Повышение качества обработки углубления под ключ головки винта из титанового сплава за счет разработанной конструкции специальной фрезы тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Балова Дарья Георгиевна

• Балова Дарья Георгиевна
• кандидат наук
• 2023

Оглавление диссертации кандидат наук Балова Дарья Георгиевна

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ТЕКУЩЕГО СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА. ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ

1.1. Обобщение опыта эксплуатации винтов с учетом особенностей их применения

1.2. Материалы, применяемые для изготовления винтов: технические характеристики и области использования

1.3.Анализ технологических особенностей и дефектов при изготовлении винтов из титановых сплавов

1.4.Анализ существующего инструмента для мелкоразмерной обработки титановых сплавов

1.5.Задачи исследования

ГЛАВА 2. АНАЛИЗ КРЕПЕЖНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ МЕЛКОРАЗМЕРНЫХ ВИНТОВ

2.1. Моделирование напряженно-деформированного состояния профиля углубления под ключ головок винтов

2.2.Разработка профиля углубления под ключ головки винта на основе моделирования напряженно-деформированного состояния

Выводы по 2 главе

ГЛАВА 3. РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИИ РЕЖУЩЕГО ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА И ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ЛЕЗВИЙНОЙ МЕЛКОРАЗМЕРНОЙ ОБРАБОТКИ ИЗДЕЛИЙ ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ

3.1. Влияние микрогеометрии зубьев фрез на процесс формирования стружки при фрезерной обработке титановых сплавов

3.3. Разработка конструкции фрезы для мелкоразмерной обработки

3.4. Моделирование процесса резания титановых сплавов фрезами для мелкоразмерной обработки

3.5. Изготовление фрез для мелкоразмерной обработки и предварительные испытания при мелкоразмерной обработке

3.6. Исследование качества затачивания разработанного режущего инструмента

3.7. Предварительные испытания и определение работоспособности разработанной конструкции фрезы

Выводы по 3 главе

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ФРЕЗЕРОВАНИЯ УГЛУБЛЕНИЯ ПОД КЛЮЧ ГОЛОВКИ ВИНТА ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ РАЗРАБОТАННОЙ КОНСТРУКЦИИ ФРЕЗЫ

4.1. Определение угла сдвига обрабатываемого материала и коэффициента режущей способности при фрезеровании

4.2. Исследование процесса фрезерования титановых сплавов и испытания разработанной конструкции фрезы

4.4. Сравнительный анализ способов получения углубления под ключ по

технико-экономическим и качественным параметрам

Выводы по 4 главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Список сокращений и терминов

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А Протокол измерений фактической глубины резания

ПРИЛОЖЕНИЕ Б Акт внедрения

ПРИЛОЖЕНИЕ В Акт внедрения

ПРИЛОЖЕНИЕ Г Акт внедрения

ПРИЛОЖЕНИЕ Д Патент

ПРИЛОЖЕНИЕ Е Патент

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж Технические условия

150

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение качества обработки углубления под ключ головки винта из титанового сплава за счет разработанной конструкции специальной фрезы»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы. Современные высокотехнологичные предприятия автомобильной, авиастроительной, приборостроительной промышленностей и медицины с каждым годом предъявляют более жесткие требования к качеству изготовления крепежных изделий. Обеспечение требуемых параметров качества элементов мелкоразмерных винтов, таких как шероховатость контактных поверхностей Яа = 0,80-1,60 мкм и точность формы профиля углубления под ключ 1Т10 является проблематичным. На сегодняшний день данных требований возможно достичь с помощью финишных операций - шлифования, доводки и выглаживания. Однако, применение этих операций на мелкоразмерных деталях при обработке внутренних сложных поверхностей практически невозможно. Поэтому углубления под ключ осуществляют за счет операций литья, холодной и горячей штамповки, которые не всегда обеспечивают требуемые параметры качества и вносят большой процент (до 35%) брака. Также применение этих операций приводит к появлению дефектов на поверхностностях углубления под ключ, что повышает риск смятия профиля при вворачивании. В связи с вышеизложенным, проблема повышения качества элементов углубления под ключ на мелкоразмерных винтах из труднообрабатываемых материалов является серьезной научно-технической задачей, имеющей межотраслевое значение.

Наиболее эффективным способом решения данной проблемы является применение финишных операций с использованием лезвийных режущих инструментов, но существующий металлорежущий инструмент для чистовых операций не позволяет обрабатывать подобные мелкоразмерные конструктивные элементы с обеспечением требуемых параметров качества. Это связано с тем, что существующие конструкции резцов, фрез, сверл и т.д. для чистовых операций имеют общепринятую геометрию режущей части и отличаются лишь упрочняющими покрытиями и габаритными размерами. Также мелкоразмерный инструмент имеет условный вписанный радиус округления лезвия, не позволяющий осуществлять стабильное резание с толщинами срезаемого слоя

менее 0,05 мм, что также приводит к значительному снижению эффективности режущего инструмента и не обеспечивает требуемое качество обработки. Таким образом, для достижения требуемых параметров качества изготовления элементов мелкоразмерных крепежных изделий из титановых сплавов необходимо создание конструкции режущего инструмента и выработка рекомендаций его применения, позволяющих формировать микростружки, толщина которых соизмерима с точностью изготовления. Для этого необходимо провести ряд теоретических и экспериментальных исследований, касающихся формирования обработанной поверхности и физико-механических процессов формирования микростружек при применении лезвийного инструмента для финишной обработки.

Степень разработанности темы исследования. Вопросам изучения влияния геометрии металлорежущего инструмента на качество обработанной поверхности посвящено большое количество работ известных зарубежных и российских ученых: Zhang Weihong, Wan, Min, Malekian Mohammad, Min, Byung Kwon, В.Ф. Бобров, Е.В. Артамонов, В.Ф. Безъязычный, А.М. Даниелян, Ю.Г. Кабалдин, М.И. Клушин, А.М. Козлов, Б.А. Кравченко, С.Н. Григорьев, В.Н. Подураев, А.М. Розенберг, А.Г. Суслов и др. В этих трудах рассматриваются процессы, происходящие в зоне резания при обработке, а также различные подходы к формированию поверхностного слоя. Большинство работ рассматривают толщины резания, превышающие размер зерна обрабатываемого материала, стандартную геометрию металлорежущего инструмента и классические подходы к процессам резания.

Цель диссертационной работы. Повышение качества обработки углубления под ключ головки винта из титанового сплава ВГ1-00 за счет разработанной конструкции специальной фрезы и определения рациональных режимов резания.

Для достижения цели в работе решались следующие задачи: 1. Проанализировать особенности фрезерной обработки мелкоразмерных изделий из титановых сплавов с целью выявления основных факторов, определяющих производительность и качество обработки;

2. Разработать профиль углубления под ключ головки винта на основе определения его напряженно-деформированного состояния и смятия контактных поверхностей в процессе вворачивания;

3. Разработать конструкцию твердосплавной фрезы и провести натурные испытания, подтверждающие ее работоспособность и определить рациональные режимы резания для фрезерования мелкоразмерных крепежных изделий из титановых сплавов;

4. Исследовать процессы фрезерования и определить режущую способность разработанной конструкции твердосплавной фрезы по параметрам производительности и качества обработанной поверхности.

Объектом исследований является фрезерование титановых сплавов.

Предметом исследований являются формирование микростружек при лезвийной обработке, взаимосвязи и закономерности между параметрами режущего инструмента и режимами обработки титановых сплавов.

Научная новизна диссертационной работы состоит в:

1. Результатах численного моделирования и экспериментального исследования процесса фрезерования титанового сплава ВТ1-00, позволивших установить взаимосвязь условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев фрезы и минимально возможной толщины срезаемого слоя при обработке специальной фрезой с режущей частью, имеющей форму ромба в поперечном сечении;

2. Результатах экспериментальных исследований точности формы профиля углубления под ключ в виде скругленного треугольника и шероховатости обработанной поверхности, полученных фрезерованием специальной фрезой с режущей частью, имеющей форму ромба в поперечном сечении;

3. Получении новых эмпирических зависимостей шероховатости обработанной поверхности и точности формы профиля углубления под ключ головки винта из титанового сплава ВТ1-00 в виде скругленного треугольника от режимов фрезерования с применением специальной фрезы с режущей частью, имеющей форму ромба в поперечном сечении.

Теоретическая значимость работы. Раскрыта физическая сущность процессов формирования микростружек, происходящих в зоне резания лезвийным инструментом. Установлено влияние условного вписанного радиуса округления лезвия инструмента (фрезы) на минимальную толщину срезаемого слоя обрабатываемого материала, определяющих коэффициент режущей способности, а также влияющих на качество обработанной поверхности.

Практическая значимость работы.

1. Разработана конструкция режущего инструмента (патент № RU 2736622 C1 «Фреза») для финишной обработки мелкоразмерных крепежных изделий из титановых сплавов, позволяющая получать требуемое качество обработки.

2. Разработана конструкция винта для остеосинтеза (патент №2 RU 194022 U1 «Винт для остеосинтеза»), включающая углубление под ключ в форме профиля скругленного треугольника, представляющего собой фигуру постоянной ширины.

3. На основе проведенных испытаний разработанной конструкции фрезы и определения соотношения условного вписанного радиуса округления лезвий зубьев к толщине срезаемого слоя сформулированы технологические рекомендации для ее эффективной работы.

Методы исследования. Исследования процессов резания производились на основе положений теории резания, теории упругости и пластичности. Постановка экспериментальных исследований осуществлялась с использованием планирования экспериментов. Статистическая обработка полученных экспериментальных результатов производилась с использованием математического аппарата программных комплексов и Excel. При конструировании режущего инструмента использовалась система автоматизированного проектирования КОМПАС. При моделировании напряженно-деформированного состояния головок винтов применялся программный комплекс SolidWorks. Моделирование процесса резания на микроуровне производилось с помощью ПО DEFORM и QForm. Контроль обработанных поверхностей проводился с использованием современных измерительных приборов: профилометр Mahr MarSurf PS1, контрольно-измерительная машина Лапик КИМ-100, инверсионный микроскоп Axio

Observer.Alm, атомно-силовой микроскоп NTEGRA PRIMA (NT-MDT) и растровый электронный микроскоп Jeol JCM-5700, используя метод стандартного количественного анализа (ZAF Method) и др. Контроль условного вписанного радиуса округления лезвия производился на приборе для бесконтактного измерения шероховатости и геометрии режущих кромок MikroCad Premium.

Положения, выносимые на защиту.

1. Представления о фрезерной обработке титановых сплавов учитывающие условный вписанный радиус округления лезвия зубьев фрезы, определяющий минимально возможную толщину срезаемого слоя обрабатываемого материала и позволяющие решить научно-техническую проблему повышения качества лезвийной обработки мелкоразмерных крепежных изделий из титановых сплавов;

2. Результаты численного моделирования и экспериментальные исследования обработки титанового сплава ВТ1-00, позволившие установить взаимосвязь условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев разработанной фрезы и толщины срезаемого слоя;

3. Результаты экспериментальных исследований и эмпирические зависимости шероховатости обработанной поверхности титанового сплава ВТ1-00 и точности формы профиля углубления под ключ от режимов фрезерования с применением специальной фрезы с режущей частью, имеющей форму ромба в поперечном сечении.

