Особенности процессов высокоскоростного фрезерования сложнопрофильным инструментом при обработке алюминиевых сплавов и композиционных материалов

Полный текст

Введение

Активное использование современных 3–5-осевых многоцелевых станков с ЧПУ открывает расширенные технологические возможности для обработки сложнопрофильных деталей с высокой производительностью и точностью. В то же время, эти цифровые технологии диктуют необходимость разработки соответствующих их уровню методов новых конструкций инструмента и оснастки для эффективной реализации процессов высокоскоростной прецизионной обработки. Особое значение решение этих комплексных задач имеет при обработке сложнопрофильных изделий для аэрокосмической отрасли, получаемых из труднодеформируемых при резании материалов, таких как композиты, титановые и алюминиевые сплавы. К деталям из этих материалов предъявляются повышенные требования по качеству обработки (точности размеров и взаимного расположения поверхностей, шероховатости), показателям надежности и долговечности.

Поэтому необходимо учитывать, что процессы формообразования при высокоскоростном резании на многоцелевых станках (фрезерование, фрезоточение, точение) имеют ряд особенностей, связанных с так называемым размерным эффектом [1–3]. При назначении режимов резания, кроме известных общепринятых в теории и практике параметров (углы резания и материал режущей части инструмента, свойства материала заготовки, величина усадки, угол наклона поверхностей сдвига, усилия резания и др.), необходимо учитывать и другие характеристики [1; 4]. Большинство исследователей признают, что одним из наиболее информативных показателей при аналитическом описании процессов микрофрезерования является удельная сила резания [5; 6] в зоне деформации. В значительной степени ее величина зависит от геометрии режущей части многолезвийного инструмента, так же как и профиль полученной при обработке поверхности, высота микронеровностей в виде отклонений формы, шероховатость [1]. Однако использование известных аналитических методов расчета на основе геометрических и стереологических моделей [6; 7] при проектировании многолезвийных сложноконтурных фрез ограничено, поскольку они не учитывают повышенной интенсивности и скорости деформационных процессов. Поэтому предпочтительным решением является комплексное использование аналитических и численных методов конечно-элементного анализа. Например, в работах [8; 9] этими методами была определена минимальная толщина срезаемого слоя конструкционных сталей, оцениваемая в зависимости от радиуса режущей кромки (r_e) соотношением h_min = (0,14 – 0,43) r_e, при которой обеспечивается требуемое качество обработки. Аналогичные значения определены экспериментально при изучении размерных эффектов и особенностей микрофрезерования [10; 11]. Но ограничиваться учетом только масштабного фактора при описании особенностей деформационных процессов высокоскоростной обработки недостаточно [12; 13]. Увеличение скорости резания (частота оборотов шпинделя на многоцелевых станках достигает 40000 об/мин), скорости подачи приводит к существенному изменению кинематических углов резания. В частности, может появляться большой отрицательный передний угол [14; 15] и, как результат, возникает эффект «плужения» (вместо срезания поверхностного слоя) [1; 6; 13]. Это приводит к росту удельной энергии, сконцентрированной в зоне резания, что также характерно именно для процессов высокоскоростной микрообработки [4; 8; 9; 11; 14; 15]. В этом случае преобладает упругая деформация, а в срезаемом слое формируется мелкодробленая стружка. Различия в механизмах разрушения при высокоскоростном резании можно косвенно оценить по форме и размерам стружки: размеры недеформированных слоев (фрагментов) стружки могут варьироваться от 0,1 до 900 мкм [8; 9; 14]. С увеличением глубины резания материал пластически деформируется, но до достижения вполне определенной пороговой величины [16]. Характерным признаком процессов микрообработки является также повышенная интенсивность циклических деформационных процессов, частота образования поверхностей, элементов сдвига, формирование в сечении стружки субмикронных ламелей [1]. Теоретическое, аналитическое описание механизмов их образования, моделирование и расчет кинематических параметров, при которых реализуются различные механизмы формообразования, являются необходимыми условиями для определения рациональных режимов резания и обеспечения требуемого качества обработки. В частности, теоретически и экспериментально обоснованные способы высокоскоростного ротационного точения, фрезерования и фрезоточения позволяют повысить интенсивность деформационных процессов, обеспечивают эффективное дробление стружки до микронных и субмикронных размеров. При этом удается одновременно улучшить качество обработки поверхности по параметрам шероховатости [11; 14; 15]. В работах [16–20] представлен анализ проблем и результаты исследований, которые позволяют различными методами повысить эффективность высокоскоростной обработки алюминиевых сплавов: за счет выбора правильной стратегии фрезерования [16], назначения рациональных режимов резания [17], сочетания микрофрезерования и электрофизических методов [18], нанесения защитного покрытия на поверхность режущего инструмента [19], оптимизации геометрических параметров фрез [20].

