автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Повышение точности дисковых фасонных затылованных фрез при перетачивании

На правах рукописи

Мовсисян Арам Ваникович

повышение точности дисковых фасонных затылованных фрез при перетачивании

Специальность 05 03 01 «Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2008

Работа выполнена в ГОУ ВПО Московский государственный технологический

университет «Станкин»

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Петухов Юрий Евгеньевич

Официальные оппоненты

доктор технических наук, профессор Верещака Анатолий Степанович

кандидат технических наук, доцент Понайоти Владимир Александрович

Ведущая организация

ОАО "Московский инструментальный завод"

Защита состоится 22 мая 2008 г. в 14 часов 30 минут на заседании диссертационного совета Д 212 142 01 при ГОУ ВПО Московский государственный технологический университет «Станкин» по адресу 127994, Москва, ГСП-4, Вадковский пер, д.За

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО Московский государственный технологический университет «Станкин»

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные гербовой печатью организации, просим направлять в диссертационный совет по адресу 127994, Москва, ГСП-4, Вадковский пер , д За

Автореферат разослан /1 №. 2008 г

Ученый секретарь диссертационного совета

щидат технических наук ойбсова М А

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Дисковые фасонные затылованные фрезы - широко распространенный режущий инструмент для обработки поверхностей фасонного профиля в разных отраслях промышленности, как правило, в условиях единичного и мелкосерийного производства

Основное преимущество дисковых фрез данного типа - сравнительная простота их эксплуатации при получении поверхностей разнообразного профиля

При обработке таких поверхностей используются широко распространенные универсальные фрезерные станки Перетачивание затылованных фрез по передней поверхности, особенно при ее плоской форме, также относительно просто может осуществляться на распространенных универсально-заточных станках При этом обеспечивается значительное число переточек при сохранении требуемой формы кромки фрезы, а, следовательно, и размеров профиля обрабатываемых деталей

Вместе с тем, при перетачивании затылованных фрез по передней поверхности форма кромки фрезы может меняться даже при идеально точно выполненной новой фрезе и при точно выдержанной геометрии фрезы при переточке При этом точность обрабатываемой поверхности может оказаться неудовлетворительной, в результате чего при переточках теряется основное преимущество затылованных фрез -постоянство формы и размеров профиля обрабатываемых деталей, что снижает возможное количество переточек, и, как следствие, ресурс работы фасонных фрез

В связи с указанным выше, сохранение и повышение точности фрез при перетачивании является актуальной научной и практической задачей

Целью работы является повышение точности профиля деталей, обработанных затылованными переточенными дисковыми фрезами, за счет обоснованного выбора геометрии режущей части и конструктивных параметров инструмента при изготовлении и переточке

Для достижения поставленной цели в работе были решены следующие задачи

- разработан метод расчета погрешностей формы и размеров поверхности, обработанной фрезой, затылованной резцом и шлифовальным кругом, при любой степени ее сточенности,

- выявлены факторы, влияющие на погрешности обработанной поверхности при перетачивании фрезы, и установлена степень их влияния,

- получены рекомендации для повышения точности фрез при перетачивании Методы исследования. В работе использованы основные положения теории

проектирования режущих инструментов и теории огибающих поверхностей При проведении исследований применялись средства дифференциальной геометрии, матричного исчисления, численные методы, алгоритмические языки программирования, системы та<1сас113, ТТех-ЗО 10 0 и др Научная новизна работы состоит

• в математических зависимостях, учитывающих влияние диаметра и числа зубьев фрезы, размеров профиля, степени стачивания, переднего и заднего углов, угла наклона передней поверхности, способа перетачивания, направления затылования, а также геометрии и установки затылующих инструментов на точность профиля обрабатываемой детали

• в теоретическом обосновании и экспериментальном подтверждении возможности минимизации погрешности профиля детали, обработанной затылованной фрезой с заданной степенью сточенности, на протяжении всего периода эксплуатации инструмента, за счет целенаправленного выбора параметров конструкции, способов затылования и переточки фрезы

• в установленных взаимосвязях между допусками на геометрические и конструктивные параметры нового и переточенного инструмента, и величиной стачивания зуба фрезы, параметрами конструкции, включающими диаметр фрезы, размеры профиля зуба в плоскости передней поверхности, передний угол уа, угол наклона передней поверхности Ха, при учете комплексного взаимного влияния указанных действующих факторов

Практическая ценность работы заключается в

• методике, обеспечивающей возможность оценки на стадии технологической подготовки изменения точности профиля детали, обрабатываемой фасонными затылованными фрезами после перетачивания на протяжении всего периода их эксплуатации,

• рекомендациях по минимизации погрешностей профиля детали, обрабатываемой фасонными затылованными фрезами при увеличении количества их переточек, за счет обоснованного выбора геометрии режущей части и конструктивных параметров затылования и переточки фрезы,

• рекомендациях по назначению допусков на конструктивные параметры затылованных фрез

Реализация результатов работы. Результаты работы внедрены на заводе ОАО «Стаикоагрегат» в виде рекомендаций и расчетов перетачивания дисковой фасонной фрезы при обработке деталей с полукруглым профилем, на кафедре ИТТФ МГТУ «Станкин» в виде лабораторной работы «Исследование геометрии дисковых затылованных фрез» по курсу «Математическое моделирование инструментальной техники»

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на международных конференциях в г Ярославле (ЯГТУ), г Нальчике (НГТУ) и конференции ИММ РАН в СТАНКИНЕ, а также на заседаниях кафедры ИТТФ МГТУ «Станкин» (2005-2007г)

Публикации. Результаты работы опубликованы в 6-х статьях, в том числе в 3-х журналах, входящих в издания рекомендованные ВАКом

Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, общих выводов, списка литературы из 80 наименований, четырех приложений Общий объем диссертации 201 страницу, включая 89 рисунков и 64 таблиц

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.

Во введении изложено краткое содержание работы, рассмотрены основные положения проектирования фасонных затылованных фрез, обоснована актуальность темы исследования и определены основные направления проведения исследований В первой главе приведен анализ научно - технической литературы по теме исследования

Имеется ряд относительно немногочисленных научных работ и публикаций, в которых исследованы погрешности дисковых затылованных фрез при

перетачивании Часть из этих работ посвящена более общим и сложным задачам -обработке винтовых поверхностей или же погрешностям при стачивании червячных фрез (Илюхин С Ю, Колесов Н В, Лашнев С И, Петухов Ю Е, Цепкое А В , Юликов М И, Чемборисов НА и др) Дисковые фрезы в указанных работах рассматривались как частный случай с точки зрения кинематики обработки Поэтому результаты этих работ применительно к дисковым фрезам ограничены лишь отдельными примерами

Имеется также описание достаточно общих математических моделей на основе методов математического моделирования и оптимизации (Гречишников В А, Петухов ЮЕ , Юрасов СЮ и др ) применительно к погрешностям дисковых фрез при перетачивании Однако сами модели полностью не раскрыты, а дано лишь ограниченное число примеров для некоторых частных случаев

В более ранних работах (Дарманчев С К, Либерман А И) расчет погрешностей дисковых фасонных фрез основан на приближенных методах, точность расчетов по которым неизвестна, что не дает корректного результата при оценке точности

Таким образом, имеется ряд исследований, где решены некоторые весьма сложные научно- технические задачи, касающиеся отдельных аспектов точности дисковых фрез Однако полного и общего исследования повышения точности дисковых затылованных фрез при перетачивании не проводилось

В связи с изложенным, определены цель, задачи и научная новизна настоящей работы

Во второй главе приведен анализ погрешностей фрез при перетачивании с целью определения ориентировочной оценки их величин и выбора методов их расчета и исследования

Погрешностями обработки, исследуемыми в настоящей работе, являются такие отклонения получаемой после фрезерования формы и размеров поверхности детали от заданной (без учета микронеровностей), которые имеют место после перетачивания фрезы, изготовленной с идеально точными размерами режущих кромок и геометрических параметров, которые также идеально точно выдерживаются после всех переточек фрезы Величины этих погрешностей, как показано в работе, по мере стачивания фрезы могут достигать таких значений, что становятся основными, намного превышающими погрешности другого происхождения - от неточности изготовления, биения зубьев, нагрева, деформаций станочной системы, вибраций

Выделено несколько типов обрабатываемых фрезами поверхностей - в зависимости от формы профиля и в связи с разными характеристиками погрешностей, возникающих при перетачивании фрезы В качестве основных форм рассматриваются прямолинейная и криволинейная, симметричная и асимметричная, открытая и замкнутая (закрытая) по высоте

Степень сточенности фрезы характеризуется углом стачивания ¿у между двумя радиусами фрезы, проведенными в точке кромки наружного радиуса новой - не переточенной фрезы (при ^0, ¿у = 0), и переточенной - при заданном значении ]