Достоверность результатов исследований. Полученные теоретические и эмпирические закономерности, а также новые технические решения, использованные при конструировании режущего инструмента, получены и подтверждены экспериментально в лабораториях кафедры «Металлорежущие станки и инструменты» ОмГТУ. Результаты работы внедрены в производственную деятельность УНПЦ «Современные технологии машиностроения», ООО «Эндосервис» и АО «ТатНИИнефтемаш». Исследования поддержаны Фондом развития малых форм предприятий в научно-технической сфере и Советом по грантам Президента Российской Федерации для государственной поддержки молодых российских ученых и по государственной поддержке ведущих научных

школ Российской Федерации. Выводы диссертационного исследования имеют экспериментальное подтверждение.

Личный вклад автора заключается в разработке конструкции винта для остеосинтеза, конструкции режущего инструмента (фрезы) для финишной обработки мелкоразмерных крепежных изделий из титановых сплавов, а также в планировании, постановке и проведении экспериментов, обработке, обобщении и анализе полученных результатов. Совместно с руководителем подготовлены публикации по тематике данной работы и сформулированы основные положения и выводы, выносимые на защиту.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались на научно-техническом семинаре кафедр «Металлорежущие станки и инструменты» и «Технология машиностроения» ФГБОУ ВО ОмГТУ (г. Омск), расширенном заседании кафедры «Технология машиностроения» ФГБОУ ВО «НГТУ» (г. Новосибирск), расширенном научно-техническом семинаре кафедры «Технология машиностроительных производств» Волжского политехнического института (филиал) ФГБОУ ВО «ВолгГТУ» (г. Волжский), IV-V Международной научно-технической конференции «Проблемы машиноведения» (г. Омск), V Международной научной конференции «Моделирование нелинейных процессов и систем» (г. Москва).

Публикации. Основные результаты диссертационной работы изложены в 13 опубликованных работах, в том числе 3 статьи в базе цитирования Scopus и Web of Science, 6 статей в журналах из перечня ВАК, получены 1 патент РФ на полезную модель и 1 патент РФ на изобретение.

Структура и объем диссертационной работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов, заключения и списка литературы из 118 наименований. Она изложена на 153 страницах машинописного текста, содержащих 51 иллюстрации и 21 таблиц.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ТЕКУЩЕГО СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА. ПОСТАНОВКА ПРОБЛЕМЫ

Развитие техники и технологий позволяет применять титановые сплавы в различных областях и для решения всесторонних задач. На сегодняшний день крепежные изделия из титановых сплавов нашли достаточно широкое применение во многих отраслях промышленности. Сравнительно малый вес (примерно в 2 раза легче стали) и высокая прочность (выше чем у алюминия почти в 2 раза) позволяют применять крепежные изделия из титановых сплавов в авиакосмической промышленности, автомобилестроении, приборостроении и медицине, то есть в тех областях, где необходима коррозионная стойкость материала и высокая надежность конструкций. Современные самолеты содержат 4-12 % титановых сплавов, а ракетная техника - до 30 %, при этом это всегда ответственные и ключевые детали. Высокая коррозийная стойкость титановых сплавов к хлору и его соединениям обуславливает их применение в химической отрасли и деревообработке. Более того, титановые сплавы сохраняют коррозийную стойкость даже в таких агрессивных средах как азотная кислота, серная кислота, ортофосфорная кислота, плавиковая кислота, а также при температуре до 260° С в морской воде на глубине до 1,5 километров. Именно это позволяет использовать крепежные изделия из титановых сплавов в нефтедобывающей и судостроительной промышленности. Особый интерес представляют высококачественные мелкоразмерные крепежные изделия, но обработка и получение требуемых параметров качества их функциональных (контактных) поверхностей имеет сложности. Работа посвящена решению научно-технической задачи обеспечения требуемого качества элементов углубления (отверстия) под ключ мелкоразмерных винтов из титановых сплавов за счет исследования процессов фрезерования с формированием тонких стружек.

1.1.

Обобщение опыта эксплуатации винтов с учетом особенностей их

применения

Широкое применение титановые сплавы получили для изготовления имплантов и крепежных элементов. Так, например, широкое распространение получил остеосинтез, представляющий собой оперативное введение фиксатора (пластины) и закрепление его с помощью винтов или шурупов для остеосинтеза (рисунок 1.1). Однако в процессе остеосинтеза возникает несколько основных проблем.

Рисунок 1.1 - Винты для остеосинтеза

Первая проблема связана с тем, что несмотря на антикоррозионные свойства титановых сплавов, жидкости человеческого организма провоцируют появление коррозии, которая в виде пассивного слоя формируется на контактных поверхностях. Осложняется все низким качеством обработанных поверхностей элементов винта (шероховатость обработанной поверхности), например, углубления под ключ.

Вторая проблема связана точностью формы элементов контактных поверхностей. Так, например, в процессе вворачивания винта создается неконтролируемое усилие затяжки, поскольку в условиях хирургической операционной исключается возможность использования динамометрического ключа. Это приводит к деформированию профиля углубления под ключ, а в некоторых случаях (до 20%) к смятию, что в последствии значительно увеличивает время операции. Описанные проблемы приводят к тому, что процесс коррозии усиливается до 100 раз. В статье [24] приводятся результаты исследований влияния зазора между ключом и углублением в головке винта на возникающие напряжения при вворачивании (винт с резьбой 3,5 мм) и как результат на выход из строя винта в результате смятия профиля углубления под ключ. Установлено, что при зазоре между ключом и углублением под ключ более 6 мкм и при достижении крутящего момента до значений более 2,7 Нм происходит смятие профиля и дальнейшее его срезание.

В условиях повышенной коррозии винт для остеосинтеза не может обеспечить постоянную надежную фиксацию в течение времени, необходимого для сращивания перелома кости [65]. Поэтому для надежной работы винта качество обработки его крепежных элементов должно отвечать следующим требованиям:

- качество обработки поверхности не должно отрицательно влиять на биосовместимость используемого металла. Влияние качества обработки поверхности на биосовместимость следует учитывать в анализе рисков для данного устройства (см. ИСО 14602). Обработку поверхности имплантата, как правило, выбирают таким образом, чтобы она не способствовала росту костной ткани на поверхности, что может сделать удаление имплантата трудным или даже невозможным (ГОСТ Р ИСО 15142-1-2017). Поэтому качество поверхностей винтов определяется техническими требованиями предприятия-производителя. Обычно эти требования находятся в пределах не хуже ^ = 0,80... 1,60 мкм (не превышая Ra = 3,20 мкм);

- допуск на углубление под ключ для винта - F10 (ГОСТ Р 50582-93 (ИСО 5835-91)) с номинальным размером под ключ 3,5+0'058 мм, а для винтов с

номинальным размером под ключ до 2,5+q qq7 мм, то есть А = 40.. .48 мкм.

Остальные технические требования приведены в ISO 14630 и ИСО 14602.

Рассматривая основные виды поломок винта для остеосинтеза при вворачивании, можно сказать, что наиболее часто происходит деформация углубления под ключ и последующее отламывание головки винта от его резьбовой части [2]. Существует множество видов профилей углублений под ключ головок винта, и даже один и тот же профиль углубления производители могут исполнить по-разному, внося в него свои незначительные коррективы. Не смотря на такое многообразие профилей, проблема их смятия, повреждения контактных поверхностей и последующего отламывания головки винта является актуальной. Смятие профиля углубления головки винта под ключ происходит в связи с тем, что между ключом и углублением под ключ головки винта всегда есть определенный зазор. Исходя из ГОСТ Р 50582-93 (ИСО 5835-91) «Имплантаты для хирургии. Металлические костные шурупы со специальной резьбой, сферической головкой и внутренним шестигранником под ключ» и ГОСТ Р ИСО 8319-1-2006 «Инструменты ортопедические. Осуществление соединений. Часть 1. Ключи для винтов с шестигранным углублением в головке» получены значения зазоров для пары ключ-профиль (таблица 1.1).

Таблица 1.1 - Зазоры между ключом и профилем углубления под ключ головки винта

Номинальный диаметр винта d (ISO 5835), мм 1,5; 2,0; 2,7; 3,5; 4,0 4,5; 5,0

Зазор, мкм 7...72 10.88

Наличие зазоров определяет свободный ход ключа в процессе эксплуатации и повышает контактное давление в крепежных элементах, что в свою очередь приводит к смятию, снижению качества контактной поверхности винта и как

следствие к увеличению коррозионных пленок и хрящевым наростам. Таким образом, чтобы снизить количество поломок винта, крепежные элементы из титановых сплавов должны быть изготовлены с высокой точностью линейных размеров и формы порядка 7710, а также обладать шероховатостью не хуже ^ = 0,80... 1,60 мкм. Также снизить количество поломок винтов возможно с помощью определения оптимального профиля углубления под ключ в головке винта на основании максимальных напряжений и перемещений, возникающих в процессе вворачивания.

1.2. Материалы, применяемые для изготовления винтов: технические характеристики и области использования

Выбор материала для изготовления крепежных винтов, в том числе имплантов, применяемых при сращивании костных тканей с помощью остеосинтеза, обуславливается несколькими факторами: химическими, биологическими, механическими, эргономическими и др. В первую очередь изделия такого рода не должны наносить вред организму, поскольку данный метод сращивания костных тканей предусматривает длительное нахождение импланта и крепежных винтов в организме человека, а в некоторых случаях, даже не требует дальнейшего удаления. Из этого следует, что материалы, подходящие для изготовления имплантов и крепежных винтов для остеосинтеза, должны соответствовать ряду свойств с точки зрения химического взаимодействия, то есть имплант не должен вступать в нежелательные химические реакции с органическими тканями и межтканевыми жидкостями, а также подвергаться коррозии. Более того, поскольку фактически имплант заменяет часть отсутствующей костной ткани, то все нагрузки, которые воспринимались отдельной костью, в случае остеосинтеза, должны восприниматься имплантом и элементами крепежных винтов. Поэтому следующим фактором, обуславливающим выбор материала для изготовления имплантов и винтов, являются его

механические свойства. Особое внимание уделяется прочности, стойкости к образованию трещин и износостойкости [117].

Немаловажную роль играют биологические свойства материала, поскольку имплант для остеосинтеза и крепежные винты должны не осложнять, а ускорять процесс сращивания костных тканей. Именно поэтому материал не должен вызывать негативных реакций со стороны иммунной системы организма и способствовать развитию и укреплению костных тканей, то есть остеогинезу.

В настоящее время получение материалов, которые могут заменить и создать ткани человеческого организма, является актуальным направлением развития науки. В связи с этим появилась новая группа материалов - биоматериалы. «Биоматериалы - это материалы, предназначенные для того, чтобы служить границей раздела с биологическими системами, для того чтобы оценивать, лечить, наращивать или заменять любую ткань, орган или функцию тела» [31, 112]. Большое распространение использование биоматериалов получило в развитии направления протезирования крупных суставов, где проводится при лечении патологии костно-мышечной системы. Число больных, нуждающихся в операциях по восстановлению целостности кости, довольно велико: для России или США эта цифра составляет более 1 млн. человек ежегодно (из них 200-300 тыс. -протезирование тазобедренного и коленного суставов).