В работах [21–26] проанализированы основные проблемы, возникающие при обработке различных композитов (деламинация, вытягивание волокон композита, сколы и непрорезания волокон композита), даны рекомендации по геометрии режущей части и конструкции инструментов [21–24], выбору способов и технологических режимов обработки композитов [25; 26]. Преимущественные отличия высокоскоростного фрезерования по производительности не всегда являются гарантией обеспечения требуемого качества поверхностей, особенно при обработке изделий на основе труднодеформируемых материалов (алюминиевых и титановых сплавов, волокнистых композитов). Имеются объективные ограничения по режимам резания и конструктивному исполнению инструмента при обработке сложнопрофильных поверхностей. Существующие проблемы могут быть в значительной степени решены за счет расширенного применения методов фрезоточения и новых оригинальных конструкций многолезвийных фрез для их реализации на станках с ЧПУ [27–29]. Фрезерование с высокой геометрической сложностью инструмента позволяет уменьшить объем срезаемого слоя (размеры стружки) и силы резания, а также производить трехмерные микрокомпоненты из широкого спектра металлических и неметаллических материалов, в том числе композиционных. Кроме того, продольную токарную обработку с использованием вершинного режущего инструмента можно заменить на фрезоточение, которое обеспечивает повышение производительности обработки за счет совмещения вращательных движений заготовки и инструмента при одновременном повышении показателей качества поверхностей. При высокоскоростном фрезоточении, кроме уменьшения объема стружки (толщина срезаемого слоя может быть сопоставима с радиусом кромки инструмента), изменяются и механизмы разрушения материала заготовки – разрушение происходит преимущественно в упругой зоне без существенной пластической деформации. Известны методы математического моделирования и изучения влияния кинематики относительного перемещения в системе «инструмент – заготовка» на форму получаемых при обработке сложнопрофильных поверхностей (равноосных контуров) тел вращения [30].

Более того, задаваясь геометрией инструмента, режимами резания и траекторией относительного движения точек инструмента и заготовки можно управлять формой получаемой поверхности детали [31]. Но задачи разработки новых конструкций фрез и методов численной оценки деформационных процессов в срезаемом слое на основе метода конечных элементов (МКЭ), применительно к фрезоточению и высокоскоростным прецизионным методам фрезерования, требуют своего решения так же, как и проблемы создания управляющих программ для станков с ЧПУ. Задачи математического описания кинематики процессов фрезоточения, назначения и оптимизации режимов резания остаются недостаточно изученными как теоретически, так и экспериментально.

Цель работы – теоретическое и экспериментальное обоснование кинематических параметров и режимов высокоскоростного фрезерования для повышения производительности и качества обработки сложнопрофильных поверхностей деталей.

 

Методика и аппаратура проведения исследований

Экспериментальные исследования по фрезоточению проводились на токарно-фрезерном станке с ЧПУ (модель DMG MORI CTX 310) с приводным инструментом (рис. 1, а). В качестве заготовок при проведении испытаний использовался круглый прокат из алюминиевого сплава Д16 ГОСТ 4784-97 и стали 45 ГОСТ 1050-2013. Изучение высокоскоростного фрезерования композиционных материалов на основе углеродной ткани УТ – 900 – 3 и эпоксидной смолы Этал – 200М проводили на роботе-манипуляторе Kuka KR 90 R3100 extra HA 9 с установленным на нем шпинделем H6161H0902 (рис. 1, б).

В качестве инструментов использовались собственные оригинальные конструкции многолезвийных фрез-роутеров [31] (рис. 1, в, г), использованных при испытаниях в сравнении с аналогами фирм ISCAR (Израиль) и SANDVIK (Швеция). Фреза-аналог 2Р350 – 1000 – ОА О12М (фирма Sandvik).

Для изучения обрабатываемости алюминиевых сплавов были дополнительно спроектированы многолезвийные концевые фрезы, 3D-модели которых приведены на рис. 1, д, е.

 

Рис. 1. Оборудование и оснастка для проведения экспериментов: а – токарно-фрезерный станок с ЧПУ DMG MORI CTX 310; б – робот Kuka KR 90 R3100 extra HA (Япония) и шпиндель H6161H0902; в, г – 3D-модель новой конструкции многолезвийной фрезы-роутера EMC-D10-90-1 и профиль зубьев; д, е – геометрия режущей части концевых фрез для обработки алюминиевых сплавов

Fig. 1. Equipment and tool set for experiments: a – CNC turning and milling machine DMG MORI CTX 310; b – robot Kuka KR 90 R3100 extra HA (Japan)

and spindle H6161H0902; c, d – 3D model of a new design of the EMC-D10-90-1 multi-blade cutter-router

and tooth profile; e, f – geometry of the cutting part of end mills for processing aluminum alloys

 

В качестве независимых переменных были приняты следующие параметры режимов резания: So – продольная подача инструмента на оборот обрабатываемого вала, 0,15–1,2 мм/об; n_з – число оборотов заготовки, 50–1000 об/мин; υ_р – скорость резания, 310–933 м/мин; n_ф – число оборотов фрезы, 6000–18000 об/мин;  глубина резания, 0,1–1,5 мм. Качество обработанной поверхности образцов оценивалось по двум высотным параметрам шероховатости Ra, Rz на профилометре модели Tr 220 (КНР), диапазон измерений 160 мкм (от –80 до +80 мкм). Анализ микроструктуры образцов и морфологии стружки проводился на растровых электронных микроскопах HITACHI TM 1000 и JEOL JSM-7001F.

Изготовление цельных твердосплавных фрез производили на шлифовальном станке ANCA RX7 по специально разработанным управляющим программам, с учетом всех конструктивных параметров спроектированных фрез (рис. 2). В качестве материала заготовки для изготовления инструмента использовались прутки из наноструктурированного твердосплавного композита (полученные экструзией бимодальных порошковых смесей WC-Co-Al₂O₃) c повышенными показателями по прочности, трещиностойкости и термостойкости [32; 33]. Совокупность этих свойств является необходимой предпосылкой для эффективной работы разработанной конструкции многолезвийной фрезы на высоких скоростях резания и в условиях переменных циклических нагрузок.

 

Рис. 2. Образцы новых конструкций твердо-сплавных фрез для проведения испытаний

Fig. 2. Samples of new designs of carbide milling cutters for testing

 

Разработанные новые конструкции фрез из твердосплавного композита имеют расширенную область применения и соответствуют группам P, N, М, S по стандарту ISO 513:2012.

 

Моделирование процессов фрезоточения

В процессе обработки детали по методу фрезоточения инструмент совершает два движения: поступательное вдоль оси детали (s_o) и вращательное движение вокруг собственной оси (n_ф), а обрабатываемая заготовка при этом вращается вокруг собственной оси (n_д). Возможно как перпендикулярное (рис. 3, а) положение оси вращения фрезы относительно оси вращения заготовки, так и соосное (рис. 3, б). В первом случае реализуется торцевая схема обработки, а во втором – контурная.

 

Рис. 3. Схемы обработки поверхностей при фрезоточении

Fig. 3. Schemes of surface treatment during milling

 

Необходимым условием для достижения высокой точности и производительности при обработке деталей фрезоточением является назначение оптимальных режимов резания.

Более сложная кинематика совместного вращательного движения инструмента при фрезоточении, естественно, влияет и на методику расчета режимов резания. Для получения достоверных расчетных формул предварительно были проведены численные эксперименты, в том числе симуляция процесса обработки с использованием интегрированной среды разработки VisualStudio, в которой поддерживается технология WindowsForms. Возможность отображения графических 3D-объектов была реализована за счет дополнительного программного продукта в виде геометрического ядра Open CASCADE (рис. 4).

 

Рис. 4. Кинематическая схема и профиль поверхности при торцевом фрезоточении

Fig. 4. Kinematic scheme and surface profile during face milling

 

По результатам численных оценок по первой схеме торцевого фрезоточения были разработаны комплексная методика и расчетные формулы для определения основных режимов резания (1–6) приведенные ниже.