Характеристиками погрешностей после обработки фрезой )-й степени сточенности в 1-й точке поверхности являются (рис 1) погрешность по высоте АЬу, по нормали АЫу, по углу профиля Д<ру, по отклонению от прямолинейности Во многих типичных случаях основной погрешностью, от которой зависят остальные, является погрешность по высоте АЬу Для поверхностей закрытого (замкнутого по высоте) профиля погрешность ДЬу в крайней точке является погрешностью высоты профиля обработанной детали

базовая точка

—-____1

Рис 1 Погрешность обработанной поверхности с прямолинейным профилем ИЗО - заданная высота поверхности в точке Зо (i=3), получаемая после обработки фрезой до ее перетачивания (степень сточенности =0), h3j - высота поверхности, получаемая после обработки переточенной фрезой с j-й степенью сточенности, ДЬц - погрешность по высоте поверхности в i- й (здесь 1=3) точке после обработки фрезой с j-й степенью сточенности

Задняя поверхность зуба фрезы при затыловании резцом образуется кромкой затыловочного резца в движении (состоящим из вращения ю фрезы и поступательных движений резца вдоль осей х и z со скоростями Vx, Vz,pnc2) относительно фрезы при ее затыловании

Уравнение траектории 1-й точки кромки резца с цилиндрическими координатами (rOri, 0Ori, ZOri) в начальный момент (рис 2) имеет вид п(ф1) = гОп sin(90ri) cosec { 90ri +

+ arc tg [ (ar • (pi sm(80ri))/(rOri - ar <pi cos (ЭОп)) ] } (1) fy (<pi) = 60ri + <pi + arc tg [ (ar <pi sm(80ri) )/( rOri - ar <pi cos (0Ori) ) ] Zi(<pi)= ZOri - p cpi,

где ar, p - параметры затылования, постоянные для затылования по «архимедовой спирали» данной фрезы,

торцевую плоскость Оху фрезы) 6

Кромка сточенной фрезы, затылованной резцом или шлифовальным кругом, рассматривается как линия пересечения плоскости передней поверхности фрезы с задней затылованной поверхностью Уравнение (1) совместно с уравнением режущей кромки резца определяет затылованную поверхность Пересечение последней с плоскостью передней грани сточенной фрезы дает режущую кромку фрезы, которая обрабатывает заданную поверхность детали Реальная затылованная поверхность образуется в сложном движении кромки резца, форма которой зависит, в том числе, от геометрии передней поверхности фрезы, геометрии и установки резца на затыловочном станке Поэтому при перетачивании фрезы (в т ч идеально точно изготовленной и также с идеально точно выполненной геометрией переточенной передней поверхности) форма и размеры профиля кромки фрезы меняются, что в общем случае, приводит к погрешностям обработанной поверхности

Для предварительного анализа возникающих при стачивании фрезы погрешностей и для выбора метода их расчета и исследования, был выполнен анализ погрешностей для характерных и относительно простых случаев

- для фрезы, имеющей нулевые передний угол уа и угол наклона передней поверхности зуба Ха, затылованной резцом с положительным передним углом уг с установкой его точки 2г (здесь «г» или «р»- индекс или наименование для точки 2 резца) на высоте линии центров затыловочного станка, т е в плоскости Охг (рис 3), точка 2р (2г) резца образует точку 2 кромки фрезы на ее наружном радиусе га,

- для фрезы с такой же геометрией, затылованной резцом с положительным передним углом уг с установкой в плоскости Охг его точки кромки, которая образует точку 6 на внутреннем радиусе гб кромки фрезы, т е когда смещение Ьг

Для случая, когда hr>0 высота h детали в зависимости от сточенности фрезы, определяемой углом ф, при угле косого затылования р=0

h (ф) = A cosec [г] + arc tg (Вер/ (гб- С<р)] - аг [т] + ф + arc tg (Вф/ (гб- Сф)] +г0г2 (2)

где = ООгб, 90г6 - угловая координата точки 6 кромки резца в начальный момент затылования, т е при <р = 0, <р - угол поворота фрезы в движении затылования,

гб - радиус фрезы в точке 6 ее кромки, г0г2 - радиус , проведенный в точку 2 кромки резца, которая образует точку 2 кромки фрезы на ее наружном радиусе га, А, В, С, аг - постоянные, зависящие от размеров фрезы и резца

Угол сточенности фрезы cj несколько отличается от угла ф, кроме того, угол ф поворота фрезы от начального момента до момента образования любой точки кромки фрезы соответствующей точкой кромки резца различен для разных точек кромки Зависимость ф от £j выражается трансцендентным уравнением, поэтому в явной форме выразить h как функцию от £j не представляется возможным

Для фрезы с размерами га=74, г6=43,8 , аг = 14,3 , задним вершинным углом аВ =11°, ^.а = уа = О, затылованной резцом с передним углом уг = 10° с установкой по схеме на рис 2 , при h = 30,157 мм, - были численным методом рассчитаны значения высоты h профиля детали при стачивании фрезы, приведенные на рис 4 hj, мм

Из полученных данных (рис 4) следует, что при стачивании фрезы на угол = 6° высота Ъ) детали уменьшается на величину около 0,08 мм, , т е ЛЬ| = - 0,08 мм, а при стачивании на угол 24° АЬ по абсолютной величине более 0,3 мм

Полученное на основании расчетов уравнение линейной регрессии для зависимости Ь] = имеет вид

Ь] = а + Ь , где а =30,1670034, Ь = - 0 0144245, (3) с коэффициентом корреляции свыше 0,99

На рис 4 зависимость (3) соответствует пунктирной прямой Таким образом, по мере стачивания погрешность в данном случае увеличивается почти прямо пропорционально углу стачивания и достигает

значительных величин, которые могут превышать допуск на погрешность профиля обработанной поверхности

Уравнение (3), как показали выполненные расчеты, может дать ошибку в вычислениях при малых и больших (около 0,01мм) Это допустимо для ориентировочных расчетов погрешности, но неприемлемо для точных расчетов погрешностей стачивания Указанная ошибка объясняется отклонением зависимости 1у = ^¿у) от линейной

Аналогичный описанному выше анализ погрешностей выполнен для фрезы тех же размеров и геометрии, затылованной таким же резцом, но с его установкой в точке 6 кромки на линии центров станка (т е при Ьг = 0, рис 3)

Величины погрешностей ДЬц для разных точек 1, т е при разных 1н, и при угле стачивания 19° приведены на рис 5 ЛИу мм -0 02

-0 0267

-0 0333

ЛИу -0 04

-0 0467 -0 0533

~°'°60 10 20 30 40 50 И| ММ

III

Рис 5 Изменение Д1ц= Ши) при затыловании фрезы с уа =Я,а =0 с внутренним радиусом гб = 43,84мм , с наружным радиусом га=г6+1н, резец уг =10° Дг =0 Ьг=0 , ^ = 19°

Как видно, высота детали при перетачивании фрезы, так же, как и в предыдущем случае, уменьшается Погрешности имеют достаточно существенную величину, при Ы= 30 АЬц составляет 0,06 мм, но в то же время величина погрешности в 4 раза меньше, чем при затыловании резцом с установкой на линии центров точки 2г (рис 3) Кроме того, как это видно из характера графика на рис 5, величина погрешности в зависимости от высоты профиля Ы изменяется по сложной, не линейной зависимости

В результате исследований, изложенных во второй главе, установлено, что

• функциональная зависимость АЬ=Г(^) изменения ДЬ высоты профиля Ь обрабатываемой поверхности от величины стачивания фрезы, полученная на основании уравнения траектории движения кромки резца, образующего затылованную поверхность фрезы, является трансцендентной Поэтому для ее анализа требуются численные методы,

• величина погрешности от стачивания фрезы, затылованной резцом, по высоте обрабатываемой поверхности может достигать 0,2-0,3 мм (при высоте Ь около 30мм), что существенно снижает точность обработки и может выходить за

9

пределы допуска Для шлифованных фрез большие изменения формы кромки вдоль затылованной резцом поверхности могут приводить к необходимости увеличения припуска под шлифование фрезы после ее затылования резцом,

• геометрия и установка затыловочного резца при затыловании фрезы оказывает существенное влияние на погрешность стачивания величина ЛИ может изменяться в несколько раз (от 0,06-0,1мм до 0,3- 0,4 мм и более),

• изменение погрешности профиля детали при стачивании фрезы носит нелинейный характер При затыловании фрезы резцом с положительным передним углом и с установкой вершины резца на линии центров погрешность профиля по высоте детали возрастает в зависимости от высоты профиля в большей мере для соответствующих точек кромки фрезы, расположенных ближе к вершине резца (т е на меньших радиусах фрезы), и в меньшей мере для точек, расположенных ближе к наружному радиусу фрезы,