Основным материалом, использующимся в травматологии для изготовления имплантатов, являются металлы. Если есть необходимость заместить большую часть поврежденных костных тканей, либо воссоздать кость целиком, то чаще всего в этом случае применяют легированные стали. Основной задачей материалов, из которых изготавливают имплантаты для внутренней фиксации, является надежная в течение длительного периода фиксация костных тканей, поскольку, в некоторых случаях, имплантат должен поддерживать костные ткани в закрепленном состоянии до полутора лет. Именно по этой причине, материал для изготовления имплантатов должен обладать устойчивостью к усталостному разрушению. Также данным материалам необходимо обладать высокой пластичностью, поскольку от них требуется способность повторять форму поверхности кости, но с другой

стороны данный материал должен минимально деформироваться, для обеспечения максимальной надежности и прочности, то есть фактически быть способным принимать все те же нагрузки, которые обычно воспринимает кость при физической активности.

Материал, используемый для имплантации, должен сохранять биосовместимость и не изменять своих физических и химических свойств. Все металлы, используемые в медицине, по влиянию на живые ткани делят на три основные группы:

- токсичные материалы, такие как ванадий, никель, хром и кобальт;

- промежуточные материалы, например, железо, алюминий, золото;

- инертные материалы: титан и цирконий.

Рассматривая группу инертных материалов, можно выделить 5 металлов, применение которых возможно для изготовления имплантов и винтов для остеосинтеза: титан Ti, тантал Ta, ниобий Nb, цирконий Zr и хром Cr. На поверхности данных материалов образуется оксидная пленка, защищающая металл от коррозии и обеспечивающая его биосовместимость [69, 111].

Анализ рынка и существующих технологических процессов изготовления деталей подобного типа показывают, что наиболее применяемый материал для изготовления имплантов и винтов для остеосинтеза это титан и титановые сплавы [67]. Во многом это связано с тем, что запасов титана на планете больше, чем запаса тантала, ниобия и циркония. А также считается, что человеческий организм насыщен титаном, поэтому его растворение в тканях организма не оказывает такого отрицательного влияния как растворение тантала, ниобия и циркония.

Изготовлением имплантов из титановых сплавов занимаются такие фирмы как: «Zimmer» (международная фирма), «Koenigsee» (Германия), «Double Medical» (Китай), «Остеосинтез» (Россия), «Остеомед» (Россия), «ТитанИмплант» (Россия). Данные производители для изготовления имплантов и крепежных винтов используют титановые сплавы, соответствующие следующим стандартам: ГОСТ Р ИСО 5832-2, ГОСТ Р ИСО 5832-3 [76]. Согласно данным стандартам титановые

сплавы, применяемые при изготовлении имплантов и винтов для остеосинтеза, должны удовлетворять определенным требованиям по химическому составу.

Марками титановых сплавов с соответствующим химическим составом являются ВТ1-0, ВТ1-00 и ВТ-6 (ГОСТ 19807-91), а также их зарубежные аналоги Grade 1, Grade 2, Grade 3, Grade 4 и Grade 5, Grade 23. (ASTMF67, F136).

Технические титановые сплавы ВТ1-0, ВТ1-00, Grade 1, Grade 2, Grade 3, Grade 4, изготовленные по ГОСТ 19807-91, ГОСТ 26492-85 и ASTM F67 в своем составе содержат железо, кислород, водород, азот и углерод. Химический состав и механические свойства данных сплавов указан в таблице 1.2.

Таблица 1.2 - Химический состав и механические свойства титановых сплавов,

ГОСТ 19807-91, ГОСТ 26492-85 и ASTM F67

Элемент/параметр ВТ1-00 ВТ1-0 Grade 1 Grade 2 Grade 3 Grade 4

Железо % не более 0,15 0,25 0,20 0,30 0,30 0,50

Кислород О2, % не более 0,10 0,20 0,18 0,25 0,35 0,40

Водород Н2, % не более 0,008 0,010 0,0125 0,0125 0,0125 0,0125

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Балова Дарья Георгиевна, 2023 год

• • -

..ь.^ —л.«, --» г

У - ■>

И*

в)

а) б)

в)

а)

б)

в)

а)

б)

в)

а)

б)

в)

Контроль шероховатости обработанных поверхностей производился профилометром Mahr MarSurf PS1. Результаты измерений шероховатости обработанной поверхности и стойкости фрез представлены в таблице 3.4. Измерение шероховатости производилось в поперечном и продольном направлении. Контроль в продольном направлении осуществлялся в силу возможного повышения шероховатости из-за возникновения вибраций, вследствие малой жесткости режущего инструмента или из-за недостаточной его режущей способности.

Таблица 3.4 - Результаты измерений шероховатости обработанной поверхности и стойкости фрез

Профиль фрезы R в поперечном направлении, мкм Ra в продольном направлении, мкм Стойкость фрезы T, мин

Ромб 0,86...0,90 0,23.0,38 51

Квадрат 2,61...4,85 3,34.5,59 47

Прямоугольник 0,59.0,74 0,40.0,49 43

Треугольник 0,54.0,67 0,23.0,40 54

Однозубая 0,83.0,89 0,23.0,36 39

Результаты измерений показали, что наилучшая шероховатость в поперечном направлении достигается при обработке фрезами с режущей частью в виде прямоугольника и треугольника, в продольном сечении - ромба и однозубой фрезы, наилучшая стойкость у фрез с режущей частью в виде ромба и треугольника. Это также подтверждает гипотезу о том, что конструкция металлорежущего инструмента обеспечивает его жесткость и оказывает влияние на конечный результат обработки. Однако работа приведенных конструкций при обработке закрытых поверхностей, к которым относятся углубления под ключ в головке винта, может дать другой результат по шероховатости обработанной поверхности. Это связано с количеством одновременно работающих зубьев, то есть находящихся в контакте с заготовкой. Данный момент необходимо учитывать при

выборе конструкции фрезы для обработки. Из этих соображений конструкция фрезы, имеющая треугольный профиль режущей части, как фреза, имеющая наибольшую стойкость и обеспечивающая лучшую шероховатость обработанной поверхности (при хороших показателях жесткости) не может быть рекомендована для обработки подобных поверхностей. По опыту применения режущего инструмента для фрезерования наиболее стабильными являются пазовые фрезы, то есть имеющие два зуба. Исходя из этого, рекомендуется применение двузубой фрезы с ромбическим профилем режущей части.

Геометрия фрезы с режущей частью в виде ромба за счет площади фрезы в поперечном сечении, а также угла ромба 60° обеспечивает высокую стойкость инструмента и стабильное резание с подачей на зуб Бзуб = 4,6 мкм/зуб. С учетом шероховатости обработанной поверхности, стойкости инструмента и технологичности изготовления определены рекомендованные параметры геометрии режущей части: форма ромбическая; передний угол у = -30°; задний угол а = 30°; условный вписанный радиус округления менее р = 15,0 мкм. Также для повышения работоспособности фрезы и получения требуемого качества обработанной поверхности по рекомендациям фирм-производителей режущего инструмента необходимо выполнять режущую часть с углом подъема винтовой канавки ш, однако значение этого угла необходимо установить за счет проведения натурных испытаний.

3.6. Исследование качества затачивания разработанного режущего

инструмента

Существующие технологии изготовления и затачивания режущего инструмента, в частности фрез позволяют обеспечивать условный вписанный радиус округления лезвия, который позволяет производить чистовую обработку, однако при изготовлении мелкоразмерного инструмента условный вписанный радиус округления лезвия становится наиболее критичным параметром, который определяет работоспособность инструмента в целом. Поэтому обеспечение

минимально возможного условного вписанного радиуса округления лезвия. Множество авторов, таких как: Е.В. Артамонов, В.Ф. Безъязычный, А.С. Верещака, В.А. Гречишников, С.Н. Григорьев, Н.Н. Зорев, М.И. Клушин, В.И. Колесников, В.С. Кушнер, Д.В. Лобанов, Т.Н. Лоладзе, А.Н. Овсеенко, С.И. Петрушин, В.Н. Подураев, М.Ф. Полетика, Ю.В. Попов, А.Н. Резников, В.К. Старков, В.П. Табаков, Н.В. Талантов, М.Х. Утешев, М.Е. Элъясберг, А.С. Янюшкин, M. Schneider, M. Malekian, M. Scheffer, G. Gunterrez, K.S. Woon и другие занимались вопросами обеспечения требуемого качества обработки за счет повышения качества режущего инструмента. В этих работах прослеживается общий вывод о том, что условный вписанный радиус округления лезвия режущего инструмента определяет качество обработанной поверхности, в первую очередь речь идет о шероховатости и точности обработанной поверхности. Конечно, доминирующее влияние оказывают режимы резания, но условный вписанный радиус округления лезвия позволяет получать стабильное соответствующее качество обработки, что связано с возможностью формирования тонких стружек при мехобработке. Так в некоторых работах указывается о том, что при условном вписанном радиусе округления лезвия токарного резца р = 20-40 мкм, возможно достичь точности обработки А ~ 20 мкм, а шероховатости R = 0,63-1,25 мкм.

Современные методы затачивания, реализуемые на заточном оборудовании, обеспечивают условный вписанный радиус округления лезвия режущего инструмента до 10 мкм, а получение меньших значений отработанными технологиями невозможно. Поэтому, для достижения заданных качественных параметров лезвийной обработкой необходимо создание металлорежущего инструмента с условным вписанным радиусом округления лезвия [70], позволяющим формировать микростружки (10-50 мкм), что позволит уменьшить брак [33, 40, 59, 61]. Один из эффективных путей решения данной научно-технической задачи - применение метода сверхскоростного затачивания [56, 60, 96, 106], который применялся в данной работе.

Затачивание высококачественного концевого режущего инструмента для мелкоразмерной обработки титановых сплавов, режущая часть которого разработана ранее [98] (рисунок 3.22) осуществлялось на сверхскоростном (V до 400 м/с) модернизированном станке модели В3-326Ф4.

в)

Рисунок 3.22 - Концевые фрезы с углом подъема винтовой канавки:

а) 15°; б) 30°; в) 45°

На рисунке 3.23 представлены результаты измерения условного вписанного радиуса округления лезвия твердосплавной фрезы для чистовой обработки труднообрабатываемых материалов после затачивания при V = 30 м/с. Затачивание производилось алмазными головками AWтипа марки АС4 28/20 Б1.

Повышение скорости затачивания позволяет уменьшить условный вписанный радиус округления лезвия металлорежущего инструмента (рисунок 3.24).

Рисунок 3.23 - Результаты измерений условного вписанного радиуса округления лезвия твердосплавной фрезы после затачивания при V = 30 м/с

Тип значения Основной Min Мах Отклонение

Измерение радиуса 4,6 3,8 7,0 0,71

Скалывание 0,9 0,0 3,7 -

Рисунок 3.24 - Результаты измерений условного вписанного радиуса округления лезвия твердосплавной фрезы после затачивания при V = 300 м/с

По результатам исследований была составлена матрица эксперимента для определения зависимости условного вписанного радиуса округления лезвия р фрез из твердого сплава марки ВК10Х0М (таблица 3.5). При этом затачивание осуществлялось при глубине резания ? = 2 мкм/дв. ход.

Таблица 3.5 - Матрица эксперимента

№ опыта Бпрод, м/мин V, м/с р, мкм

1 1 30 12,9

2 3 30 18,5

3 1 300 4,6

4 3 300 7,2

После проведения исследований и обработки результатов экспериментов, по представленной выше методике, получены адекватные математические зависимости условного вписанного радиуса округления лезвия р от режимов затачивания (рисунок 3.25).

Эксперимент состоит из 4 опытов. Для получения достоверных результатов каждый опыт повторялся 3 раза, после чего определялось среднеквадратичное значение и заносилось в таблицу. В результате получена следующая эмпирическая зависимость:

54 3 •с0,37 __■-'прод

Р у0,43 ,

где Sпрод - продольная подача, м/мин; V- скорость резания при шлифовании, м/с.

Из полученной зависимости следует, что при затачивании твердосплавных фрез шлифовальным кругом с прерывистой поверхностью повышение скорости резания до 300 м/с, радиус округления лезвия р уменьшается до значений 4,6-7,2 мкм. При повышении остальных составляющих радиус округления лезвия увеличивается. Сравнительные параметры заточенного твердосплавного инструмента при различных скоростях резания представлены в таблице 3.6.

Таблица 3.6 - Сравнительные параметры твердосплавной фрезы, заточенной при различных скоростях резания

Скорость резания V, м/с Радиус округления лезвия р, мкм Наличие сколов, трещин и завалов

30 12,9.18,5 +

300 4,6.7,2 -

По результатам проведенных исследований можно сделать вывод, что повышение скорости резания при затачивании обеспечивает высокое качество твердосплавного инструмента и высокую производительность. Но при повышении скорости резания свыше 300 м/с возникают проблемы, связанные с недостаточной сбалансированностью вращающихся элементов станка, результатом чего являются повышенные вибрации, негативно сказывающиеся на качестве затачивания, что требует дополнительного тонкого балансирования. При обеспечении дисбаланса вращающихся узлов по классу G6,3 достижение 400 м/с становится непроблематичным, и работа на таких скоростях на рабочем режиме позволяет

проводить полное исследование процесса шлифования. Экспериментальные данные, показали, что с увеличением скорости резания при затачивании твердосплавного инструмента, повышается качество затачивания (условный вписанный радиус округления лезвия): уменьшаются сколы и трещины на лезвии, а также шероховатость обрабатываемых поверхностей.

3.7. Предварительные испытания и определение работоспособности разработанной конструкции фрезы

Фрезерование с формированием тонких стружек отличается от классического фрезерования в основном из-за соотношения условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев фрез, характеризуемой условным вписанным радиусом округления лезвия р, к толщине срезаемого слоя И. Обработка мелкоразмерными стандартными фрезами с малыми толщинами снимаемого слоя приводит к быстрому его изнашиванию [29, 52, 53, 87] и поломкам. При этом возникают неблагоприятные условия для формирования стружки, что отражается на снижении качества обработки [48].

Уменьшение условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев фрез позволяет производить обработку, формируя тонкие стружки (рисунок 3.26).

а)

б)

Уменьшение толщины срезаемого слоя до значений меньше условного вписанного радиуса округления лезвия лезвия инструмента приводит к затруднению формирования стружки и обработанной поверхности [47, 90]. На обработанной поверхности наблюдаются дефекты, такие как микровырывы, чешуйки и наплывы (рисунок 3.27), размер которых зачастую превосходит размеры зерен титанового сплава - 15.45 мкм.

dpi I =i Л) разов

Рисунок 3.27 - Обработанная поверхность образца из титанового сплава

стандартной концевой фрезой

Данный эффект возникает вследствие образования отрицательного переднего угла именно на условном вписанном радиусе округления лезвия зубьев фрезы, что приводит к снижению доли резания, повышению доли выдавливания (выглаживания) и царапания. При этом происходит деформирование обрабатываемого материала за счет сдвига и увеличение глубины резания, вследствие деформируемого сдвига, которая в какой-то момент становится больше радиуса округления лезвия, что приводит к формированию стружки. Поэтому для создания условий нормального резания при фрезеровании необходимо применение твердосплавного режущего инструмента, имеющего условный вписанный радиус округления лезвия, не превышающий размеры зерен обрабатываемых титановых

сплавов, то есть менее 15,0 мкм. Подобный условный вписанный радиус округления лезвия фрезерного инструмента можно получать за счет комплекса мероприятий, связанных со сверхскоростным затачиванием и последующим нанесением упрочняющего покрытия [57].

Обзор литературы показал, что образование дефектов (микровырывы, заусенцы, чешуйки и наплывы) зависит от режимов резания (скорости резания, подачи и глубины) [3, 4, 14, 32], но на практике при чистовом фрезеровании и при фрезеровании с формированием тонких стружек эта зависимость больше от условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев фрезы. На рисунках 3.28 и 3.29 представлено схематическое представление, на котором показаны зубья фрезы и обрабатываемый материал в начальный момент времени и на выходе из зоны резания.

а) б)

Рисунок 3.28 - Схема взаимодействия лезвия инструмента и обрабатываемого

материала в начальный момент времени: а) прир = 15,0.42,0 мкм; б) прир менее 15,0 мкм

В результате сверхскоростного затачивания при скорости резания порядка 300 м/с изготовлена фреза, имеющая условный вписанный радиус округления лезвия зубьев р = 6,3 мкм. Последующие испытания разработанного фрезерного инструмента проводились на высокоточном координатно-расточном станке 2431СФ10 при скорости резания V = 38 м/мин, подаче на зуб Б2 = 4,6 мкм [80, 100].

а) б)

Рисунок 3.29 - Схема взаимодействия лезвия инструмента и обрабатываемого

материала на выходе из зоны резания: а) прир = 15,0.42,0 мкм; б) прир менее 15,0 мкм

Полученная в результате обработанная поверхность представлена на рисунке 3.30, по которой видно отсутствие микровырывов, заусенцев, чешуек и наплывов.

Исследования обработанной поверхности титанового сплава ВТ1-00 при фрезеровании с малыми толщинами срезаемого слоя, соизмеримыми с условным вписанным радиусом округления лезвия зубьев фрезы позволили установить влияние условного вписанного радиуса округления лезвия на качество обработанной поверхности, характеризуемой микровырывами, чешуйками и наплывами, также шероховатостью обработанной поверхности. Установлено, что уменьшение условного вписанного радиуса округления лезвия зубьев фрезы в 5-6 раз позволяет пропорционально снизить уровень шероховатости и повысить точность формы обработанных поверхностей.

Опыт эксплуатации полученного твердосплавного инструмента показал, что условный вписанный радиус округления лезвия режущего клина оказывает влияние на качество обработанной поверхности, характеризуемой микровырывами, чешуйками и наплывами, также шероховатостью обработанной поверхности. Установлено, что при обработке фрезерным инструментом с условным вписанным радиусом округления лезвия р = 15,0.42,0 мкм, шероховатость обработанной поверхности находится в пределах: в поперечном направлении Яа = 3,34.5,59 мкм и в продольном направлении Яа = 2,61. 4,85 мкм, а при фрезеровании, полученным фрезерным инструментом с условным вписанным радиусом округления лезвия р менее 15,0 мкм, - Яа = 0,86. 0,90 мкм и в продольном направлении Яа = 0,23 .0,38 мкм соответственно.

Выводы по 3 главе

1. Предложен подход, заключающийся в разделении зоны резания на 3 функциональные зоны: зона, характеризующаяся пластической деформацией обрабатываемого материала; переходная зона, характеризующаяся нестабильностью направления движения обрабатываемого материала, что приводит к возникновению нестабильности толщины срезаемого слоя, из-за формирования на данном участке застойных зон; и зона, характеризующаяся

контактными явлениями между инструментальным и обрабатываемым материалами.

2. Рассчитан коэффициент трения между инструментом и обрабатываемым материалом в различных точках условного радиуса округления лезвия, позволяющий определить участок переходной зоны, на котором возможно формирование нароста.

3. По результатам моделирования единичным зубом фрезы (определение напряжений, температур и усилий в зоне резания) сформулирована гипотеза, после подтвержденная натурными испытаниями, о работоспособности предложенной конструкции фрезы для обработки титановых сплавов, имеющей отрицательный передний угол и о возможности формирования стружки при соотношении толщины срезаемого слоя к условному вписанному радиусу округления лезвия зубьев фрезы более 0,3.

4. Разработана конструкция фрезы с режущей частью в форме ромба, с углом подъема винтовой канавки ю = 30°, передним углом у = -30°, задним углом а = 30° и условным вписанным радиусом округления менее р = 15,0 мкм и обеспечивать шероховатость обработанной поверхности не более Яа = 0,9 мкм.

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА ФРЕЗЕРОВАНИЯ УГЛУБЛЕНИЯ ПОД КЛЮЧ ГОЛОВКИ ВИНТА ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ

Главной особенностью финишного фрезерования является формирование тонких стружек, соотносимых по толщине с условным вписанным радиусом округления лезвия режущего инструмента. При этом известно, что встречное и попутное фрезерование имеет особенность изменения толщины стружки по ее длине от нуля до максимума и от максимума до нуля соответственно. Для анализа и описания физических явлений, происходящих в зоне стружкообразования при финишном фрезеровании, необходимо ввести ряд показателей, отражающих специфику рассматриваемого процесса, которые позволили бы более четко и ясно представить механизм взаимодействия лезвия режущего инструмента с обрабатываемым материалом. Процесс стружкообразования рассматривается непосредственно в зоне контакта режущей кромки зуба фрезы (рисунок 4.1).

РАЗРАБОТАННОЙ КОНСТРУКЦИИ ФРЕЗЫ

Рисунок 4.1 - Схема формирования стружки

Толщина стружки И меняется по ее длине:

- при попутном фрезеровании

^ = ^п(^),

- при встречном фрезеровании

где Бг - подача на зуб, мм, й - диаметр фрезы, мм, -ф - угол дуги контакта, град.

При этом угол дуги контакта:

где t - глубина резания, мм.

я 2

^ = arccos (—¡—),

Исходя из схемы формирования стружки и представленных зависимостей, на определенном угле дуги контакта у толщина стружки И станет равна условному вписанному радиусу округления лезвия зуба фрезы р, после чего при дальнейшем уменьшении толщины стружки сформируются условия для «выглаживания», при котором резания, то есть формирования стружки не происходит.

Рассматривая попутное фрезерование при й = 2 мм, t = 0,1 мм получим угол дуги у = 0,451 рад (25,86 град). Максимальная толщина стружки И, зависящая от подачи на зуб Б2 будет иметь значения, приведенные в таблице 4.1.

Таблица 4.1 - Максимальная толщина стружки

Подача на зуб Бг, мкм 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2

Максимальная толщина стружки И, мкм 9,0 8,1 7,2 6,3 5,4 4,5 3,6 2,7 1,8 0,9

Исходя из изложенного, наибольший интерес представляет зона резания с толщиной стружки соизмеримой с условным вписанным радиусом округления лезвия, то есть р = 4,6. 7,2 мкм, примем р = 5,9 мкм. Расчеты приведены в таблице 4.2.

Таблица 4.2 - Зависимость угла дуги от подачи на зуб

В пределах дуги контакта За пределами дуги контакта Не корректно

Подача на зуб Sz, мкм 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2

^ , рад 0,299 0,334 0,378 0,435 0,514 0,631 0,829 1,388 - -

град 17,2 19,1 21,6 24,9 29,5 36,2 47,5 79,6 - -

Исходя из расчетных данных толщина стружки, имеющая значения больше чем значение условного вписанного радиуса округления лезвия р = 5,9 мкм, формируется при подаче на зуб Sz = 20; 18; 16 и 14 мкм, а значения меньше значения условного вписанного радиуса округления лезвия при подаче на зуб Sz = 12; 10; 8 и 6 мкм, при подаче на зуб Sz = 4 и 2 мкм расчет не корректный. Для дальнейших расчетов приняты значения подачи на зуб Sz = 20; 18; 16 и 14 мкм.

4.1. Определение угла сдвига обрабатываемого материала и коэффициента

режущей способности при фрезеровании

В процессе обработки (фрезерования) при разделении обрабатываемого материала возникает сила резания, которая зависит от множества факторов, таких как: физико-механические свойства обрабатываемого материала, толщина срезаемого слоя, геометрия режущего клина (зубьев) и т.д. Поскольку на процесс стружкообразования уходит примерно 90% силы резания, то изучение существующих схем и моделей стружкообразования для зоны установившегося

резания является важной составляющей в разработке модели процесса, особенно при формировании тонких стружек [5, 6, 7, 19, 30, 58].

Авторы использовали различные подходы к рассмотрению моделей процесса резания. Так, например, в 1941 г. Эрнст и Мерчант предлагают модель, в которой рассматривают инструмент как абсолютно острый клин, считают деформацию металла плоской, исключая скольжение между инструментом и заготовкой, а также основывают свою теорию на том, что напряжения в плоскости сдвига распределяются равномерно. Особенностью данной модели, является то, что она опирается на математическое описание равновесия сил приложенных к стружке в плоскости сдвига и к передней поверхности режущего клина в зоне контакта со стружкой, а также не учитывает теорию пластичности и не определяет напряжения в зоне контакта.

Данный метод позволяет найти закономерность для определения угла сдвига материала:

Однако позднее было установлено, что данная формула применима лишь для пластиков.

Позднее, в 1951 г. Ли и Шафер, основываясь на методе линий скольжения, предложили подход, в котором рассматривали жесткопластический материал с точки зрения распределения напряжений, опираясь на то, что при больших деформациях интенсивность упрочнения незначительна, а значит напряжение текучести практически постоянно. Подобный подход использовал и Клушин М.И. в 1958 году [85], а также Кравченко Б.А. [88] и Розенберг А.М. [107, 108].

В работе рассматривается схема определения угла сдвига обрабатываемого материала, учитывающая радиус округления лезвия и отрицательный передний угол (рисунок 4.2).

где Кс

cos(^-y) sin ф

Рисунок 4.2 - Рассматриваемая схема определения угла сдвига обрабатываемого

материала

Для расчета угла сдвига из треугольника AJG находим AG =

h

cosy

из

треугольника GFD находим GF = tan у * DF = tan y * (h — p + p * sin 7), FB = HK = HE - KE = p* (cos y — sin 45), ВС = BK + КС = h — p + p * sin45, с помощью полученных зависимостей из треугольника ABC получим:

= arctg

(h — р + р * sin 45) * cos у

h + sin у (h — р + р * sin у) + р * cos2 у — р * sin 45 * cos у.

Рассматривая условия резания, при которых h = р угол сдвига:

sin45 * cosy

2 — sin45 * cosy"

По результатам построения схемы резания можно сделать вывод, что при малых толщинах срезаемого слоя наибольшее влияние на угол сдвига оказывает условный вписанный радиус округления лезвия зубьев фрезы. Отрицательный передний угол оказывает сильное влияние на угол сдвига при толщинах срезаемого слоя значительно больших по сравнению с условным вписанным радиусом

округления лезвия, а при толщинах срезаемого слоя сопоставимых с условным вписанным радиусом округления лезвия практически не оказывает влияния.

Условный вписанный радиус округления лезвия режущего инструмента оказывает доминирующее влияние на процесс резания при формировании тонких стружек и как результат на уровень и направления сил резания [43]. Классические силовые модели резания рассматривают идеальный режущий клин, не имеющий условного вписанного радиуса округления лезвия [39, 105]. При этом эти параметры определяют процесс формирования стружки и обработанной поверхности при резании.

В современной металлообработке развитие финишного фрезерования все больше приобретает актуальность и важность при производстве ответственных деталей. Существующее понятие «мелкоразмерная обработка» определяет область знаний и практики, связанных с использованием миниатюрного режущего инструмента. Понятие «микрорезание» связано с малыми толщинами срезаемого слоя, соизмеримыми с условным вписанным радиусом округления лезвия инструмента, составляющим, как правило, от нескольких микрометров до десятков микрометров. В результате существует минимальная толщина срезаемого слоя, при которой материал разделяется на две составляющие - часть переходит в стружку, а часть - в сторону обрабатываемого материала за счет упругих деформаций. При этом застойная зона формируется в начальный момент процесса резания, а затем ее размер стабилизируется при достижении постоянства резания. Также на размер застойной зоны влияют условный вписанный радиус округления лезвия и свойства обрабатываемого материала, но не зависимо от этого материал застойной зоны почти не имеет скорости движения, в то время как вне этой зоны плоскость сдвига образования стружки четко видна. Так же установлено, что пластическое упрочнение за счет деформирования происходит, если соотношение толщины срезаемого слоя h к условному вписанному радиусу округления лезвия р более 0,3 [82]. В работе [35] установлено, что формирование стружки возможно при соотношении h/р > 0,2625, при меньших же значениях снятия стружки не происходит, а происходит пластическое упрочнение обработанной поверхности

(выглаживание). При этом отношение h/р определяет коэффициент режущей способности Кр [68].

Формирование застойной зоны происходит при условии соотношения толщины срезаемого слоя h к условному вписанному радиусу округления лезвия режущего клина р более 0,2625. 0,3000, при этом изменение толщины срезаемого слоя приводит не только к изменению уровня напряжений в зоне деформации и как следствие сил резания, а также, и к изменению направления и уровня составляющих сил резания [1, 11, 16, 25, 28, 38, 46, 42, 73]. Рассматривая процесс резания на микроуровне, доминирующее влияние на уровень и направление составляющих сил резания оказывает условный вписанный радиус округления лезвия, а передний угол режущего в свою очередь клина оказывает второстепенное влияние.

Рассмотрим три варианта процесса резания на микроуровне:

- толщина срезаемого слоя значительно больше значения условного вписанного радиуса округления лезвия (h >> р) (рисунок 4.3, а);

- толщина срезаемого слоя равна значению условного вписанного радиуса округления лезвия (h = р) (рисунок 4.3, б);

- толщина срезаемого слоя значительно меньше значения условного вписанного радиуса округления лезвия (h << р) (рисунок 4.3, в).

Исследования других авторов [100, 101, 113, 115] показывают, что угол между направлением скорости резания V и равнодействующей силой R составляет порядка ß = 34°18', а угол между направлением скорости резания и плоскостью сдвига ß1 зависит от условного вписанного радиуса округления лезвия р, толщины срезаемого слоя h и переднего угла у.

(h - р + р- cos 45)- cos г

tgßy = \ р р ) у

б) в) Рисунок 4.3 - Схема резания на микроуровне: а) толщина срезаемого слоя значительно больше значения условного вписанного радиуса округления лезвия (И >> р); б) толщина срезаемого слоя равна значению условного вписанного радиуса округления лезвия (И = р); в) толщина срезаемого слоя значительно меньше значения условного вписанного радиуса округления лезвия (И << р)

Таблица 4.3 - Расчетные значения угла между направлением скорости резания и плоскостью сдвига в при р = 15,0 мкм

h/p 10 2 1 0,3 0,2

h, мкм 150 30 15 5 3

Y, град 30 15 0 30 15 0 30 15 0 30 15 0 30 15 0

ßi, град 29 37 43 27 33 37 24 27 29 5 5 4 -23 -16 -11

Таблица 4.4 - Расчетные значения угла между направлением скорости резания и плоскостью сдвига в при р = 3,0 мкм

h/p 50 10 5 1,7 1

h, мкм 150 30 15 5 3

у, град 30 15 0 30 15 0 30 15 0 30 15 0 30 15 0

ß1, град 30 37 45 29 37 43 29 36 42 26 32 35 24 27 29

Расчетная точка разделения зон материала при условном вписанном радиусе округления лезвия фрез р = 15,0 мкм будет иметь значение h = 4,4 мкм, а при р = 3,0 мкм - h = 0,9 мкм. Исходя из полученных данных для прогнозирования и получения необходимого результата по размерной точности можно определять требуемый условный вписанный радиус округления лезвия зубьев фрез используя соотношение h/р = 0,2929, которое является коэффициентом режущей способности Кр. Данное соотношение объясняется тем, что при дальнейшем уменьшении толщины срезаемого слоя направление силы сдвига Ps изменяется в направлении обрабатываемой заготовки (рисунок 4.3), что приводит к невозможности формирования стружки. Значение нормальной составляющей силы PN становится меньше силы сдвига Ps.

Теоретически стабильное резание, то есть постоянное формирование стружки возникает при соотношении сил PN > Ps, исходя из чего можно определить угол сдвига ß1, при котором это соотношение будет реализовано, что также позволит определить коэффициент режущей способности h/р. В результате

расчетов при PS = PN получим: ß1 = 11°, а коэффициент режущей способности Кр = 0,4035.

Направление силы сдвига и положение точки разделения имеют решающее значение для формирования стружки. Исследования, представленные в данной работе, устанавливают угол сдвига ß1 и коэффициент режущей способности Кр, характеризующийся отношением толщины срезаемого слоя к условному вписанному радиусу округления лезвия зубьев фрез h/p при которых:

- формируются тонкие стружки - ß1 = 0°, Кр = 0,2929;

- стабильно формируются стружки - ß1 > 11°, Кр > 0,4035.

Увеличение коэффициента режущей способности Кр до значений h/p ~ 1 приводит к увеличению угла сдвига ß1 до значений порядка 23°.. .24°, дальнейшее увеличение коэффициента режущей способности не приводит к значительному увеличению угла сдвига. Предельно допустимые значения толщины срезаемого слоя h при которых будет реализовано нормальное резание можно установить практическим путем. При этом превышение допустимых значений толщины срезаемого слоя приводит как к повышению равнодействующей силы R резания, так и к интенсивному изнашиванию зубьев фрез из-за недопустимых нагрузок. На практике установлено, что при превышении коэффициента режущей способности Кр > 10 условный вписанный радиус округления лезвия пропорционально увеличивается за счет приработке и изнашивания режущего клина зубьев фрез.

Результаты расчетов по определению коэффициента режущей способности должно быть апробировано при проведении натурных испытаний разработанной конструкции фрезы для обработки мелкоразмерных винтов из титановых сплавов.