Диаметр обрабатываемой заготовки определится по формуле:

D_m = D_W – 2 · a_p,                                                                                                                                             (1)

где a_p – глубина резания. Угол смещения по шагу:

$\theta =\text{arctg}\left(\frac{x}{\mathrm{3,14}\cdot D_m}\right)$,                                                                                                                                            (2)

где x – шаг винтовой линии.

Частота вращения заготовки, мм/об:

$n_w=\frac{z\cdot f_z\cdot n_t}{x}$,                                                                                                                                                    (3)

где z – число зубьев фрезы, f_z – подача на зуб, n_t – частота вращения инструмента.

Подача на зуб и подача в осевом направлении определятся по формулам (4), (5):

$f_z=\frac{f_z^{/}\cdot x\cdot \cos \left(\theta \right)}{\mathrm{3,14}\cdot D_m}$,                                                                                                                                 (4)

 $f_z^{/}=\frac{\mathrm{3,14}\cdot D_m\cdot n_w}{z\cdot \cos \left(\theta \right)\cdot n_t}$,                                                                                                                                  (5)

И, наконец, скорость фрезы по спиральной траектории:

$V_{f^{/}}=\frac{\pi \cdot D_m\cdot n_w}{\cos \left(\theta \right)}$,                                                                                                                                      (6)

Расчеты по формулам (1)–(6) показывают существенный (до 2 раз) прирост скорости резания и производительности по объему срезаемого материала по сравнению с точением.

Дополнительное движение подачи фрезы (s_f) при контурной (сосной) схеме обработки (рис. 3, б) обеспечивает также возможность обработки сложнопрофильных поверхностей, таких как равноосные контуры с регулярным профилем, циклоидальные, винтовые и т. д.

При моделировании процессов соосного фрезоточения и в экспериментальной части работы использовалась оригинальная конструкция многолезвийного инструмента, которая сочетает в себе элементы «обычного» срезания слоя материала и роутера. Повышенная интенсивность и частота циклов срезания поверхностного слоя предполагают повышение производительности и качества обработки поверхности детали. Именно этим объясняется эффективность использования высокоскоростного прецизионного фрезоточения по схеме, представленной на рис. 3, б. Численные эксперименты с использованием программных продуктов MathCAD, основанные на аналитических положениях, предложенных в работе, позволили оценить влияние режимов резания, геометрических параметров режущей части инструмента (профиля и количества зубьев), кинематики относительного перемещения в системе «инструмент – деталь» на форму поверхностей и параметры контура (шероховатости, получаемые при фрезоточении).

Теоретическое изучение возможностей использования процессов фрезоточения для получения более сложных поверхностей типа равноосных контуров (рис. 5) потребовало разработки более сложных математических моделей с применением специализированных CAD-систем.

 

Рис. 5. Результаты моделирования профилей поверхностей деталей:

а – профиль треугольника Рело; б – циклоида; в – многогранник

Fig. 5. The results of modeling the profiles of the surfaces of parts:

а – profile of the Reuleaux triangle; b – cycloid; c – polyhedron

 

Угловые скорости инструмента и детали были заданы в качестве входных данных в модели процесса фрезерования для определения профиля обработанной поверхности, а при определении требуемой траектории эти параметры и их соотношения варьировались. Инструментальные режущие поверхности образуются в результате пересечения плоскости передней поверхности с производящей поверхностью фрезы. Описание движений инструмента и детали представлено в виде системы уравнений (7) и матрицы вращения детали (8). Например, при соотношении угловых скоростей 1/3: ω_I = 2π3, ω_D = –2π, где ω_I – угловые скорости инструмента, ω_D – угловые скорости детали.

$r_I(t,\delta \phi )=\left(\begin{array}{c}{r}_{IO}\cos ({\epsilon }_{I}t+\delta \phi )+\epsilon \\ 0\\ r_{IO}\cos ({\epsilon }_{I}t+\delta \phi )\end{array}\right)$,                                                                                                                  (7)

 $M_Z\left(t\right)=\left(\begin{array}{ccc}\cos \left({\omega }_{D}t\right)& -\sin \left({\omega }_{D}t\right)& 0\\ \sin \left({\omega }_{D}t\right)& \cos \left({\omega }_{D}t\right)& 0\\ 0& 0& 1\end{array}\right)$,                                                                                                        (8)

где r_I – координаты точек перемещения инструмента; δφ – расстояние между режущими кромками; ε – отношение радиусов фрезы и заготовки.

Дискретность расчетов задавалась шагом параметра t. В зависимости от количества режущих кромок фрезы N и шага между зубьями K изменяется угол поворота δφ – формула (10) и контур обрабатываемой поверхности (9):

r(t, δφ) = M_Z( t ) r_I (t, δφ),                                                                                                                                                      (9)

 $r_I(t,\delta \phi )=\left(\begin{array}{c}{r}_{IO}\cos ({\epsilon }_{I}t+\delta \phi )+\epsilon \\ 0\\ r_{IO}\cos ({\epsilon }_{I}t+\delta \phi )\end{array}\right)$.                                                                                                                                                (10)

Результаты моделирования показывают, что фрезоточение позволяет получать различные профили на детали (рис. 5). Примеры профилей и шероховатости поверхности, полученные фрезерованием при различных значениях числа зубьев N, угловых скоростей инструмента ω_I и заготовки ω_D, расстояний между осью инструмента и деталью e, представлены на рис. 5. Например, для равноосного контура RC в форме треугольника Рело (рис. 5, а) координаты точек (изменение угла фигуры равноширокой) могут быть определены по формулам p (t) = 9 – cos (3t).

Описание равноширокой кривой в соответствии с моделью производится путем определения координат точек x, y по формулам (11) и (12).

$x\left(t\right)=\left(p\left(t\right)\cos \left(t\right)+\frac{d}{dt}p\left(t\right)\sin \left(t\right)\right)\mathrm{0,07}$,                                                                                                                            (11)

$y\left(t\right)=\left(p\left(t\right)\sin \left(t\right)+\frac{d}{dt}p\left(t\right)\cos \left(t\right)\right)\mathrm{0,07}$,                                                                                                                            (12)

На основании приведенных выше формул, описывающих процесс формирования равноосного контура, был разработан алгоритм и создана программа расчета, позволяющая автоматизировать процедуру определения координат точек. Построение профиля колеса цевочной передачи осуществляется после расчета основных исходных параметров. Например, для детали редуктора с передаточным отношение 8 и номинальным диаметром обоймы 50 мм диаметр колеса будет равен 44,444 мм и диаметр цевок 8,73 мм. После вспомогательных построений с наложением контуров заготовки и инструмента получаем массив промежуточных окружностей (рис. 6, а) и контур цевочного колеса (рис. 6, б).

 

Рис. 6. Построение контура цевочного колеса:

а – массив промежуточных окружностей; б – профиль детали

Fig. 6. Constructing the outline of the lantern wheel:

а – аrray of intermediate circles; b – part profile

 

Для получения траектории движения фрезы необходимо выполнить операцию «смещение объектов». Величина смещения должна быть равна радиусу фрезы, а траектория представляет собой замкнутый контур из дуг двух различных радиусов (рис. 7, а). В случае, если диаметр фрезы будет равен диаметру цевки, траектория будет состоять из дуг одного радиуса (рис. 7, б).

 

Рис. 7. Траектория для фрезы диаметром, равным диаметру цевок: а – замкнутый контур из дуг двух различных радиусов; б – траектория из дуг одного радиуса

Fig. 7. Trajectory for a cutter with a diameter equal to the diameter of the pins:

а – closed contour of arcs of two different radii; b – trajectory of arcs of the same radius

 

Ниже приводится алгоритм и фрагменты реализации управляющей программы для изготовления деталей привода циклоидной передачи механизмов управления спутниковой связи. Для получения координат траектории можно воспользоваться встроенными средствами CAD-среды API для трансформации кривых в набор точек с последующим получением зависимости угла поворота детали от точки траектории. СAD-среда предоставляет возможность получения параметров кривых через интерфейс с последующей обработкой в сторонних программных продуктах (рис. 8).

 

Рис. 7. Траектория для фрезы диаметром, равным диаметру цевок: а – замкнутый контур из дуг двух различных радиусов; б – траектория из дуг одного радиуса

Fig. 7. Trajectory for a cutter with a diameter equal to the diameter of the pins: а – closed contour of arcs of two different radii; b – trajectory of arcs of the same radius

 

Рис. 8. Получение характеристик дуги в SolidWorks (а) и интерфейс приложения (б)

Fig. 8. Obtaining arc characteristics in SolidWorks (a) and Application interface (b)

 

Поскольку при фрезоточении фреза перемещается только по одной координате, то для формирования траектории выбираются наборы точек координаты X и угла поворота заготовки (табл. 1).