• зависимость изменения погрешности общей (габаритной) высоты профиля ДЬ обрабатываемой поверхности от величины (угла) стачивания фрезы может носить характер, весьма близкий к линейному, с коэффициентом корреляции более 0,9 Однако точность расчета ДЬ по уравнению линейной корреляции, полученному для конкретной фрезы на основании предварительных точных (детерминированных) расчетов, для оценки погрешности может оказаться недостаточной Поэтому необходимо разработать и использовать теоретически точный метод, который позволил бы выполнять расчеты для фрез любых размеров, геометрии, способов затылования и переточки

В третьей главе приведен теоретически точный метод расчета погрешностей поверхности, обработанной фрезой с произвольными передним углом уа и углом наклона Ха плоской передней поверхности, затылованной резцом с передним углом уг и углом наклона передней грани Хг с произвольной установкой базовой точки кромки, при любой степени сточенности фрезы и при любом из нескольких возможных способов переточек по передней поверхности фрезы

Метод универсален, т е позволяет рассчитать погрешности обработки сточенной фрезой при любом изменении влияющих факторов

Расчет погрешности стачивания в 1-х точках обрабатываемой поверхности при ^й степени сточенности фрезы включает

- при известных или предварительно рассчитываемых размерах и параметрах обрабатываемой поверхности (1и, И, сркаа ), фрезы (га, Хя, уа, Ьа) (рис 6), координат XI, У1, Ъ\, п ,01 1-х точек кромки фрезы, угла \ ее стачивания (рис 3), кинематики затылования (угла косого затылования ц, скоростей Ух=аг, Уг=р, рис 2), углов плоской передней поверхности резца уг, Хг, и его смещения Ьг (рис 7),

- расчет новых координат (Хй, Уй, 2й) точек кромки фрезы в системе ХУХ из условия, что базовая точка 1= Лг кромки резца совпадает с кромкой фрезы в начальный момент затылования,

- расчет координат ХОп, У0п, 1-х точек кромки резца,

- выбор способа перетачивания фрезы по передней поверхности - при постоянном переднем угле уа, либо при переменном уа или другой из возможных,

- расчет наружного радиуса га] фрезы заданной степени сточенности,

- расчет координат Ху, У у, 7л) точек кромки сточенной (при заданном .0 фрезы

- расчет размеров (координат точек) поверхности, обработанной сточенной фрезой;

- расчет погрешностей (величины изменений АЬу и др.) размеров поверхности, обработанной фрезой заданной сточенности.

Я-Р

поверхности и геометрия фрезы.

У

Рис. 7 Координаты базовой точки I = ¡Ьг кромки резца 11

Расчет координат (Х2), Y2j ) точки 2J кромки фрезы на наружном радиусе осуществляется из уравнений

г0г2 8ш(е0г2) сов(фгО) + (г0г2 совСбОгг) - аг фгО) 8ш(фг0) -, ^ап(ле + [(г0г2 С(«(е0г2) - аг фгО) ««(фгО) - г0г2 вт(е0г2) мп(фгО)] = 0 (4)

Х2] = -г0г2 «ш(в0г2) 8и«(фг|) + (г0г2 соз(80г2) - аг фг|) с(«(фг|) У2] = г0г2 яп(е0г2) сов(ф^) + (г0г2 ««(бОгг) - аг ф г]) 51п(фп) Z2j=zr2-pфrJ (5)

г!\ = >/х2?+¥2?

r2j = ТХ2/+У2?

Из трансцендентного уравнения (4) находится угловой параметр срго, из (5) -при фго рассчитываются Х2,), 02]

Координаты (Ху, Уц, Ъ\)) точек кромки сточенной фрезы также рассчитываются из уравнений, по форме совпадающими с (5), при подстановке в них углового параметра <рц= сргу, последний находится как корень уравнения

гОп $т(вОп) сов(фгц) + (гОп соз(вОп) - аг фгц) зш(фгц) + I + 1ап(уа] - в2]) [(гОп соз(0Оп) - аг фгц) соя (фгц) - гОп зш(бОп) 8т(фгц)] +

+ (гОп-р фгц) А-В =0 (6)

При известных размерах профиля кромки сточенной фрезы рассчитываются размеры профиля обработанной поверхности и ее отклонения от заданной, те погрешности профиля, возникающие при стачивании фрезы

В соответствии с описанным методом выполнены расчеты и анализ погрешностей профиля, обработанного фрезами с различной геометрией, при затыловании резцом с разной геометрией и установкой

Для фрезы с нулевыми углами уа и Ха дополнительно к проведенному в 1 главе анализу, исследовано влияние смещения Ьг затыловочного резца при его установке на станке График ЛЬ = Щгг) (рис 8) построен для фрезы с наружным диаметром 148 мм, Ы =30 мм, аВ = 10,955°, £¿=24°, Ат =0, -уг = 0 Из графика следует, что влияние Иг на погрешность достаточно существенно и при положительном смещении Ьг величина ДЬ отрицательна, при Ьг < 0 , ДЬ >0

>' ЛИ, мкм

Рис 8 График зависимости ЛЬ = Афг)

Введение положительного переднего угла уа фрезы при прочих неизменных факторах существенно увеличивает погрешности профиля детали при стачивании фрезы (рис 9)

ЛИу мм

Рис 9 Значения ДЬу при различных передних углах фрезы (га = 74, Ая = 0, Ь1 = 30, <^=24°, Хг = 0 ?г=0 Ьг =0)

Введение отличного от нуля угла А.а приводит к увеличению абсолютных значений погрешности стачивания, которые зависят не только от высоты, но и от ширины обрабатываемой поверхности (координаты Ь, рис 6) Для симметричного

профиля детали и фрезы с уа = О для одной стороны профиля погрешности Ah при стачивании имеют отрицательное значение, для другой - положительное (рис 10)

Фрезы с асимметричным профилем целесообразно выполнять с положительным передним углом уа и с углом Я,а - положительным или отрицательным, в зависимости от того, какая сторона (левая или правая на асимметричном профиле) имеется на фрезе При этом не только увеличиваются боковые передние углы кромки фрезы, но и одновременно уменьшаются погрешности стачивания

Ahgij мм

06 05 04 03 0 2

АИдцлев

- 01

Ahgijnpae

-01 -02 -03

~°4~15 -1125 -75 -375 0 375 75 1125 15 Ха град

Рис 10 Погрешности Ahij стачивания фрезы с различными углами Ха

наклона передней поверхности,

фреза ra=74, аВ = 11°, уа =0, hi=30, £j=24°,

линия 1 lt= -30,093 , левая сторона выпуклого профиля фрезы,

линия 2 1г= 30,093 , правая сторона выпуклого профиля фрезы,

резец yr=0° Xr=0 hr = 0

На основании выполненных расчетов и анализа результатов, полученных в третье главе, установлено

• введение положительного переднего угла уа фрезы, затылованной резцом с нулевыми yr, A.r, hr, приводит к появлению погрешностей профиля при стачивании фрезы Так при диаметре фрезы da= 148мм , h=30 мм и уа =10° и при стачивании £j=8 20° величина Ah = 0,1 0,27 мм С увеличением уа погрешность Ah возрастает, при больших уа его влияние на рост ДЬ усиливается, т е зависимость Ah от уа носит нелинейный характер,

• положительное смещение hr резца с нулевыми углами уг, Хг, существенно увеличивает погрешность Ah фрезы с уа >0, отрицательное смещение уменьшает Ah Положительный передний угол уг резца уменьшает Ah,

• можно найти такое сочетание значений уа ,hr и уг, при которых Ahij=0 Погрешность фрезы с такой геометрией и технологией затылования близка к нулю на всем протяжении стачивания, как на полной высоте, так и в промежуточных по высоте точках,

• введение угла 1я наклона передней поверхности фрезы увеличивает (по сравнению с фрезой с уа = Ад= 0 при уг= аг=0, Ьг=0) абсолютные значения ЛИ, при этом при симметричном профиле детали для одной стороны погрешности имеют отрицательную величину (высота детали уменьшается), для другой стороны -положительную Для фрезы приведенных выше размеров, при Хл= -10 10°, I ЛИу | = 0,26 0,29 мм при угле стачивания 24°,

• для фрезы с кромкой ассиметричного профиля совместное использование положительных значений уа и Аа позволяет уменьшить погрешность стачивания, а при специально подобранных углах уа и Ая - свести ДЬу практически до нуля на всем протяжении стачивания,

