала врезания, определяем начальный угол врезания φ0:

Из формулы 9 видно, что начальный угол врезания φ0 функционально зависит от угла поворота инструмента ω. Тогда радиус Rx (половина длины хорды дуги, отсекаемой радиусом Rφ) также изменяется при изменении глубины врезания h или угла поворота ω (рис. 5):

Угол винтового поворота инструмента на один зуб определяется по формуле:

где S3 – подача на один зуб.

В процессе обработки элемент срезаемого слоя изменяется из-за изменения Rx – с каждым врезом стружка становится длиннее, а начальная глубина врезания меньше. Зная все необходимые неизвестные, можно определить значения смещений:

где ω3 – угол поворота фрезы на один зуб;

φ – угол плоскости резания.

Для разработки модели процесса стружкообразования с винтовым фрезерованием и определения параметров срезаемого слоя используются алгебрологические R-функции В.Л. Рвачева. Для элемента стружки, изображенного на рисунке 5, логическая формула будет иметь вид:

 

где R – радиус фрезы;

r – радиус режущей пластины;

Δx, Δy – смещения по осям x и y соответственно за счет поворота фрезы на один зуб;

Rφ – радиус окружности обработанной поверхности в плоскости резания под углом φ.

На рисунке 6 область с положительными точками от функций 14 – и есть форма срезаемого слоя.  Зная количество этих точек (когда L>0) и их значения, можно определить параметры срезаемого слоя. Для этого использовались программы Excel и VBA.

Параметры элементарных срезаемых слоев (рис. 7, 8) получены после определения принадлежности массивов точек

где n – количество точек, принадлежащих стружке;

m – общее количество точек в массиве.

Тогда площадь срезаемой стружки одним зубом равна:

где 4∙r2 – площадь области, в которую заключен весь массив точек m.

Для определения рабочей длины пятна контакта (рис. 8, где слева – 3D-модель, разбитая на сечения в плоскости резания, справа – элемент, полученный в результате проведения опыта) необходимо использовать граничные значения координат (x, y) точек массива с положительным значением логической формулы L. Тогда функция определения длины имеет вид:

 

где li– часть дуги, состоящая из i элементарных длин;

xi, yi – координаты текущей граничной точки дуги;

xi-1, yi-1 – координаты предыдущей граничной точки дуги.

ВЫВОДЫ

В результате анализа процесса стружкообразования установлены математические зависимости (рис. 9 – график зависимости площади сечения срезаемого слоя от угла плоскости резания, рис.10 – график зависимости длины рабочей дуги режущей пластины от угла плоскости резания) между основными параметрами, определяющими форму площадь срезаемого слоя.

Для оценки процесса построены графики изменения площади сечения срезаемого слоя S и длины рабочей дуги L от угла плоскости резания φ, из которых видно, что L изменяется от максимального (при φ=0) до минимального (при φ=π/2) значения, а S имеет максимум при φ≈π/4. Таким образом, интенсивность нагрузки на режущую кромку различна при изменении угла плоскости резания и не концентрируется на одном определенном участке режущей кромки, что благоприятно влияет на теплоотвод и на стойкость режущего инструмента.

Данный метод целесообразно применять для обработки эвольвентных профилей, лопаток турбин, турбинных колес, ходовых винтов судов. Интенсификация, удешевление и упрощение процессов обработки сложных поверхностей применительно к изготовлению посадочных мест для лопаток турбинных колес имеет ряд нюансов: необходимость использования профильных инструментов, сложности с их взаимозаменяемостью, общая дороговизна процесса и т.п. Одной из особенностей данного вида обработки является применение сложного специального инструмента. Из-за специфических свойств обрабатываемого материала необходимо большое количество такого инструмента, и плюс ко всему много времени занимает обработка. Предлагаемый метод обработки позволяет:

  • в полной мере использовать возможности технологического оборудования, недорогой стандартный инструмент;
  • уменьшить общее время обработки;
  • выполнить все требования по качеству поверхности;
  • учитывая высокую стоимость изготавливаемой детали, существенно снизить общие затраты на их производство.

Разработанная методология синтеза новых методов механической обработки с нелинейно согласованными движениями подачи и непрерывным смещением (бегущим контактом) вершины режущей кромки относительно поверхности резания дает возможность:

  1. применять вместо профильного стандартный инструмент (дисковые, торцовые фрезы);
  2. получать сложный профиль не за счет инструмента, а за счет кинематики станка, что для данной номенклатуры оправдывает применение сложного и дорогого оборудования, т.к. велика стоимость самих деталей;
  3. получать размеры, используя одну номенклатуру инструмента, не перетачивая, а заменяя новым;
  4. для предварительной выборки материала применять инструмент с неперетачиваемыми пластинами.

Так как описанный в статье подход к фрезерованию сложных фасонных поверхностей открывает перед собой широчайшие перспективы применения в машиностроении, было принято решение принять его к внедрению на базе учебно-производственного центра инженерно-консалтинговой компании «Солвер», чтобы путем производственной апробации метода доказать его состоятельность.

Теги: