Технологичность деталей, обрабатываемых на станках с ЧПУ

Общее понятие технологичности необходимо разделять на:

• производственную;
• эксплуатационную;
• ремонтную;
• технологичность утилизации при необходимости.

Производственная технологичность должна оцениваться по всем видам производственных процессов, задействованных для изготовления данной детали, агрегата, изделия.

Эксплуатационная технологичность детали должна обеспечивать необходимый срок службы с минимальным количеством регламентных работ и затрат времени на их реализацию.

Ремонтная технологичность должна обеспечивать возможность замены детали (агрегата) с минимальными затратами времени на демонтаж и установку новой детали (агрегата).

Технологичность утилизации должна обеспечить минимальные затраты времени на демонтаж и отсутствие загрязнения окружающей среды.

В общем случае технологичность может быть определена по формуле

(1)

где K_i — общий коэффициент технологичности; K_зi — результирующий коэффициент технологичности по заготовительно-штамповочному производству; K_мi — результирующий коэффициент технологичности по механосборочному производству; K_сбi — результирующий коэффициент технологичности по агрегатно-сборочному производству; K_испi — результирующий коэффициент технологичности по монтажно-испытательному комплексу; K_ремi — результирующий коэффициент ремонтной технологичности; K_утi — результирующий коэффициент технологичности утилизации.

В любом случае значение K должно → 1.

Определение коэффициентов технологичности за весь срок службы изделий, агрегатов, деталей не является задачей данной работы, с учетом этого рассмотрим только влияние факторов управляемых технологом механосборочного производства (МСП) на технологичность конструктивных элементов деталей.

Определенный интерес представляет определение технологичности формообразования отверстий на станках с ЧПУ. На станках могут быть реализованы следующие схемы обработки отверстий:

• спиральными сверлами;
• спиральными трехкромочными сверлами;
• сборными сверлами, оснащенными МНП;
• сверлами для глубокого сверления;
• концевыми фрезами.

Схемы обработки отверстий спиральными двухкромочными сверлами приведены на рисунках 1–4.

Рис. 1. Сверло и деталь вращаются в разные стороны

Рис. 2. Сверло и деталь вращаются в одном направлении с разными угловыми скоростями

Рис. 3. Деталь вращается, сверло неподвижно 

Рис. 4. Деталь неподвижна, сверло вращается

Типовая схема обработки отверстий 12–14 квалитетов точности на токарных автоматах имеет пониженную технологичность из-за необходимости применения леворежущих сверл, 12-й квалитет обеспечивают сверла класса точности А1, 14-й — инструмент нормальной точности. По данной схеме обеспечивается наиболее высокая точность формы оси отверстия, т. е. увод сверла при обработке минимален. Скорость резания определяется по сумме частот вращения рабочего и сверлильного шпинделей по следующей формуле:

(2)

Шероховатость обработанной поверхности в пределах R_z = 20–80 мкм. Бóльшие значения характерны для обработки сталей, меньшие — для алюминиевых и титановых сплавов, а также для высокопрочных нержавеющих сталей. Количество рисок на образующей цилиндра минимально. Последующая обработка осевыми инструментами (зенкерами и развертками) повышает только точность диаметральных размеров, а точность формы оси отверстия практически не исправляется. С учетом этого отверстия с относительной глубиной L/D ?’ 10 нетехнологичны.

Данная схема обработки отверстий 12–14-го квалитетов точности реализуется на токарных станках с ЧПУ с приводным инструментом. По данной схеме обеспечивается наиболее высокая точность формы оси отверстия, т. е. увод сверла так же, как и в предыдущем случае, минимален. Скорость резания определяется по разности частот вращения рабочего и сверлильного шпинделей. Причем частота вращения шпинделя приводного инструмента больше частоты вращения рабочего шпинделя по формуле

(3)

Количество рисок на образующей цилиндра минимально. С учетом этого отверстия с относительной глубиной L/D ≥ 10 нетехнологичны.

Данная схема обработки отверстий 12–14-го квалитетов точности реализуется на токарных станках с ЧПУ без приводного инструмента. По данной схеме обеспечивается больший увод сверл при обработке. Количество рисок на образующей цилиндра больше, причем они имеют значительную глубину. С учетом этого отверстия с относительной глубиной L/D ≥ 5 нетехнологичны.

Данная схема обработки отверстий 12–14-го квалитетов точности реализуется на сверлильных, фрезерных и расточных станках с ЧПУ. По данной схеме обеспечивается наибольший увод сверл при обработке. Количество рисок на образующей цилиндра больше, причем они имеют значительную глубину. С учетом этого отверстия с относительной глубиной L/D ≥ 5 нетехнологичны.

Обработка отверстий спиральными трехкромочными сверлами обеспечивает получение лучших результатов. Типовые конструкции трехкромочных сверл приведены рисунках 9, 10.

Рис. 9. Трехкромочные сверла

Рис. 10. Трехкромочные сверла с каналами для подвода СОЖ

Сверла данной конструкции предназначены для обработки отверстий от 3 мм глубиной 6–7D по 9–11-м квалитетам точности. Точность формы оси отверстия значительно выше, чем спиральных сверл, она также зависит от схем обработки. Стойкость сверл превышает стойкость типовых конструкций инструмента. Так, при обработке титанового сплава ВТ20 было обработано 1200 отверстий диаметром 8 мм, что более чем в 8–10 раз больше, чем для обычных сверл с напайными пластинками твердого сплава при повышении производительности на 30–40%.

Применение трехкромочных сверл повышает технологичность формообразования точных отверстий и даже сокращает необходимое количество инструмента при обработке по 7-му квалитету точности (трехкромочное сверло + развертка). По стандартному циклу — сверло, зенкер или растачивание, черновое развертывание, чистовое развертывание. Примечание: для закаленных сталей однократное развертывание.

Сборные сверла, оснащенные МНП, очень перспективны для применения на станках с ЧПУ при достаточной мощности привода главного движения (приводного инструмента). Конструкции сверл с МНП приведены на рисунках 11, 12.

 

Рис. 11. Типовая конструкция сверла с МНП

Сверла данных конструкций можно применять для обработки отверстий глубиной от 2,5 до 8D в сплошном материале (рис. 13). Диаметр сверл от 12,5 мм, точность обработки, как правило, ±0,2/0,1. При глубине сверления до 2,5–3D инструмент может применяться с наружным подводом СОЖ, при большей глубине — только с внутренним. Инструмент можно применять на токарных, фрезерных и расточных станках. Высокая жесткость корпусов обеспечивает прямолинейность оси отверстия. При жестких требованиях к точности формы в продольном направлении предпочтение следует отдавать инструменту с направляющей режущей частью.

Рис. 12. Конструкция сверла с МНП с направляющим перетачиваемым механически закрепляемым сверлом

 

Рис. 13. Схема сверления отверстия в сплошном материале (диаметр отверстия равен диаметру инструмента)

Сверлами с МНП без направляющей части возможна обработка отверстий в сплошном материале диаметром несколько больше диаметра инструмента. Схема обработки приведена на рисунке 14. Данную схему можно реализовать на станках токарной группы. Диаметр обработанного отверстия можно определить по формуле:

(4)

где D_max — диаметр обработанного отверстия, мм; D_св — диаметр сверла, мм; Л — эксцентриситет осей отверстия и инструмента, мм.

Дополнительно необходимо отметить, что инструмент данного типа позволяет из разряда нетехнологичных обрабатываемых поверхностей перевести в технологичные конструктивные элементы, по крайней мере, для диаметров более 12 мм. Сверла с МНП позволяют выполнять сверление отверстий на любом типе оборудования на поверхностях имеющих наклон, вогнутость, выпуклость по отношению к оси сверла и другие погрешности формы как на входе, так и выходе инструмента из отверстия (рис. 15).

Рис. 14. Схема сверления отверстия в сплошном материале (диаметр отверстия больше диаметра инструмента)

Рис. 15. Погрешности формы на входе и выходе конструктивных элементов деталей, не препятствующие сверлению

Дополнительно необходимо отметить, что сборные конструкции сверл дополнительно позволяют производить следующие виды работ.

1. Рассверливать отверстия (рис. 16). Припуск при рассверливании не зависит от соотношения диаметров обрабатываемого и предварительного отверстий.
2. Растачивать гладкие и ступенчатые отверстия (рис. 17).
3. Выполнять сверление отверстий с пересекающимися осями (рис. 18).
4. Выполнять обработку контура деталей путем высверливания полных и неполных отверстий (рис. 19).
5. Производить сверление отверстий в пакетах листовых материалов при толщинах листов не менее 2 мм (рис. 20).

Размер 2 мм определяется особенностями геометрии сверла с МНП в плане.

Для спиральных сверл минимальную толщину листа можно определить по формуле

(5)

Если данные соотношения не выполняются, то сверление листового материала необходимо производить с применением технологических подкладок из бакелитизированной фанеры или твердых пород древесины.

Допускается выполнять сверление листовых материалов фрезами с рабочим торцем. Таким инструментом можно выполнять сверление на глубину до 1,5D_фр. Минимальная толщина листа при этом не критична.

6. Производить сверление глухих отверстий (рис. 21).

Форма дна отверстия должна быть оговорена в конструкторской документации, или, по крайней мере, в технических условиях (рис. 22).

Рис. 16. Рассверливание отверстий

Рис. 17. Растачивание отверстия сверлом с МНП

Рис. 18. Сверление отверстий в деталях с пересекающимися осями

Рис. 19. Обработка контура деталей путем высверливания отверстий

Рис. 20. Сверление отверстий в пакетах листовых материалов при толщинах листов не менее 2 мм

Рис. 21. Сверление глухих отверстий

 

Рис. 22. Форма дна глухого отверстия

Рис. 23. Коническое отверстие, обработанное сверлом с МНП

7. Возможна обработка периферийной режущей кромкой после сверления конических отверстий (рис. 23).

Для формообразования конических отверстий на станках с ЧПУ применение конических разверток (зенкеров) не рекомендуется из-за их низкой производительности, так как инструмент изготовлен из быстрорежущих сталей. Кроме того, необходимо использовать два гнезда в револьверной головке (применяется комплект из двух инструментов — чернового и чистового); кроме того, на современных станках, как правило, применяются электропривода, имеющие ограничения при малой частоте вращения шпинделя по мощности и низкой точности обработки (диаметральные размеры по Н9, погрешность формы оси отверстия уточняется незначительно, из-за копирования ранее полученной формы оси отверстия).

Следует отметить, что сверлами с МНП возможна обработка отверстий сложной конфигурации как периферийной режущей кромкой по программе, так и специальным инструментом (рис. 24).

Применение одного инструмента для формообразования отверстий различной конфигурации позволяет уменьшить количество позиций револьверной головки, а при больших объемах производства возможно применение комбинированных сверл, что обеспечит повышение производительности. Конструкции комбинированных сверл приведены на рисунке 25.

Рис. 24. Форма отверстий, обработка которых возможна периферийной режущей кромкой

 

Рис. 25. Комбинированные сверла с МНП

Значительный интерес с точки зрения оценки технологичности представляет применение специального инструмента для глубокого сверления на оборудовании с ЧПУ. Наиболее просто вопрос решается для станков фрезерной или токарно-фрезерной групп. Если длина инструментальных наладок для глубокого сверления мешает обработке каких-либо поверхностей, то наладки устанавливаются вручную во время запрограммированной технологической паузы для выполнения только данного перехода, после обработки они снимаются. Конструкция ружейного сверла приведена на рисунке 26.

Рис. 26. Однокромочное сверло для глубокого сверления (ружейное)

Однокромочные сверла обеспечивают возможность обработки отверстий по 6–9-м квалитетам точности глубиной до 50D_св при обеспечении шероховатости обработанной поверхности в пределах:

• R_a = 0,20–0,40 мкм для деталей из алюминиевых сплавов;
• R_a = 0,32–0,63 мкм для деталей из титановых сплавов;
• R_a = 0,40–1,25 мкм для деталей из легированных и конструкционных сталей;
• R_a = 0,32–0,63 мкм для деталей из высокопрочных нержавеющих сталей.