• перетачивание фрезы с переменным передним углом уа или переменным углом наклона Аа передней поверхности позволяет подобрать такой характер изменения уа или Ал , при котором погрешность АЬу близка к нулю при всех переточках

В четвертой главе изложен метод расчета погрешностей профиля поверхности детали, обработанной фрезой с произвольными передним углом уа, углом наклона А,а плоской передней поверхности и с задними поверхностями зубьев, полученными радиальным затылованием шлифовальным кругом заданного диаметра и с определенной установкой на затыловочном станке

Реальная кромка сточенной фрезы находится как пересечение ее передней поверхности с огибающей семейства поверхностей шлифовального круга, образованного кругом при его движении относительно неподвижной фрезы в процессе затылования

При известной форме, размерах и установке шлифовального круга, расстояние Ь в начальный момент затылования между осью фрезы и проекцией оси круга на пл Охг находится из уравнения (7), решаемого относительно Ь

F(L)

Rv cos| atan I —

sec

atan

-Rv sin atan

L - Rv cos atan

ra

(7)

где Rv - внутренний радиус круга, а =аг, atan -обозначение arc tg

Угловой параметр <ру, соответствующий точке у пересечения огибающей семейства поверхностей круга с передней поверхностью сточенной фрезы, находится из уравнения, решаемого относительно <ру

(|_ - а фу) sin((|>ij) - Ri sin фц + atañí - 3

V l - а фу

(l - а фу) cos^ij) - ri cos фу + atan 3

tan(£j + 9a) = 0 (8)

V VI--а фу у/.

При подстановке <ру в уравнения огибающей круга находятся соответствующие точки кромки сточенной фрезы и получаемая при обработке сточенной фрезой поверхность детали и с ее отклонениями (погрешностями) от заданной

Приведенный метод был использован для расчетов и анализа погрешностей профиля детали при стачивании шлифованных фрез

Величина погрешности ЛЬ в зависимости от угла с, сточенности представлена на графике (рис 11) для фрезы с размерами

га = 74 уа = 0 Ха = О

аВ = 10,955° (после округления величины к затылования) размеры и установка круга

Ну =30 КЗ - 60

с = 0 (ось круга установлена на высоте линии центров станка).

Величина погрешности профиля детали имеет существенную величину 0,03 -0,05 мм, сопоставимую или превышающую допускаемые значения, уже при угле стачивания <у = 3-5° При увеличении угла стачивания до 15 - 20° погрешность возрастает до 0,17 - 0,23 мм

, мм

Рис 11 Погрешности ДЬц стачивания фрезы в зависимости от угла стачивания §

На рис 11 пунктирной линией показан график линейной интерполяции С коэффициентом корреляции 0,998 зависимость ДЬу от ¡у может быть заменена функцией

f(x) = а + b х а = -8 452 х Ю-3 b = 0.012

corr(VX, VY) =0 998 где f(x) = A hy (мм) , х = £j (градус)

Установлено, что на погрешности профиля при стачивании фрезы могут оказывать влияние следующие факторы

Так для фрезы указанных выше размеров увеличение в два раза высоты профиля h, с 5 до 10 мм, дает увеличение погрешности Ahij в 2,28 раза при

16

сточенности ¡у =21° Увеличение высоты Ь также в два раза, но с 10 до 20 мм, дает увеличение ДЬу в 2,7 раза Увеличение высоты Ь в 4раза, с 5 до 20 мм, дает увеличение ДЬу в 6,26 раза

Увеличение заднего угла фрезы на 2 градуса (с 11 до 13°) приводит к увеличению погрешности профиля при стачивании при углах стачивания до 18° в 1,8 раза (при больших углах стачивания задний угол оказывает несколько большее влияние, чем при малых углах)

При аВ =13° уже при угле стачивания фрезы вышеприведенных размеров более 6 градусов величина погрешности ДЬу превышает 0,1 мм

Влияние наружного диаметра фрезы на погрешность ЛИ у показано на графике (рис 12)

ДЬц, мм

0 29

УдЬд

0 23

017

011

0 05

120 130 140 150 160 170 180 190 200 с!а,ММ

Рис 12 Зависимость ДЬц от наружного диаметра фрезы да 1- при = 9°, 2- при £, = 21°

С увеличением наружного диаметра с!а фрезы, при прочих равных условиях, погрешность профиля при стачивании уменьшается С увеличением величины стачивания фрезы влияние диаметра усиливается При меньших диаметрах его увеличение влияет в большей степени, чем при больших диаметрах

Диаметр шлифовального круга незначительно влияет на погрешность профиля при стачивании Для фрезы с размерами га =74 мм, аВ = 11°, уа =Ка = 0°, Ь = 30 мм, и при наружном диаметре круга в диапазоне 90 120 мм увеличение наружного диаметра круга на 33% приводит к увеличению ДЬу на 2,1%

Смещение оси шлифовального круга относительно горизонтальной плоскости (величина "с"), проходящей через линию центров затыловочного станка, также оказывает влияние на величину ДЬ Положительное смещение уменьшает ДЬ, отрицательное - увеличивает Для фрезы га=74 мм, аВ = 11°, А,а=уа=0°, при ее шлифовании кругом Яу =20, Ь=30 мм, величина ДЬ увеличивается на 10-11% при смещении с= — 10 мм по сравнению с затылованием при с= 0 мм

Введение положительного переднего угла уа фрезы значительно увеличивает погрешности профиля при стачивании (рис 13) При различных углах стачивания

увеличение переднего угла фрезы от 0 до 10° дает более чем двух кратное увеличение погрешности ЛЬу ДИу мкм

800 700 600 500 400

АИц7 300 200 100 0

400

_200-10 -8-6-4-2 о 2 4 б 8 ю та град

Рис 13 Значения погрешности стачивания ДЬу в зависимости от угла уа при га=74 Яу=20 Н=30 с=0 >,а=0 Е=21° аВ=10,955°

С увеличением угла Ла наклона передней поверхности фрезы погрешности симметричного профиля с одной его стороны уменьшаются, с другой, напротив, возрастают С целью уменьшения погрешностей отличный от нуля угол Ха целесообразно использовать для фрезы (детали) асимметричного профиля В этом случае для фрезы заданных размеров можно определить такое значение Ха, при котором ЛЬ у ~ 0

На рис 14 показано изменение ДЬу при стачивании фрезы до угла £,=24° (при ^8) ЛИЗ], мкм

2

1 6

1.2

08

04

ДЬЗI 0 -04 -08 -1 2 -1 6

2 0 1 2 3 4 5 б 7 8 .]

Рис 14 График ДЬу = f0), 1=3, J = 0 8 для фрезы га ==74, уа =0, 23, 64° , аВ = 11°, круг Яу=20, с=0, Ш= ЯЗ = 50, 23= 10, 9

л У

Величина ДЬу , как это видно из графика, по мере увеличения сточенности сначала уменьшается, а затем несколько возрастает, оставаясь в пределах не более 2 мкм При этом погрешность в других, промежуточных по высоте детали точках, также весьма мала (менее 8 мкм при с,=24°)

При углах уа и ХгфО их влияние на погрешность стачивания проявляется приблизительно так же, как и влияние отдельно каждого из этих углов, когда один из них равен 0 Погрешность стачивания ДЬу для фрезы вышеприведенных размеров при ЪЪ- 10,9 (координате вдоль оси фрезы), и при углах стачивания £,= 9° 0=3) и £, = 21° 0=7) и различных углах уа° и Ха°

уа® Ха^ ДЬу, мкм

Ей

0 0 95 247

7 0 209 549

0 7 65,6 171

7 7 166 435

для тех же данных, но при другой величине 23 = 21,8 мм

0 уа х1 ДЬу, мкм

^3 1=7

0 0 95 247

7 0 209 549

0 7 38,6 101

7 7 128 335

Из приведенных данных видно, что передний угол 7 градусов приводит по сравнению с нулевым передним углом к увеличению погрешности стачивания более чем в два раза Введение положительного угла Ха =7 градусов позволяет уменьшить ДЬу в 1,5 -2 раза по сравнению с нулевым Ха, - как при наличии переднего угла, так и при нулевом уа Такое влияние Ха усиливается при увеличении координаты ЪЪ, т е для более широкой поверхности детали

Выше было рассмотрено влияние отдельных факторов на погрешности стачивания фрезы при перетачивании с постоянными углами уа и А,а

В работе показано, что при перетачивании с фрез с переменными углами уа Ха, погрешность профиля ДЬу можно минимизировать практически до нуля на всем протяжении стачивания фрезы При этом искомые углы уа или Ха могут быть установлены в зависимости от угла стачивания по специально разработанному для фрезы заданных размеров графику

На основании разработанного в четвертой главе метода расчета и выполненного с его использованием анализа, для фрез с задними поверхностями зубьев, полученных радиальным затылованием шлифовальным кругом, имеющих

передний угол у а и угол Ха. наклона плоской передней поверхности, сделаны следующие выводы

• погрешность при стачивании фрезы зависит от размеров обрабатываемой поверхности, диаметра фрезы, величины переднего угла уа, угла наклона Ха, заднего вершинного угла аВ, наружного радиуса КЗ круга и его установки (смещения «с» оси круга), степени сточенности (угла стачивания ¿у) фрезы,

• фрезы диаметром 55 200 мм с нулевыми углами уа и А,а при высоте Ь= 10 30 мм при стачивании на угол ¿у = 3 24° дают погрешность по высоте обработанной поверхности ДЬ = 0,03 0,3мм При стачивании фрезы высота обработанной поверхности Ь возрастает,

• зависимость ДЬ = ЭДу) погрешности стачивания от угла стачивания близка к линейной, но несколько от нее отличается с увеличением сточенности фрезы влияние ¡у на ДЬ возрастает,

• увеличение высоты Ь обрабатываемой поверхности при одном диаметре фрезы приводит к увеличению ДЬ При увеличении Ь в 2 раза ДЬ возрастает в 2,28 раза, при увеличении Ь в 4 раза (с 5 до 20 мм) ДЬ увеличивается, при постоянном диаметре фрезы, более, чем в 6 раз,

• увеличение заднего угла аВ фрезы приводит к увеличению ДЬ При увеличении на фрезе (га = 74, Ь =30) заднего угла аВ на 3° ДЬ увеличивается по мере стачивания фрезы в 3,5 - 3,8 раза,

• увеличение диаметра фрезы при одной высоте Ь приводит к уменьшению ДЬ Увеличение диаметра фрезы со 130 до 200 мм дает уменьшение погрешности ДЬ при угле стачивания 9° с 0,118 мм до 0,068мм,

• увеличение высоты Ь при одном диаметре фрезы (га=74) приводит к росту ДЬ При увеличении Ь в 2 раза ДЬ возрастает в 2,28 раза, при увеличении Ь в 4 раза (с 5 до 20 мм) ДЬ увеличивается, при постоянном диаметре фрезы, более, чем в 6 раз,

• наличие положительного переднего угла уа фрезы при нулевом угле Ха, приводит к увеличению погрешности ДЬ, которая возрастает при увеличении уа Для фрезы га = 74, Ь =30, аВ=11° в диапазоне уа от 0 до 6° увеличение уа на 1° приводит (при ^ =21°) к росту ДЬ на 0,03 мм В диапазоне уа от 6 до 10° увеличение уа на 1° приводит к росту ДЬ на 0,04 мм, - по сравнению с погрешностями фрезы с нулевым передним углом Фреза указанных выше размеров при уа = 10° уже при стачивании =6° дает погрешность ДЬ = 0,18мм, а при Ъ, =12° ДЬ превышает 0,3мм Размерная стойкость фрезы, как это следует из приведенных выше данных, неудовлетворительна,

• отрицательный передний угол уа уменьшает погрешность ДЬ стачивания Можно найти такое отрицательное значение уа, для которого ДЬу ~ 0 Для фрезы приведенных выше размеров при уа= -9 погрешность ДЬу составляет при 2, =21° менее 2 мкм,

• наличие отличного от 0 угла наклона Ха. передней поверхности фрезы, уменьшает погрешность Ah для одной из сторон симметричного профиля и увеличивает ее для другой стороны Для обработки поверхности с асимметричным профилем введение угла Аа, благоприятного по знаку для увеличения боковых передних углов фрезы, уменьшает погрешности стачивания Для фрезы га = 74, h =30, аВ=11°, уа = 0° изменение А.а с 0 до 15° приводит к уменьшению Ah ( при =21° ) с 0,25 мм до до 0,1мм Можно найти такой угол ла, при котором Ahij сколь угодно мала Такое значение А,а для фрезы вышеуказанных размеров, составляет 23,6°,

• введение отличного от 0 угла ла для фрез асимметричного профиля позволяет существенно, в 1 5 -2 раза , уменьшить погрешности стачивания как при нулевом, так и при положительном переднем угле уа Такое влияние Ха усиливается, при одних и тех же величинах Ха, для более широких поверхностей

Наличие угла Ха наклона плоской передней поверхности благоприятно как для повышения точности фрез при стачивании, так и для увеличения боковых передних углов на кромке фрезы

основные выводы.

1 В результате комплекса проведенных исследований разработан научно-обоснованный метод определения погрешности фасонного профиля детали, обработанной затылованной фрезой по мере ее переточек, учитывающий диаметр фрезы, размеры профиля, степень стачивания, число зубьев, величины переднего уа и заднего аа углов, угол наклона передней поверхности Ха, способ перетачивания, направление затылования, а также геометрию и установку затылующего инструмента, как резца, так и шлифовального круга

2 Проведенные исследования показали, что величина погрешности Ah высоты профиля h обрабатываемой поверхности без учета погрешностей изготовления и переточки фрезы на станке, при ее стачивании может достигать 0,3 мм и более при высоте обрабатываемого профиля 10 -30 мм При этом в зависимости от геометрии фрезы и параметров затылующего инструмента (размера, геометрии, установки) высота профиля h при стачивании фрезы может, как увеличиваться, так и уменьшаться

3 Погрешность профиля детали, обработанной затылованной фрезой с заданной степенью сточенности, может быть существенно минимизирована за счет обоснованного выбора рационального сочетания способов изготовления и переточки фрезы и параметров конструкции, включающих диаметр фрезы, размеры профиля зуба в плоскости передней поверхности, передний угол уа, угол наклона передней поверхности Ха, величины затылования

4 Установлено, что при обработке поверхностей с симметричным профилем фрезами с положительным передним углом уа, затылованными как шлифовальным кругом, так и резцом, минимизация погрешностей профиля при стачивании обеспечивается изменением переднего угла, определяемым в зависимости от степени сточенности фрезы

5 При обработке поверхностей с асимметричным профилем для повышения точности фрезы при стачивании с одновременным улучшением геометрии кромки фрезы целесообразно использовать фрезы с положительным передним углом уа и с углом наклона передней поверхности Л а При этом погрешности профиля при перетачивании существенно уменьшаются при установленном в работе изменении углов уа и Ха, в том числе, при увеличении степени сточенности фрезы

6 Обоснованное назначение допусков на положение передней поверхности (углы уа и Яа) и размеры кромки инструмента при переточках, возможно на основании проведенных численных исследований величины и характера погрешностей профиля, возникающих при малых (0,1 - 0,01) изменениях геометрических и конструктивных параметров фасонных затылованных фрез

7 Внедрение результатов работы показало, что использование разработанных методик и программ по расчету погрешностей профиля при перетачивании, позволяет уменьшить погрешность профиля деталей (с высотой профиля 10-30 мм) обработанных переточенными фрезами диаметром до 200 мм, затылованными как резцом, так и шлифовальным кругом, до 0,04 мм и в результате этого обеспечить увеличение ресурса работы фрез за счет увеличения количества их переточек

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях:

1 Мовсисян А В Оценка некоторых характристик инструмента с использованием MathCad / А В Мовсисян // Вестник машиностроения - 2007 -№6 - С 56-59

2 Мовсисян AB Определение необходимого числа испытаний режущего инструмента / А В Мовсисян // Справочник Инженерный журнал - 2007 - №6 -С 44-45

3 Петухов Ю Е Определение формы задней поверхности дисковой фрезы при обработке фасонной поверхности детали /Ю Е Петухов, А В Мовсисян // Вестник машиностроения - 2007 - №8 - С 56-57

4 Петухов Ю Е Математическая модель дисковой фрезы /Ю Е Петухов, А В Мовсисян // - докл XX Междунар научная конф ММТТ-20 - Ярославль, ЯГТУ -2007 - том 4 - С 76-77

5 Петухов ЮЕ Математическая модель задней поверхности затылованных фрез с передним углом /Ю Е Петухов, А В Мовсисян /У - докл X научная конф МГТУ «Станкин» - ИММ РАН» по Математическому моделированию и информатике - М, МГТУ «Станкин» - 2007 - С 136-139

6 Петухов Ю Е Определение траектории движения круга при шлифовании задней поверхности фрезы, затылованной по архимедовой спирали /Ю Е Петухов, А В Мовсисян // - докл III Междунар научно-технич конференции "НАУКА, ТЕХНИКА И ТЕХНОЛОГИЯ XXI ВЕКА (НТТ-2007)" -Нальчик, 2007 - том 1 - С 93-97

Мовсисян Арам Ваникович

Повышение точности дисковых фасонных затылованных фрез при перетачивании

05 03 01 - Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Подписано в печать 06 04 08 Формат 60x84/16 Бумага 80 г Отпечатано на ризографе

Уел печ л 1,4 Тираж 100 экз Заказ № 49. Бесплатно_

ГОУ ВПО МГТУ «Станкин», Издательский центр 127055, Москва, Вадковский пер, д,3а

Введение.

Принятые обозначения.

Глава 1 Анализ научно-технической литературы по теме исследования.

1.1 Общие вопросы теории проектирования затылованных фрез.

1.2 Точность фрез при перетачивании.

1.3 Типы обрабатываемых поверхностей.

1.4 Кинематика затылования фрез.

1.5 Уравнения режущей кромки фрезы.

1.6 Постановка цели и задач исследования.

Глава 2 Предварительный анализ погрешностей стачивания фрез для частных случаев.

2.1 Цель предварительного анализа.

2.2 Расчет кромки фрезы, затылованной резцом.

2.3 Анализ зависимостей погрешностей профиля при стачивании фрезы для частных случаев. 32 2.3.1 Затылование фрезы с нулевым передним углом и нулевым углом наклона передней поверхности резцом, имеющим положительный передний угол и положительное смещение базовой точки. 33 2.3.2. Затылование фрезы с нулевым передним утлом и нулевым углом наклона передней поверхности резцом с положительным передним углом и нулевым смещением базовой точки. 42 2.3.3 Зависимость погрешностей профиля при стачивании от высотного размера кромки фрезы.

2.4 Выводы.

Глава 3 Перетачивание фрез с передним углом и углом наклона передней поверхности, затылованных резцом.

3.1 Общий метод и последовательность расчета.

3.2 Расчетные уравнения

3.3 Перетачивание фрез с нулевыми передним углом и углом наклона передней поверхности

3.4 Перетачивание фрез с положительным передним углом

3.4.1 Фрезы, затылованные резцом с нулевыми углами уг и Хг.

3.4.2 Фрезы, затылованные резцом с положительным передним углом уг.

3.4.3 Фрезы, затылование резцом с совпадающей передней поверхностью.

3.5 Перетачивание фрез с положительным передним углом и углом наклона передней поверхности 89 3.5.1 Перетачивание фрез с углом наклона передней поверхности 89 3.5.2. Перетачивани фрез с передним углом и углом наклона передней поверхности

3.6. Перетачивание фрез с переменной геометрией.

3.7.Выводы.

Глава 4 Перетачивание шлифованных фрез

4.1 Источники и факторы влияния на погрешность при перетачивании шлифованных фрез.

4.2 Перетачивание фрез с нулевыми передним углом и углом наклона передней поверхности.

4.2.1 Метод расчета погрешностей.

4.2.2 Влияние степени стачивания фрезы

4.2.3 Влияние заднего угла фрезы

4.2.4 Влияние наружного диаметра фрезы

4.2.5 Влияние высоты профиля обрабатываемой поверхности

4.2.6 Влияние наружного диаметра круга и его смещения

4.2.7 Погрешности формы обрабатываемой поверхности.

4.3 Перетачивание фрез с произвольным передним углом и углом наклона передней поверхности.

4.3.1 Метод расчета погрешностей профиля при перетачивании фрез.

4.3.2 Перетачивание фрез с положительным передним углом

4.3.3 Перетачивание фрез с углом наклона передней поверхности.

4.3.4 Перетачивание фрез с положительным передним углом и с углом наклона передней поверхности.

4.4 Перетачивание фрез с переменной геометрией

4.5 Погрешности профиля при перетачивании при малых отклонениях влияющих факторов

4.6 Выводы

Дисковые фасонные фрезы с затылованными зубьями используются для обработки разнообразных поверхностей деталей машин и приборов в различных отраслях промышленности. Наиболее распространены цельные фрезы из быстрорежущих сталей с задними поверхностями зубьев, затылованных резцом или шлифовальным кругом.

Существенным преимуществом фасонных дисковых затылованных фрез является сравнительная простота их конструкции и эксплуатации. Фрезы обеспечивают получение поверхностей разнообразного профиля на недорогих фрезерных станках с простой кинематикой формообразующих движений.

Перетачивание фрез данного типа также не требует дорогого оборудования и может осуществляться на заточных станках с простой настройкой, - особенно при плоской передней поверхности фрезы.

Одно из основных достоинств затылованных фрез - сохранение постоянства формы режущей кромки при перетачивании по передней поверхности после износа. В одном из основных ГОСТ-ов на режущий инструмент это свойство нашло отражение в определении: «затылованный зуб лезвийного инструмента -зуб лезвийного инструмента, форма задней поверхности лезвия которого обеспечивает постоянство профиля режущей кромки при повторных заточках по передней поверхности» [13].

В серийном производстве экономические преимущества имеют дисковые фрезы с острозаточенными, не затылованными зубьями благодаря большей стойкости и производительности. Вместе с тем, перетачивание таких фрез - . достаточно трудоемкая операция, требующая применения специальных станков или сложных приспособлений и, кроме того, не всегда осуществимая для фрез с внутренней (вогнутой) формой кромки.

Также достаточно давно используются сборные конструкции дисковых и концевых фрез с расположенными на фасонной поверхности вращения кромками, которые образованны сменными многогранными твердосплавными пластинами [35]. Такие фрезы обеспечивают высокую производительность, но сложны в изготовлении, имеют высокую стоимость и требуют использования жестких высокоскоростных и дорогостоящих станков. Другой серьезный недостаток таких фрез - высокая вероятность образования макронеровностей на обработанной поверхности из-за погрешности взаимного расположения кромок многогранных пластин. При обработке простых плоских поверхностей в форме уступов концевыми фрезами такого типа, при высоте уступа 30-40 мм, по данным фирмы «Искар», вел тина макронеровностей составляет 0,07 - 0,12 мм.[78].

Повышение точности взаимного расположения пластин на корпусе таких фрез может уменьшить макронеровности, но при этом стоимость фрезы существенно возрастает. Затылованная фреза с непрерывной фасонной кромкой в этом отношении имеет существенные преимущества.

Дисковые фрезы с затылованными зубьями остаются достаточно распространенным инструментом для обработки поверхностей сложной формы, обеспечивающим удовлетворительную производительность и точность при относительно небольших затратах как на сам инструмент, так и на его эксплуатацию. В зависимости от размеров и технологии изготовления дисковые затылованные фрезы обеспечивают точность формы обработанной поверхности 0,01.0,15 мм и шероховатость Rz 5. 20 мкм при высоте (ширине) обработанной поверхности до 40.80 мм.

Таким образом, повышение технико-экономических показателей дисковых затылованных фрез является актуальной задачей.

Из научно- технической литературы и практики промышленности [18], [37], [41], [65], [69], [75], [77] известно, что вследствие сложной формы задней затылованной поверхности зубьев, при перетачивании по передней поверхности фрезы ее кромки, в общем случае, несколько изменяют свою форму.

Также известно, что эти изменения могут быть достаточно велики, что приводит к недопустимой потере точности фрезы, существенно уменьшая ее суммарную размерную стойкость и количество допустимых переточек. При этом теряется основное преимущество таких фрез - сохранение точности формы кромок при перетачивании. Для отдельных, частных случаев выполнены расчеты погрешностей при перетачивании фрез, предложены некоторые способы их уменьшения, в частности за счет изменения геометрии фрезы при переточках.

Однако, сколько-нибудь полное исследование возникающих при перетачивании погрешностей и степени влияния на них различных факторов не проводилось.

Целью данной работы является повышение точности дисковых затылованных фрез при перетачивании.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

• разработать методы расчета погрешностей фрез при перетачивании;

• выявить влияние на величину погрешностей различных факторов;

• разработать рекомендации по управлению точностью фасонных затылованных фрез в процессе эксплуатации.

Принятые обозначения da - наружный диаметр фрезы га - наружный радиус фрезы zfr - число зубьев фрезы к - величина затылования ji3 ( jx) - угол косого затылования; «радиальное» затылование осуществяется при J! = О а - задний угол (аВ - на наружном диаметре фрезы, вершинный задний угол) уа - передний угол на наружном диаметре фрезы Ха - угол наклона плоской передней поверхности фрезы аг - скорость радиальной составляющей в движении затылования р - скорость осевой составляющей в движении затылования 7 ba - расстояние от оси фрезы до торцевой линии передней поверхности, проходящей через точку кромки на наружном радиусе i - номер точки , индекс или символ, входящий в имя обозначаемой величины j - индекс или символ, характеризующий величину стачивания (степень сточенности) фрезы; при отсутствии перетачиваний (для новой фрезы) j=0; при увеличении количества переточек j увеличивается £ - угол стачивания фрезы, между наружным радиусом новой, не переточенной фрезы и наружным радиусом сточенной фрезы - угол определенным образом зависимый от j f - индекс или символ, относящийся к какому-либо параметру или размеру фрезы г - индекс или часть имени какой-либо величины, относящейся к резцу уг - передний угол затыловочного резца в инструментальной системе координат

Хт -угол наклона передней грани резца в инструментальной системе координат

R - радиус шлифовального круга

Rv - внутренний радиус шлифовального круга h (или равноценное обозначение hg) - высотный размер обрабатываемой поверхности (детали) Ah - изменение размера обрабатываемой поверхности по высоте Ahij (равноценное обозначение Ahgij) - изменение размера обрабатываемой поверхности по высоте в i-й точке при обработке фрезой j - й степени сточенности

AN - изменение размера обрабатываемой поверхности по нормали к профилю ANij - изменение размера обрабатываемой поверхности по нормали к профилю в i-й точке при обработке фрезой j-й степени сточенности Величина с символами (с индексами) ij равнозначна той ж величине с символами ji, например, hij = hji xyz (Oxyz) - неподвижная система координат

XYZ (OXYZ) — система координат, жестко связанная с фрезой, Z - ось фрезы

Г - коэффициент перевода градусной меры в радианную (Г=7г/180 ) Обрабатываемая поверхность (деталь) - поверхность заданная (заданной формы и размеров без учета микронеровностей) геометрически - определяемая перемещением образующей линии произвольной формы (профилем поверхности) по направляющей линии; или полученная фрезерованием дисковой фрезой с движением подачи, направление скорости которой перпендикулярно оси фрезы и параллельно направляющей прямой. В некоторых уравнениях, в связи с использованием системы Mathcad, использованы символы этой системы: символ : = идентичен (равнозначен) символу = tan идентичен tg cot идентичен ctg asm идентичен arc sin atan идентичен arc tg .

Примечание: используются другие локальные обозначения с расшифровкой в тексте.

Общие выводы.

1. В результате комплекса проведенных исследований разработан научно-обоснованный метод определения погрешности фасонного профиля детали, обработанной затылованной фрезой, по мере ее переточек, учитывающий: диаметр фрезы, размеры профиля, степень стачивания, число зубьев, величины переднего уа и заднего аа углов, угол наклона передней поверхности Ха, способ перетачивания, направление затылования, а также геометрию и установку затылующего инструмента, как резца, так и шлифовального круга.

2. Проведенные исследования показали, что величина погрешности Ah высоты профиля h обрабатываемой поверхности без учета погрешностей изготовления и переточки фрезы на станке, при ее стачивании может достигать 0,3 мм и более при высоте обрабатываемого профиля 10 -30 мм. При этом в зависимости от геометрии фрезы и параметров затылующего инструмента (размера, геометрии, установки) высота профиля h при стачивании фрезы может, как увеличиваться, так и уменьшаться.

3. Погрешность профиля детали, обработанной затылованной фрезой с заданной степенью сточенности, может быть существенно минимизирована за счет обоснованного выбора рационального сочетания, способов изготовления и переточки фрезы и параметров конструкции, включающих диаметр фрезы, размеры профиля зуба в плоскости передней поверхности, передний угол уа, угол наклона передней поверхности Ха, величины затылования.

4. Установлено, что при обработке поверхностей с симметричным профилем фрезами и с положительным передним углом уа, затылованными как шлифованием, так и резцом, минимизация погрешностей профиля при стачивании обеспечивается изменением переднего угла, определяемым в зависимости от степени сточенности фрезы.

5. При обработке поверхностей с асимметричным профилем для повышения точности фрезы при стачивании с одновременным улучшением геометрии кромки фрезы целесообразно использовать фрезы с положительным передним углом уа и с углом наклона передней поверхности Ха. При этом погрешности профиля при перетачивании существенно уменьшаются при установленном в работе изменении углов уа и Ха, в том числе, при увеличении степени сточенности фрезы.

6. Обоснованное назначение допусков на положение передней поверхности (углы уа и Ха) и размеры кромки инструмента при переточках, возможно на основании проведенных численных исследований величины и характера погрешностей профиля, возникающих при малых (0,1 - 0,01) изменениях геометрических и конструктивных параметров фасонных затылованных фрез.

7. Внедрение результатов работы показало, что использование разработанных методик и программ по расчету погрешностей профиля при перетачивании, позволяет уменьшить погрешность профиля деталей (с высотой профиля 10-30 мм) обработанных переточенными фрезами диаметром до 200 мм, затылованными как резцом, так и шлифовальным кругом, до 0,04 мм и в результате этого обеспечить увеличение ресурса работы фрез за счет увеличения количества их переточек.

1. Баклунов Е.Д. Расчет конструктивных параметров затылованных фасонных фрез. Учебное пособие. -М:МВТУ, 1985. -24 с.

2. Баранчиков В.И., Боровский Г.В., Гречишников В.А. Справочник конструктора- инструментальщика. М.Машиностроение, 1994.- 559с.

3. Басс А.И., Синицын В.И., Якубович Ю.Б. Алгоритмизация проектирования дисковых фасонных фрез. Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент. -М: Экспресс-информ, 1976. Вып.6- с. 3-8.

4. Безъязычный В.Ф., Лобанов А.В. Некоторые вопросы обработки фасонных поверхностей деталей двигателей летательных аппаратов. // Справочник. Инженерный журнал. 2002. - № 8 - с. 15 - 19.

5. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов.- М.: Машиностроение, 1975.-344с.

6. Борисов А.Н. Кинематическая задача теории формообразования поверхностей // Автоматизированные станочные системы и роботизация производства. Тула: ТулГТУ, 1993. - С. 75 -79.

7. Борисов С.В. Разработка концевых фрез с винтовой стружечной канавкой на криволинейной винтовой поверхности. Диссертация на соискание ученой степении канд.техн.наук. -М.: Станкин, 1998. -193 с.

8. Верещака А.С. Работоспособность режущего инструмента с износостойкими покрытиями. -М.: Машиностроение, 1993. 336с.

9. Воробьев В.М. Выбор конструктивных параметров затылованных фрез. -В книге : Фрезы. Доклады Всесоюзного совещания. -М.:НИИМАШ, 1968. 464 с.

10. Глухова Р.М., Погораздов В.В., Сегаль М.Г., Сперанский С.К. Профилирование дискового инструмента и анализ процесса формообразования винтовой поверхности. // СТИН. N 9, 1999.

11. Голубев С.А. Влияние угла наклона винтовых зубьев фрез на их стойкость. // Станки и инструмент. 1959, № 10. с. 34-35.12 .ГОСТ 25762-83 Обработка резанием. Термины, определения и обозначенияобщих понятий. — М.: Госстандарт, 1983.- 42с.

12. ГОСТ 25751-83 Инструменты режущие. Термины и определения общих понятий. -М.: Госстандарт, 1988.-24с.

13. ГОСТ 23597-79 Станки металлорежущие с числовым программным управлением. Обозначение осей координат и направлений движений. Общие положения. М.: Изд-во стандартов, 1979. - 13 с.

14. Грановский Г.И., Грановский В.Г. Резание металлов. -М.:Высшая школа, 1985. -304 с.

15. Гречишников В.А. Повышение эффективности проектирования й эксплуатации инструмента для механообработки на основе системного моделирования. Автореферат. Диссертация на соискание ученой степени докт.техн.наук. М., Мосстанкин, 1989.- 36с.

16. Гречишников В.А., Колесов Н.В., Седов Б.Е. и др. Режущий инструмент. Учебное пособие. М: Станкин, 1996. -348 с.

17. Гречишников В.А., Колесов Н.В., Петухов Ю.Е.

18. Математическое моделирование в инструментальном производстве. Учебное пособие. -М.: МГТУ Станкин. 2003. -113 с.

19. Гречишников В.А., Юрасов С.Ю. Математические модели и контроль кромок дисковых и червячных фрез. //СТИН, 2007, №1, С.20-23.

20. Григорьев С.В. Формообразование винтовых зубьев на коническом инструменте: Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн. наук. М: МГТУ Станкин», 1998. - 20 с.

21. Григорьев С.Н. Эффективность процессов обработки. Учебное пособие. М.: ИЦ МГТУ «Станкин», Янус-К, 2006 - 284 с.

22. Дарковский Ю.В. Технологическое повышение качества и производительности обработки винтовых поверхностей дисковым инструментом. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн. наук. Брянск: БГТУ, 2000.-21 с.

23. Дарманчев С.К. Расчеты точности работы фасонных инструментов. -М:Машгиз, 1959. -144 с.