4.2. Исследование процесса фрезерования титановых сплавов и испытания

разработанной конструкции фрезы

либо из-за создания двумерной микроструктуры или из-за высокой стоимости производства. Помимо этих методов обработки, резание с формированием тонких стружек является еще одним нетрадиционным методом обработки, который способен формировать миниатюрные сложные детали и отдельные элементы [51].

Обработка с формированием тонких стружек считается лучше, чем другие нетрадиционные способы обработки, в силу того, что она имеет высокую производительность, гибкость процесса, низкую стоимость настройки и производства сложных изделий, но также могут сопровождаться некоторыми проблемами, такими как образование заусенцев, низкое качество обработанной поверхности, поломки и быстрый износ инструмента [51; 55]. Поэтому такие факторы как условный вписанный радиус округления лезвия и жесткость режущего инструмента, его конструкция, режимы резания [55; 56, 74, 83], становятся наиболее значимыми на микроуровне и определяют качество обработанной поверхности. Процесс резания становится еще более сложным при обработке труднообрабатываемых материалов, в частности титановых сплавов ВТ6, ВТ1-00, ВТ1-0 и т.д., применяемых для изготовления медицинских имплантов, лопастей турбины, аэрокосмического крепежа, шатунов, клапанов и т.д. из-за его соотношения высокой прочности на вес, коррозионной стойкости и способности выдерживать высокие температуры.

С целью испытания разработанной конструкции фрезы в работе проведен эксперимент по установлению действительной толщины срезаемого слоя на координатно-расточном станке. Обработка производилась с помощью фрезы с передним углом у = -30° и углом подъема винтовой канавки ю = 30°. Поверхность пластины из материала ВТ1-00 была предварительно обработана для получения «нулевой» площадки, а затем производилось поэтапное снятие материала с глубинами резания 100, 75, 50, 25, 15, 8, 4, 2 и 1 мкм (рисунок 4.4), длинна каждого обработанного участка составляла 10 мм. На контрольно-измерительной машине Лапик КИМ-1000 [86] произведены измерения срезанной толщины слоя (рисунок 4.5 и 4.6), результаты измерений представлены в таблице 4.5.

' I

8 кз 1 Г- 1 К! 1 ОС г Л

Рисунок 4.4 - Схема резания при определении фактической глубины резания

Таблица 4.5 - Теоретическая и фактическая глубина резания

№ Теоретическая глубина резания, мкм 100 75 50 25 15 8 4 2 1

1 Фактическая глубина резания при р = 6,3 мкм 80 61 41 21 13 7 6 4 х

Относительное отклонение, % 20,0 18,7 18,0 16,0 13,3 12,5 -50,0 -100,0 -100,0

2 Фактическая глубина резания при р = 14,5 мкм 85 65 44 22 14 13 9 х х

Относительное отклонение, % 15,0 13,3 12,0 12,0 6,7 -62,5 -125,0 -125,0 -125,0

«х» - резания не происходит

«ФМ йтщм —1

10 ж » Р^Ц ¡гп 1 [ * м те м ■мкии'я^импшкмпаямааяяаамлпмяяям

Рисунок 4.5 - Протокол измерений фактической глубины резания при р = 6,3 мкм

^«■■IMJ Dmfam loen _______

ÍXNjV :. i I

o to » » m W м » «9 w w in i» щ w w иия w ш и м ид хини gi »жпма тм жж vo ж ж ж «ю «ja ш мо ж ж «ñ> « * п м а м м но

Рисунок 4.6 - Протокол измерений фактической глубины резания при р = 14,5

мкм

Анализ результатов позволил выработать рекомендации исходя из возможности достижения задаваемой глубины резания - t/p = 1.3. Для подтверждения работоспособности разработанной конструкции фрезы и определения рациональных режимов обработки проведены натурные испытания при обработке сплава 571-00 при различных толщинах срезаемого слоя h. Испытания проводились при режимах и параметрах, приведенных в таблице 4.6. Обеспечение толщины срезаемого слоя h производилось за счет подачи на зуб Sz при условном вписанном радиусе округления лезвия инструмента p = 6,3 мкм.

Испытания позволили установить, что резание отсутствует при коэффициенте режущей способности Кр = h/p < 0,25.0,28, при этих условиях происходит царапание и вдавливание (выглаживание) обрабатываемого материала. При коэффициенте режущей способности в диапазоне Кр = 0,25.0,5 наблюдается нестабильное формирование стружки, при дальнейшем повышении коэффициента режущей способности происходит стабилизация процесса резания, что объясняется

формированием на лезвии режущего инструмента застойной зоны, изменяющей фактические передний угол и расположение точки разделения.

Таблица 4.6 - Параметры испытаний

Подача на зуб, Sz мкм 20 18 16 14 12 10 8 6 4 2

Глубина, t мм 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1

Угол, ^ рад 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45 0,45

Угол, ^ град 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86 25,86

Толщина, h мкм 13,23 7,85 6,97 6,10 5,23 4,36 3,49 2,62 1,74 1,32

h/p 2,10 1,25 1,11 0,97 0,83 0,69 0,55 0,42 0,28 0,21

Формировани е стружки ++ ++ ++ ++ + + +- +- +- --

По результатам испытаний фрез установлено, что стабильное формирование стружки достигается при толщине срезаемого слоя соизмеримой с условным вписанным радиусом округления лезвия, то есть h = р и дальнейшем увеличении до Кр = h/р = 2. Поэтому исходя из расчетов и проведенных натурных испытаний для формирования тонких стружек разработанной конструкцией фрезы рекомендуется обеспечение условного вписанного радиуса округления лезвия фрез (р = 7,0-10,0 мкм) при режимах резания: скорость резания V = 28.56 м/мин; подача на зуб Sz = 14.20 мкм/зуб; глубина резания менее t = 0,1 мм, которые позволят обеспечить толщину срезаемого слоя h = 7,0. 13,0 мкм.

4.3. Исследование качества обработки титановых сплавов разработанной конструкцией фрезы и определение рациональных режимов резания

вписанном радиусе округления лезвия фрез, при глубине резания 0,1 мм. Скорость резания выбрана V = 28 и 56 м/мин, подача на зуб Б2 = 12 и 20 мкм при условном вписанном радиусе округления лезвия фрезы р = 6,3 и 14,5 мкм. Данные режимы резания определены исходя из проведенных испытаний разработанной конструкции фрезы. Таким образом, для опытов в данном исследовании приняты и получены значения, представленные в таблице 4.7. Для получения достоверных результатов каждый опыт повторялся 3 раза, после чего определялось среднеквадратичное значение и заносилось в таблицу. При этом фрезерование осуществлялось за три прохода (рисунок 4.7).

Как видно из рисунка 4.7 при обработке углубления производится три прохода (поэтажная разгрузка) по схеме несвободного резания, однако наибольший интерес представляет финишный проход, так как именно на нем формируется конечный профиль и качество обработанных элементов углубления под ключ (рисунок 4.8) - углового и открытого элемента профиля

Таблица 4.7 - Матрица эксперимента

е о \0 о4 е \0

№ опыта V, м/мин Б2, мкм р, мкм м к О?" н т е ч с сЗ СР м к м « Отклонение Яа, ' м к ^Т Т , мкм расчетно Отклонение А, %

1 28 12 6,3 1,31 1,27 2,90 13,12 12,86 2,01

2 28 20 6,3 1,49 1,48 0,88 16,35 16,69 -2,06

3 56 12 6,3 0,98 0,99 -1,13 12,36 12,04 2,60

4 56 20 6,3 1,12 1,15 -2,74 15,22 15,62 -2,66

5 28 12 14,5 1,63 1,64 -0,51 20,86 21,31 -2,14

6 28 20 14,5 1,84 1,90 -3,37 28,25 27,65 2,11

7 56 12 14,5 1,26 1,28 -1,31 19,45 19,95 -2,58

8 56 20 14,5 1,56 1,48 5,00 26,56 25,90 2,50

Фреза

к

Головка винта

Л

Головка винта

в) г)

Рисунок 4.7 - Схема фрезерования углубления под ключ в головке винта:

а) первый проход; б) второй проход; в) третий проход; г) финишный проход

а) б)

Рисунок 4.8 - Схема фрезерования углубления под ключ в головке винта:

а) угловой элемент; б) открытый элемент

Эмпирическая зависимость шероховатости и точности обработанной поверхности от режимов резания соответственно имеет вид:

1,17 ^У'30 1,63-5°'5У-61

^0,36 , Л = у0,09 ,

где V - скорость резания при фрезеровании, м/мин; Sz - подача на зуб, мкм; р - условный вписанный радиус округления лезвия зуба фрезы, мкм.

Адекватность зависимостей шероховатости обработанной поверхности от режимов резания и точности формы оценивались отклонением расчетных от фактических значений, которое составляет тах 8,37% и тах 5,26% соответственно.

По результатам проведенных исследований построены графики зависимости шероховатости обработанной поверхности и точности формы от скорости резаний, подачи на зуб и условного вписанного радиуса округления лезвия фрез (рисунок 4.9 и 4.10).

а) б)

Рисунок 4.9 - Зависимость шероховатости обработанной поверхности Яа от скорости резания V и подачи на зуб Sz при условном вписанном радиусе округления лезвия фрезы р: а) 6,3 мкм; б) 14,5 мкм

а)

б)

Рисунок 4.10 - Зависимость точности формы А от скорости резания Vи подачи на зуб Sz при условном вписанном радиусе округления лезвия фрезы р:

а) 6,3 мкм; б) 14,5 мкм

Из зависимостей видно, что наибольшее влияние на шероховатость Я оказывает скорость резания, а на точность формы А профиля углубления под ключ оказывает условный вписанный радиус округления лезвия фрезы р, что также соответствует исследованиям других авторов, но в данных зависимостях не учитывается жесткость и точность технологической системы. Исходя из этого можно сделать вывод о том, что получение требуемой шероховатости обработанной поверхности Я = 0,8.1,6 мкм возможно за счет существующего инструмента, имеющего условный вписанный радиус округления лезвия порядка р = 15,0 мкм, но для получения гарантированной точности формы профиля углубления под ключ А = 40.48 мкм необходимо применение более острого режущего инструмента. Получение требуемой точности формы существующим сегодня на рынке инструментом (по условному вписанному радиусу округления лезвия) возможно на верхнем пределе допуска за счет определения режимов

резания, что не гарантирует получение требуемой точности при приработке фрез и незначительном их изнашивании.

Получение требуемой точности формы углубления под ключ в головке винта по нижнему пределу допуска возможно при условном вписанном радиусе округления лезвия фрезы р = 7,0-8,0 мкм, поэтому рекомендуется применение фрез, имеющих условный вписанный радиус округления лезвия не хуже данных значений.

Полученные зависимости позволяют прогнозировать качество обработанной поверхности титанового сплава по параметрам шероховатости и точности формы обработанного углубления под ключ в головке винта.

4.4. Сравнительный анализ способов получения углубления под ключ по технико-экономическим и качественным параметрам

Анализ экспериментальных данных показал однозначность результатов по каждому способу получения углубления под ключ, но для рационального выбора способа получения необходим оценочный параметр, учитывающий все результаты, при этом учитывающий еще и получаемое качество углубления под ключ. Поэтому в данной работе разработана методика, позволившая учесть качество и стоимость операции углубления под ключ. При расчетах приняты допущения: работники, осуществляющие операции получения углубления под ключ на винтах различными способами имеют одинаковую квалификацию; размеры и форма винтов одинаковые; исходное качество заготовок также одинаковое и оцениваемый параметр - величина затрат на операцию получения углубления под ключ:

З = С ■ К

кач зат качу

Коэффициент, учитывающий качественные параметры обработки определяется по формуле:

К„„. =

Г Каобр А обр Л ^ ^атреб ^ треб )

2

где Яаобр - шероховатость поверхности, полученная в результате обработки, мкм; Ратреб - требуемая шероховатость поверхности по условиям ТУ, мкм; Аобр -точность формы профиля углубления под ключ, полученная в результате обработки, мкм; Атреб - требуемая точность формы профиля углубления под ключ, мкм

Затраты на получение углубления под ключ складываются исходя из следующих затрат:

+ С + С + С.. + С..

=

ст ос наст

N

где Сст - стоимость станка, руб.; Соснаст - стоимость, руб.; Си - стоимость инструмента, руб.; Сз.и - стоимость замены инструмента, руб.; Сн - стоимость настройки, руб.; Ыв - количество винтов, производимых в год.

Стоимость станка:

С_„ + С,,+ С + С

=

амор эл.эн зп соц.

К

где Самор - амортизационные отчисления на оборудование, руб.; Сэл.э - затраты на электроэнергию, руб.; Сзп - заработная плата рабочих, руб.; Ссоц - социальные отчисления, руб.; Кст - коэффициент использования станка, для универсальных станков равен 0,3 - 0,5; для станков с ЧПУ 0,5 - 0,8; для станков автоматов - 0,8 -0,95.

f _ Соб + Соснаст

амор дт ,

амор

где Соб - стоимость оборудования, руб.; Соснаст - стоимость всей оснастки, руб.; Nамор - количество лет амортизационных отчислений, для станков Ыамор = 7 лет.

Затраты на электроэнергию:

C = С ■ N ■ T

эл.э кВт ст раб ,

где СкВт - стоимость за 1 кВт электроэнергии, принято СкВт = 5,14 руб. - дневной тариф и 3,04 руб. - ночной тариф; Ыст - мощность станка, кВт; Траб - время работы станка за год, часов.

Время работы станка за год:

T = К ■ К ■ К ■ К

T раб Кч Кд Ксм Кисп,

где Кч - количество рабочих часов в смену, часов; Кч = 8 часов; Кд - количество рабочих дней в году, Кд = 250 дней; Ксм - количество рабочих смен; Ксм = 1 смены; Кисп - коэффициент использования станка, Кисп = 0,5 - 0,9, принят Кисп =0,7.

Заработная плата рабочих:

C = С T

зп тар раб ,

где Стар - стоимость 1 часа по тарифной сетке, принято Стар = 455 руб.; Траб - время работы станка за год, часов.

Социальные отчисления:

_ С зп %соц

соц = 100 ,

где Сз/п - заработная плата рабочих, руб.; %соц - процент социальных отчислений, %, %соц =30,2%.

С = 10% ■ с

оснаст ст •>

где Соснаст - стоимость всей оснастки, руб.

Стоимость инструмента, учитывает начальную стоимость инструмента, стоимость его восстановления, количество допустимых восстановлений и стойкость после восстановления:

с = С + (С ■ N )

и н.и. \ восс восс / •>

где Си - стоимость инструмента, руб.; Сни - стоимость нового инструмента, руб.; Свосс - стоимость восстановления инструмента, руб.; Ывосс - количество возможных восстановлений.

Стоимость восстановления инструмента:

Свосс = (60...80)% ■ Сни..

Стоимость замены инструмента определяется исходя из времени замены инструмента на одно углубление под ключ:

N ■ Т ■ (С + С )

у-, замен смены \ зп соц /

зм = 60 ,

где N замен - количество замен инструмента (Ызамен = 60-Траб/Тн.и.); Тсмены - время смены

инструмента, мин; Сст - стоимость станка, руб.

Количество винтов, производимых в год:

Т —(т + Т )■ N

раб \ смены настр' замен

N =

маш

где Тсмены - время смены инструмента, мин; Тнастр - время настройки инструмента, мин.

затачивания в условиях принятых допущений. При необходимости данная методика может быть адаптирована под любые другие сравниваемые способы затачивания.

Исходные данные: коэффициент использования станка — Кст — 0,75 для фрезерного оборудования, Кст — 0,90 для штамповочного оборудования; количество рабочих часов в смену, Кч = 8 часов; количество рабочих дней в году, Кд = 250 дней; количество рабочих смен, Ксм — 1, 2 и 3 смены соответственно; коэффициент использования станка, Кисп = 0,7; количество лет амортизационных отчислений, для оборудования, Ыамор = 5 лет; стоимость за 1 кВт электроэнергии, Сквт = 5,14 руб.; стоимость 1 часа по тарифной сетке, в зависимости от квалификации, Стар =455 руб.; процент социальных отчислений, % = 30,2; стойкость нового инструмента и стойкость после восстановления, Тн.и. — Тп = 45 мин (для фрез) и Тн.и. — Тп = 750 мин (для штампа); количество возможных восстановлений, Ывосс = 3 (для стандартной фрезы), Ывосс = 5 (для разработанной фрезы) и Ывосс = 0 (для штампа); количество винтов в приспособлении, Ып.пр. — 1; требуемая шероховатость поверхность, Яатреб = 1,2 мкм, точность формы профиля углубления под ключ - Атреб — 44 мкм.

Результаты сравнительного анализа способов затачивания СТП по показателю затрат на качество приведены в таблице 4.8.

Учитывая затраты на оборудование, оснастку, инструмент, его замену и предварительную настройку, а также учитывая получаемые на различных операциях шероховатость и точность профиля углубления под ключ можно сделать вывод о том, что наиболее выгодным вариантом является фрезерование разработанным инструментом при односменной организации труда (рисунок. 4.11). Однако учитывая количество смен затраты на операцию получения углубления меняются. Из зависимости видно, что при 2 и 3 сменной организации труда наиболее выгодным вариантом является холодная штамповка, при этом по каждому варианту сменности происходит увеличение производительности (таблица 4.9).

Таблица 4.8 - Результаты сравнительного анализа способов получения углубления под ключ

Стоимость оборудования, тыс. руб. Стоимость оснастки, тыс. руб. Сумма всего времени, затраченного на получения углубления под ключ, мин Сумма всего времени, затрачиваемого на отвод/подвод, смену инструмента, мин Шероховатость, полученная в результате обработки, Яа мкм Точность формы профиля углубления под ключ, полученная в результате обработки, Дтреб мкм Количество смен Стоимость станка на винт, руб. Стоимость оснастки на винт, руб. Стоимость инструмента на винт, руб. Стоимость замены инструмента на винт, руб. Стоимость предварительной настройки на винт, руб. Полная стоимость на операцию получения углубления под ключ при 1, 2 и 3 сменной работе, руб.

Холодная штамповка

1 8,97 1,79 0,18 0,24 0,08 12,27

о о 0 0,27 80 1,25 50 2 6,53 1,31 0,09 0,24 0,08 8,99

3 5,42 1,08 0,06 0,24 0,08 7,50

Фрезерование существующим инструментом

1 10,38 2,08 0,01 0,10 0,05 13,03

о о т о т 0,45 1,5 1,25 45 2 8,56 1,71 0,01 0,10 0,05 10,77

3 7,55 1,51 0,01 0,10 0,05 9,51

С фрезерование разработанным инструментом

1 14,37 2,87 0,02 0,13 0,06 11,50

3500 о т 0,63 1,5 0,9 25 2 11,85 2,37 0,01 0,13 0,06 9,50

3 10,45 2,09 0,01 0,13 0,06 8,39

ру б/винт

14

13 12 11 10 9 8 7 б

1 смена 2 смена 3 смена -Холодная штамповка

^—Фрезерование существующим инструментом -Фрезерование разработанным инструментом

Рисунок 4.11 - Зависимость величины затрат на операцию получения углубления под ключ при 1, 2 и 3 сменной организации труда

Таблица 4.9 - Количество винтов, получаемых по разным способам обработки в зависимости от количества смен производства

Способ обработки 1 смена 2 смена 3 смена

Холодная штамповка 273778 547556 821333

Фрезерование существующим инструментом 180444 360889 541333

Фрезерование разработанным инструментом 130368 260736 391104

Из проведенных технико-экономических расчетов можно сделать вывод о том, что производство винтов с использованием операции фрезерования разработанным инструментом выгодно при односменной организации работы. Данный подход имеет место при небольших партиях винтов, то есть при

индивидуальном их изготовлении. При 2 и 3 сменной организации работы экономически целесообразно применение способа холодной штамповки, однако требуемого качества обработанных поверхностей не достигается, что требует введения дополнительных доводочных операций.

Выводы по 4 главе

1. По результатам построения схем резания установлено, что при малых толщинах срезаемого слоя наибольшее влияние на угол сдвига оказывает условный вписанный радиус округления лезвия. Отрицательный передний угол оказывает сильное влияние на угол сдвига при толщинах срезаемого слоя значительно больших по сравнению с условным вписанным радиусом округления лезвия. Установлено, формирование стружки возможно при коэффициенте режущей способности h/p = Кр > 0,2929, а стабильное резание, то есть постоянное формирование стружки возникает при коэффициенте режущей способности h/p = Кр > 0,4035 и угле сдвига ß1 > 11°, что также подтверждается моделированием с помощью программного обеспечения QForm.

2. Опыт эксплуатации разработанной конструкции фрез показал, позволил получить эмпирические зависимости, из которых видно, что наибольшее влияние на шероховатость Ra оказывает скорость резания, а на точность формы А профиля углубления под ключ головки винта - условный вписанный радиус округления лезвия зубьев фрезы p.

3. Проведенные натурные испытания позволили установить, что при значении коэффициента режущей способности Кр = h/p < 0,25.0,28 резание отсутствует, происходит царапание (выглаживание) обрабатываемого материала, при увеличении Кр до 0,5 наблюдается нестабильное формирование стружки, а при дальнейшем увеличении Кр происходит стабилизация процесса резания, что можно объяснить формированием на лезвии режущего инструмента застойной зоны, изменяющей фактические передний угол и расположение точки разделения.

Стабильное формирование стружки достигается при толщине срезаемого слоя соизмеримой с условным вписанным радиусом округления лезвия, то есть h = p и дальнейшем увеличении коэффициента режущей способности до Кр = h/p = 2.

4. Исходя из расчетов и проведенных натурных испытаний для надежного обеспечения точности формы углубления под ключ в пределах А = 40.48 мкм (IT10) и шероховатости обработанной поверхности Ra = 0,80-1,60 мкм рекомендуется применение твердосплавных фрез с условным вписанным радиусом округления лезвия порядка p = 7,0-8,0 мкм при режимах резания: скорость резания V = 28.56 м/мин; подача на зуб Sz = 12.20 мкм/зуб; глубина резания менее t = 0,1 мм.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Развиты представления о фрезерной обработке титановых сплавов учитывающие условный вписанный радиус округления лезвия фрез, который определяет минимально возможную толщину срезаемого слоя. Проведенные расчеты, моделирование и экспериментальные исследования при обработке титанового сплава ВТ1-00 позволили установить, что при значении коэффициента режущей способности Кр = h/p < 0,25.0,28 отсутствует резание, происходит царапание (выглаживание) обрабатываемого материала; при увеличении Кр до 0,5 наблюдается нестабильное формирование стружки, а при дальнейшем увеличении Кр происходит стабилизация процесса резания. Стабильное формирование стружки достигается при толщине срезаемого слоя соизмеримой с условным вписанным радиусом округления лезвия, то есть h = p и дальнейшем увеличении коэффициента режущей способности до Кр = 2.

2. Разработана конструкция фрезы для мелкоразмерной финишной обработки с профилем режущей части в виде ромба, имеющей передний угол у = -30°, угол подъема винтовой канавки ю = 30°, задний углом а = 30°, величиной подточки на торце режущей части h = 0,2. 0,5 мм и конусом режущей части ф = 6°, обеспечивающим выполнение угла самоторможения в профиле винта.

3. На основе моделирования напряженно-деформированного состояния и перемещения профилей углубления под ключ головки винта разработан новый профиль (скругленный треугольник) на основе треугольника Рело, обеспечивающий значения напряжений (а = 202,1 МПа) и перемещений материала (emax = 1,069 мкм), что является наименьшим в сравнении со значениями существующих профилей углубления под ключ головки винта.

4. Установлено, что для надежного обеспечения точности профиля углублений под ключ головки винта А = 40.48 мкм (IT10) и шероховатости обработанной поверхности Ra = 0,80-1,60 мкм рекомендуется применение твердосплавных фрез с условным вписанным радиусом округления лезвия зубьев

порядка р = 7,0-8,0 мкм при режимах резания: скорость резания V = 28.56 м/мин; подача на зуб Б2 = 12.20 мкм/зуб; глубина резания менее ? = 0,1 мм.

5. По результатам экспериментальных исследований и опыта эксплуатации разработанной конструкции фрезы для обработки титанового сплава 571-00 получены эмпирические зависимости, из которых видно, что наибольшее влияние на шероховатость обработанной поверхности Яа оказывает скорость резания, а на точность формы А профиля углубления под ключ головки винта - условный вписанный радиус округления лезвия зубьев фрезы р.

Список сокращений и терминов

Яа - шероховатость, среднеарифметическое отклонение профиля, мкм;

1Т - квалитет точности;

V - скорость резания, м/мин;

? - глубина резания, мкм;

Sz - подача на зуб, мкм;

И - толщина срезаемого слоя, мкм;

р - условный вписанный радиус округления лезвия, мкм; Кр - коэффициент режущей способности инструмента; в1 - угол сдвига обрабатываемого материала, град; у - передний угол заострения зуба фрезы, град; ю - угол подъема винтовой канавки фрезы, град; а - задний угол заострения зуба фрезы, град; СОЖ - смазочно-охлаждающая жидкость.

Финишное фрезерование - операция механической обработки, при которой инструмент выполняет главное вращательное движение, а заготовка выполняет соответствующее движение подачи с припуском на обработку менее 0,1 мм. Ось главного вращения сохраняет свое положение независимо от движения подачи.

Резание на микроуровне - обработка (фрезерование) при которой толщина срезаемого слоя соизмерима с условным вписанным радиусом округления лезвия зубьев фрезы.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Afazov, S. M. Modelling and simulation of micro-milling cutting forces / S. M. Afazov, S. M. Ratchev, J. Segal // Journal of Materials Processing Technology. -2010. - Vol. 210, no. 15. - P. 2154-2162.

2. AO/ASIF selftapping screws (STS) / F. Baumgart, J. Cordey, K. Morikawa [et al.] // Injury. - 1993. - Vol. 24, no. 1. - P. 1-17.

3. Aramcharoen, A. Size effect and tool geometry in micromilling of tool steel / A. Aramcharoen, P. Mativenga. - DOI: 10.1016/j.precisioneng.2008.11.002 // Precision Engineering. - 2009. - Vol. 33, no. 4. - P. 402-407.

4. Aslantas, K. Optimization of process parameters for micro milling of TI-6AL-4V alloy using taguchi-based gray relational analysis / K. Aslantas, E. Ekici, A. Cicek. - DOI: 10.1016/j.measurement.2018.06.066 // Measurement. - 2018. - Vol. 128. - P. 419-427.

5. Bao, W. Modeling micro-end-milling operations. Part I: analytical cutting force model / W. Bao, I. N. Tansel. - DOI: 10.1016/S0890-6955(00)00054-7 // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - Vol. 40, no. 15. - P. 21552173.

6. Bao, W. Modeling micro-end-milling operations. Part II: tool run-out / W. Bao, I. N. Tansel. - DOI: 10.1016/S0890-6955(00)00055-914 // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - 2000. - Vol. 40, no. 15. - P. 2175-2192.

7. Bao, W. Modeling micro-end-milling operations. Part III: influence of tool wear / W. Bao, I. N. Tansel. - DOI: 10.1016/S0890-6955(00)00056-0 // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - 2000. - Vol. 40, no. 15. - P. 2193-2211.

8. Bissacco, G. Modelling the cutting edge radius size effect for force prediction in micro milling / G. Bissacco, H. N. Hansen, J. Slunsky // CIRP Annals -Manufacturing Technology. - 2008. - Vol. 57. - P. 113-116.

9. Chae, J. Investigation of micro-cutting operations / J. Chae, S. S. Park, T. Freiheit // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - 2006. - Vol. 46. -P. 313-332.

10. Characterization and modeling of burr formation in micro-end milling / R. Lekkala, V. Bajpai, R. K. Singh, S. S. Joshi // Precision Engineering. - 2011. - Vol. 35, no. 4. - P. 625-637.

11. Cutting forces in micro-end-milling processes / X. Zhang, K. F. Ehmann, T. Yu, W. Wang. - DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2016.04.012 // International Journal of Machine Tools and Manufacture. - 2016. - Vol. 107. - P. 21-40.

12. Cutting performance of nano-crystalline diamond (NCD) coating in micro-milling of TI6AL4V alloy / K. Aslantas, H. E. Hopa, M. Percin [et al.]. - Doi: 10.1016/j.precisioneng.2016.01.00910 // Precision Engineering. - 2016. - Vol. 45. - P. 55-66.

13. Ducobu, F. Chip formation and minimum chip thickness in micro-milling / F. Ducobu, E. Filippi, E. Riviere-Lorphevre // Proc. of the 12th CIRP Conference on Modeling of Machining Operations. - Donostia-San Sebastián, Spain, 2009. - Vol. 1.

- P. 339-346.

14. Effects of micro-milling conditions on the cutting forces and process stability / S. M. Afazov, D. Zdebski, S. M. Ratchev [et al.]. - DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2012.12.001 // Journal of Materials Processing Technology. - Vol. 213, no. 5. - P. 671-684.

15. ENG_CrazyDrill-Mill Hexalobe_Mikron Tool_0.pdf.

16. Evalation of the Acceptance of Glass in Bone / O. H. Anderson, G. Lui, K. Kangasniemi, J. Juhaoja // Journal of Materials Science: Materials in Medicine. - 1992.

- Vol. 3. - P. 145-150.

17. Experimental study of cutting force, microhardness, surfaceroughness, and burr size on micromilling of Ti6Al4V in minimum quantity lubrication / H. Hassanpour, M. H. Sadeghi, H. Rezaei, A. Rasti. - D0I:10.1080/10426914.2015.1117629 // Materials and Manufacturing Processes. - 2016. - Vol. 31, no. 13. - P. 1654-1662.

18. Hard-alloy metal-cutting tool for the finishing of hard materials / D. S. Rechenko, A. Y. Popov, D. Y. Belan, A. A. Kuznetsov. - DOI: 10.3103/S1068798X17020162 // Russian Engineering Research. - 2017. - Vol. 37, no. 2. - P. 148-149.

19. High-quality tools in the machining of commutators / D. S. Rechenko, D. Y. Belan, V. V. Dyundin, Y. V. Titov. - DOI: 10.3103/S1068798X16110058 // Russian Engineering Research. - 2016. - Vol. 36, no. 11. - P. 948-950.

20. Hochleistungs-Fräswerkzeuge für TORX®-Schrauben.pdf.

21. Investigation of the dynamics of micro-endmilling. Part I : Model development / M. B. Jun, X. Liu, R. E. DeVor, S. G. Kapoor. - DOI: 10.1115/1.2193546 // Journal of Manufacturing Science and Engineering. - 2006. - Vol. 128, no. 4. - P. 893900.

22. Jin, X. Prediction of micro-milling forces with finite element method / X. Jin, Y. Altintas. - DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2011.05.020 // Journal of Materials Processing Technology. - 2012. - Vol. 212, no. 3. - P. 542-552.

23. Jin, X. Slip-line field model of micro-cutting process with round tool edge effect / X. Jin, Y. Altintas. - DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2010.10.006 // Journal of Materials Processing Technology. - 2011. - Vol. 211, no. 3. - P. 339-355.

24. Jon K. Behring, MSc; Nils R. Gjerdet, DDS, PhD; and Anders M0lster, MD, PhD Slippage Between Screwdriver and Bone Screw CLINICAL ORTHOPAEDICS AND RELATED RESEARCH Number 404, pp. 368-372 © 2002 Lippincott Williams & Wilkins, Inc.

25. Kim, C. J. A static model of chip formation in microscale milling / C. J. Kim, J. R. Mayor, J. Ni // Journal of Manufacturing Science and Engineering. - 2004. - Vol. 126. - P. 710-718.

26. Kizhakken, V. Modeling of burr thickness in micro-end milling of Ti6Al4V / V. Kizhakken, J. Mathew // Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. Part B: Journal of Engineering Manufacture. - 2019. - Vol. 233, no. 4. -P. 1087-1102.

27. Kuram, E. Optimization of machining parameters during micro-milling of TI6Al4V titanium alloy and Inconel 718 materials using taguchi method / E. Kuram, B. Ozceli. - DOI: 10.1177/0954405415572662 // Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. Part B: Journal of Engineering Manufacture. - 2015. - Vol. 231, no. 2. - P. 228-242.

28. Lee, H. A mechanistic model of cutting forces in micro-end-milling with cutting-condition-independent cutting force coefficients / H. Lee, D. Cho, K. Ehmann. -DOI: 10.1115/1.2917300 // Journal of Manufacturing Science and Engineering. - 2008.

- Vol. 130, no. 3. - P. 311021-311029.

29. Liu, X. An analytical model for the prediction of minimum chip thickness in micromachining / X. Liu, R. E. DeVor, S. G. Kapoor // Journal of Manufacturing Science and Engineering. - 2006. - Vol. 128. - P. 474-481.

30. Long, Y. Force Modeling under Dead Metal Zone Effect in Orthogonal Cutting with Chamfered Tools / Y. Long, Y. Huang // Transactions of the North American Manufacturing Research Institute of SME. - 2005. - Vol. 33. - P. 573-580.