Причем для получения профиля методами фрезоточения необходимо произвести соответствующую корректировку на вращение заготовки. Эту процедуру можно произвести на основании 3D-модели изделий при создании управляющих программ для станков с ЧПУ с помощью программного продукта MasterCAM.

 

Таблица 1.Соотношение положения фрезы от угла поворота заготовки

№ п/п	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11
Положение фрезы относительно заготовки, мм	–19,57	–19,59	–19,6	–19,62	–19,63	–19,65	–19,66	–19,68	–19,69	–19,71	–19,72
Угол поворота заготовки, град.	2,94	2,94	2,93	2,92	2,91	2,9	2,89	2,89	2,88	2,87	2,86

 

Экспериментальные исследования процессов высокоскоростного фрезерования. Результаты и обсуждения

Назначение режимов резания при фрезоточении для получения сложноконтурных равноосных поверхностей изделий аэрокосмической отрасли производилось с помощью управляющих программ для станков с ЧПУ. В качестве основных параметров для верификации результатов моделирования при проведении экспериментальных исследований использовались значения точности размеров и формы равноосных контуров, шероховатости поверхности, обработанной фрезоточением при изготовлении реальных деталей в производственных условиях. В результате удалось с высокой точностью размеров, формы и требуемым качеством поверхностного слоя изготовить детали в форме РК-профиля (треугольника Рело) (рис. 9, а). Процесс постадийной обработки при получении контура детали для привода (цевочной передачи) представлен на рис. 9, б–г.

 

 

Рис. 9. Сложноконтурные поверхности деталей, полученные фрезоточением: а – треугольник Рело; б – схема наладки при фрезоточении; в – профиль циклоиды для цевочной передачи; г – готовая деталь

Fig.9. Complex contour surfaces of parts obtained by milling: а – Reuleaux triangle; b – setup diagram for milling; c – cycloid profile for lantern drive; d – finished part

Высокая интенсивность процессов фрезоточения подтверждается результатами изучения микроструктуры поверхностного слоя. Обнаружено повышение микротвердости деталей из стали на глубину до 80 мкм в 2,5 раза по сравнению с основой, т. е. этот способ обработки резанием может быть использован вместо термообработки. При этом обеспечивается высокое качество поверхности по шероховатости, что исключает необходимость дополнительных чистовых (финишных) операций. Косвенным подтверждением преимуществ высокоскоростных видов фрезоточения являются результаты электронно-микроскопических исследований формы и размеров стружки. Для экспериментальной проверки численных результатов исследований методом МКЭ использовались значения шероховатости поверхности. Морфологию стружки, полученной фрезоточением алюминиевого сплава многолезвийной контурной фрезой, иллюстрирует рис. 10. Размеры стружки изменяются в диапазоне от 2 до 50 мкм, причем при более детальном изучении обнаруживается, что крупные по размеру типы стружек представляют собой агломераты из фрагментов с размерами 480– 880 нм (рис. 10, б).

 

 

Рис. 10. Морфология алюминиевой стружки, полученной при фрезоточении: а – распределение по размерам, x 400; б – наноструктурированный фрагмент стружки

Fig. 10. Morphology of aluminum chips obtained by milling: а – size distribution, x 400; b – nanostructured chip fragment

 

В процессе экспериментальных исследований подтверждена также возможность повышения качества поверхностей волокнистых композитов при высокоскоростной обработке с использованием новых оригинальных конструкций многолезвийных фрез-роутеров (см. рис. 1, в, г и 2). При проведении экспериментальных исследований влияния режимов резания на параметры шероховатости использовалась образцы-свидетели из углепластика (рис. 11, а), полученные параллельно из того же материала, который применялся для изготовления изделий (рис. 11, б).

 

Рис. 11. Образцы для изучения высокоскоростного фрезерования композитов на основе углепластиков: а – образцы для испытаний; б – изделия

Fig. 11. Samples for studying high-speed milling of composites based on carbon fiber: a – samples for testing; b – products

Изображения обработанных поверхностей показывают, что обеспечивается эффективный поперечный срез волокон (рис. 12, а, б). Это можно объяснить увеличенной частотой циклов срезания (до 4000–6000 с^–1). Косвенным подтверждением эффективности работы инструмента является морфология стружки – ее размеры варьируются в диапазоне от 3 до 8 мкм (рис. 12, в, г), т. е. коррелируют с шероховатостью обработанной поверхности (рис. 12, а).