24. Деркач Ю.А. Исследование и разработка методов повышения точности обработки деталей авиационных двигателей фасонными фрезами. Диссертация соискание ученой степени канд. техн. наук. -Харьков: ХАИ, 1974. -193с.

25. Дихтярь Ф.С. Профилирование металлорежущих инструментов. -М.: Машиностроение, 1965. -152 с.

26. Дихтярь Ф.С. Расчет профиля шлифовального круга для затылования фасонных фрез. // Вестник машиностроения, 1965. № 5,-с.62-66.

27. Дружинский И.А. Сложные поверхности: Математическое описание и техническое обеспечение: Справочник. JL: Машиностроение, 1985.-263 с.

28. Дьяконов В.П. Mathcad 2000 С.Петербург: «Питер», 2000. - 586с.

29. Ермаков Ю.М. Комплексные способы эффективной обработки резанием: Библиотека технолога.- М.Машиностроение, 2005,- 272с.

30. Залгаллер В. А. Теория огибающих. М.: Наука, глав. ред. Физ. -мат. литературы, 1975.-104 с.

31. Идентификация систем и задачи управления. Труды Ш международной конференции SICPRO 04/ М: Институт проблем управления им. В.А.Трапезникова. - РАН, 2004,- 1232с.

32. Илюхин С.Ю., Доронин А.В. Концептуальная модель профилирования поверхностей // СТИН. 2000. - №11. - С. 23.

33. Кацев П.Г. Статистические методы исследования режущего инструмента. -М: Машиностроение, 1974. -231 с.

34. Киселев А. С. Фасонные фрезы с механическим креплением пластин твердого сплава. Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент. -М.: НИИМАШ, 1969. N 4 с. 1-4.

35. Климаков С.И. Новый метод проектирования пальцевых модульных фрез с171винтовыми зубьями. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. -Тула.: 1986. -217 с.

36. Колесов Н.В., Петухов Ю.Е., Баринов А.В. Компьютерная модель дисковых фасонных затылованных фрез. //Вестник машиностроения, 1999. № 6. -с.57 .

37. КудевицкийЯ.В. Фасонные фрезы. -Л.: Машиностроение, 1978. 176 с.

38. Кузнецов АВ., Сакович В.А., Холод НИ. Высшая математика: математическое программирование.Минск: Вышэйшаяшкола,2001.-352с.

39. Лашнев С.И., Юликов М.И. Расчет и конструирование металлорежущих инструментов с применением ЭВМ. -М: Машиностроение, 1975. 391 с.

40. Либерман А.И. Расчет многолезвийных инструментов, работающих методом копирования. -М.:Машгиз. 1962. 360 с.

41. Люкшин B.C. Теория винтовых поверхностей в проектировании режущих инструментов. -М.: Машиностроение, 1968. 372 с.

42. Минько А.А. Статистический анализ в MS EXEL . М., С-П., Киев.: Издательство "Диалектика", 2004. - 438с.

43. Мовсисян А.В. Оценка некоторых характристик инструмента с использованием MathCad // Вестник машиностроения. 2007, № 6 с.56-59

44. Мовсисян А.В. Метод определения числа испытаний режущего инструмента. // Справочник. Инженерный журнал, 2007, № 6, с.44-45

45. Настасенко В.А. Комплексный подход к выбору формы передней и затылованной задней поверхности зубьев высокоточных фрез. // СТИН, 1998,- № 4 -с. 28-29.

46. Ослоповский СБ. Метод формообразования задних поверхностей прецизионных фасонных фрез полнопрофильными шлифовальными кругами. Диссертация на соискание ученой степени кацд. техн. наук Тупа: ТулПИ, 1992. -134 с.

47. Петухов 10.Е. Проектирование производящей инструментальной и исходной поверхностей на основе методов машинного моделирования. Диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук. -М.: Станкин, 1984. -240с.

48. Петухов Ю.Е. Профилирование режущих инструментов в среде T-Flex CAD 3D.// Вестник машиностроения, №8,2003.-С.67-70.1 4 » ;

49. Петухов Ю.Е. Определение формы задней поверхности дисковой фрезы при обработке фасонной винтовой поверхности детали // Известия ВУЗов. Машиностроение, № 4, 2004.

50. Петухов Ю. Е. Формообразование численными методами. -М.: Янус-К, 2004.200 с.

51. Петухов Ю.Е., Мовсисян А.В. Математическая модель дисковой фрезы. В сб. XX международная научная конференция. Математические матоды в технике и технологиях. ММТТ-20. Ярославль, ЯГТУ, 2007, том 4, с.76-77.

52. Петухов Ю.Е., Мовсисян А.В. Математическая модель задней поверхности затылованных фрез с передним углом. // Сборник докладов X научно-методической конференции по математическому моделированию и информагике.-М. МГТУ Станкин.- 2007. с.136 139.

53. Петухов Ю.Е., Мовсисян А.В. Определение формы задней поверхности дисковой фрезы при обработке фасонной поверхности детали. Вестник машиностроения, 2007, №8, с.56-57.

54. Полканов Е.Г. Разработка технологии изготовления фасонного режущего инструмента повышенной износостойкости. Автореферат диссертации на соискание ученой степени к.т.н. -М.: МГТУ Станкин, 2004,- 23с.

55. Профильная ножевая головка. Описание изобретения.1Ш 2125924, кл.В23С 5/06, Бюллетень изобретений №4, 1999.

56. Радзевич С.П. Профилирование фасонных инструментов для обработкисложных поверхностей на многокоординатных станках с ЧПУ. Станки и инструмент. 1989. -№7. - С. 10 -12.

57. Родин П.Р. Основы формообразования поверхностей резанием. -Киев.-Вшца школа, 1977. -192 с.

58. Романов В.Ф. Расчеты зуборезных инструментов. М.Машиностроение, 1969. -256 с.

59. Сахаров Г.Н., Арбузов О .Б., Боровой Ю.Л. и др. Металлорежущие инструменты. -М.: Машиностроение, 1989. -328 с.

60. Семенченко И.И., Матюшин В.М., Сахаров Г.Н. Проектирование металлорежущих инструментов. -М.: Машгиз, 1963. 949 с.

61. Способ изготовления винтов. Описание изобретения. RU 2230632, кл.В23С 3/16, Бюллетень изобретений №17, 2004. .

62. Справочник конструктора-инструменталыцика. Под ред. Ординарцева И.А. -Л: Машиностроение, 1987. 846 с.

63. Справочник конструктора-инструментальщика. Под ред. Гречишникова В. А. и Кирсанова С.В. -М: Машиностроение, 2006. 542 с.

64. Тарасов А.П. Фасонные фрезы с оптимальными параметрами режущей части. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. -М:Станкин, 1988. -263с.

65. Таратынов О.В., Земсков Г.Г., Тарамыкин Ю.П. Проектированиеи расчет металлорежущего инструмента на ЭВМ. -М.: Высшая школа, 1991. -423 с.

66. Фрайфельд И.А. Расчет и конструирование специального металлорежущего инструмента. -М.: Машгиз, 1959. -196 с.

67. Щегольков Н.Н. Разработка методов компьютерного профилирования фасонных режущих инструментов на основе принципа итераций. Автореферат диссертации на соискание ученой степени докт.техн.наук. -М:Станкин, 1997. -43с.

68. Щегольков Н.Н. Автоматизированный расчет параметров установки дисковой канавочной фрезы с заданной точностью. //СТИНД994. -N 2. С.20-22.

69. Юдин А.Г. Бездифференциальный метод расчета профиля шлифовального круга для затылования червячных и дисковых фрез // СТИН. 1995, №8. С. 23 -27.

70. Юликов М.И. Теоретические основы системы проектирования режущего инструмента: Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук. -М: ВЗМИ, 1978. -524 с.

71. Юликов М.И., Горбунов Б.И., Колесов Н.В. Проектирование и производство режущего инструмента. -М: Машиностроение, 1987. -296 с.

72. Юрасов С.Ю. Установочные параметры инструмента при обработке конических винтовых поверхностей. //СТИН, 2007. №1, с. 20-23.

73. Юрасов С.Ю. Точность режущих кромок дисковых затылованных фрез при перетачивании. //Вестник машиностроения, 2007. № 11, с. 31-33.

74. Каталоги фирм «Сандвик-МКТС», Sandvik Coromant», Ickar, Seco, Walter, Cennametal-Hertel. 2000 2006 r.r.

75. Новые инструменты от Sandvik Coromant.// Каталог АВ Sandvik Coromant, 2005. 265 с.

76. Программа MBMR Delphi моделирования механической обработки.// Cutting Tool Engineering.- 2004.- V. 56. № 3.- P. 69 - 73.