 

Рис. 12. Результаты электронно-микроскопического исследования: а – обработанная поверхность стеклопластика; б – обработанная поверхность углепластика; в – морфология стружки стеклопластика; г – морфология стружки углепластика

Fig. 12. Results of electron microscopic examination: a – treated surface of fiberglass; b – treated surface of carbon fiber; c – morphology of fiberglass chips; d – morphology of CFRP chip

 

Коэффициент дробления стружки при глубине фрезерования 0,5 мм и скорости вращения 4000 об/мин равен k = 250. Этот факт косвенно подтверждает повышение производительности процесса обработки и уменьшение удельной силы резания.

Применение высокоскоростной обработки деталей из композиционных материалов подтверждает эффективность использования новых конструкций многолезвийных фрез (качество обработки соответствует характеристикам лучших мировых аналогов). В качестве подтверждения результаты экспериментальных исследований преобразованы (представлены) в виде сравнительных диаграмм измерения шероховатости поверхности углепластиков по параметрам Ra и Rz различными типами фрез (рис. 13, 14).

Применение высокоскоростной обработки деталей из композиционных материалов подтверждает эффективность использования новых конструкций многолезвийных фрез (качество обработки поверхности по шероховатости соответствует характеристикам, полученным при использовании лучших мировых инструментов-аналогов).

 

Рис. 13. Шероховатость обработанной поверхности Ra после сравнительных испытаний различными конструкциями фрез

Fig. 13. Roughness of the machined surface Ra after comparative tests with different cutter designs

 

Рис. 14. Результаты замеров параметра Rz после сравнительных испытаний

Fig. 14. Results of measurements of parameter Rz after comparative tests

 

Заключение

По результатам комплекса расчетных и экспериментальных исследований можно сделать следующие основные выводы:

1. Предложенные на основании исследований полуэмпирические расчетные формулы достаточно адекватно отражают результаты натурных экспериментов и позволяют определять рациональные режимы резания для получения сложнопрофильных поверхностей типа равноосного контура.
2. Натурными экспериментами подтверждена практическая значимость и технико-экономическая эффективность предложенных конструкторско-технологических решений – фрезоточением изготовлены сложнопрофильные детали приводов, причем время обработки с 6 ч на электроэрозионном станке G-64S (в базовом варианте технологического процесса) сократилось до 18 мин.
3. Многолезвийная конструкция новой фрезы – роутера с трапецеидальной формой режущей кромки зуба обеспечивает повышение качества обработки композиционных материалов, а именно, снижение шероховатости и дефектности поверхностного слоя (на уровне лучших мировых аналогов).
4. Экспериментальные исследования позволили оценить влияние режимов резания, геометрических параметров режущей части инструмента (профиля и количества зубьев), кинематики относительного перемещения в системе «инструмент – заготовка» на форму и размеры сложноконтурной поверхности, полученной фрезоточением.

Об авторах

Максим Сергеевич Вакулин

АО «Информационные спутниковые системы» имени академика М. Ф. Решетнёва» (АО «РЕШЕТНЁВ»); Сибирский федеральный университет

Автор, ответственный за переписку.
Email: mixdib@mail.ru

инженер-технолог 3 категории, аспирант

Россия, Железногорск; Красноярск

Юрий Иванович Гордеев

Сибирский федеральный университет

Email: tms-mtf@rambler.ru

кандидат технических наук, доцент кафедры конструкторско-технологического обеспечения машиностроительного производства

Россия, Красноярск

Виталий Брониславович Ясинский

Сибирский федеральный университет

Email: VYasinskiy@sfu-kras.ru

кандидат технических наук, доцент кафедры конструкторско-технологического обеспечения машиностроительного производства

Россия, Красноярск

Александр Сергеевич Бинчуров

Сибирский федеральный университет; Сибирский государственный университет науки и технологий имени академика М. Ф. Решетнева

Email: mexanixs@mail.ru

кандидат технических наук, доцент кафедры конструкторско-технологического обеспечения машиностроительного производства

Россия, Красноярск; Красноярск

Павел Викторович Тимошев

Сибирский государственный университет науки и технологий имени академика М. Ф. Решетнева

Email: timoshevpv@yandex.ru

руководитель центра деманстрационного экзамена

Россия, Красноярск

Список литературы

Дополнительные файлы