Данные показатели обеспечиваются, если деталь обрабатывается после окончательной термической обработки.

Для обработки станок должен обеспечивать подачу СОЖ под давлением в зависимости от обрабатываемого диаметра до 8 МПа. Подвод СОЖ к невращающимся инструментам несложен, а к вращающимся требует применения патронов (адаптеров). Адаптер для подвода СОЖ для станков фрезерно-сверлильно-расточной группы и фрезерного шпинделя токарно-фрезерных обрабатывающих центров приведен на рисунке 27.

Рис. 27. Адаптор для подвода СОЖ к инструменту с конусом NC

Ряд станков имеет возможность подачи СОЖ через шпиндель.

Если на станках для глубокого сверления и модернизированных токарных ввод инструмента с ассиметричными режущими кромками в работу выполняется по кондукторным втулкам, то на программном оборудовании их применение не допустимо. С учетом этого для захода инструмента в работу применяют предварительно обработанные пилотные (направляющие) отверстия (рис. 28).

Направляющее отверстие 1 должно соответствовать диаметру инструмента, допускаемое отклонение +0,005 мм. Глубина отверстия L равна 0,5 длины для станков фрезерно-сверлильнорасточной группы

Рис. 28. Направление инструмента пилотным отверстием

направляющих элементов сверла. Если эти показатели не будут выдержаны, то в пределах длины L возможно снижение качества обработанной поверхности и точности диаметральных размеров, а также возрастание увода инструмента. При соблюдении приведенных условий увод не превышает 0,01/100 длины. Обработка глубоких отверстий на станках токарной группы (по схеме невращающегося инструмента) не представляет сложностей. Сразу же после подвода инструмента выполняется на рабочих режимах.

На многоцелевых станках, в том числе и токарно-фрезерных при установке инструмента во фрезерный шпиндель имеют место следующие особенности из-за неуравновешенности вращающегося инструмента.

С учетом этого обработку необходимо выполнять по следующей последовательности:

• подвод инструмента и его заход в пилотное отверстие на половину длины направляющих элементов на низкой частоте вращения;
• увеличение частоты вращения шпинделя до рабочего числа оборотов и сверление на заданную глубину;
• вывод инструмента из отверстия при вращении последнего;
• когда для вывода инструмента останется половина длины направляющей части свело, то необходимо частоту вращения снизить до минимальной.

Для реализации данного цикла обработки необходимо применение оборудования с возможностью плавного изменения частоты вращения шпинделя по программе. Наиболее просто это реализуется на станках с электрошпинделями.

Если деталь подвергается термической обработке после формообразования глубоких отверстий, то, естественно, за счет структурных изменений в

материале диаметральная и объемная точность снижается, с учетом этого возникает необходимость дополнительной финишной обработки. Для этого наиболее целесообразно применять однокромочные развертки. Рабочая часть однокромочной развертки приведена на рисунке 29.

Рис. 29. Развертка одностороннего резания

Однокромочные развертки обеспечивают возможность получения отверстий 6–9 квалитетов точности и шероховатоcти обработанной поверхности R_a = 0,10–0,63 мкм при глубине отверстий до 50D. Основной сложностью применения однокромочных разверток является отсутствие рекомендаций по назначению режимов обработки для основных групп труднообрабатываемых материалов. При низких значениях подач вследствие недостаточного удельного давления на выглаживающие колодки не обеспечивается низкая высота микронеровностей. Для глухих отверстий в конструкторской документации должна быть оговорена форма дна отверстия. Если на многоцелевых станках планируется выполнение переходов глубокого сверления и развертывания, то оборудование должно быть оснащено насосными станциями для подвода масляных СОЖ и системами автоматического пожаротушения.

Для обработки отверстий могут быть применены следующие типы фрез:

• концевые фрезы, в том числе и с МНП;
• концевые фрезы специальные со сферической или эллиптической периферийной рабочей частью;
• торцовые фрезы хвостовые с цилиндрическими неперетачиваемыми пластинками;
• торцовые фрезы насадные с цилиндрическими неперетачиваемыми пластинками;
• торцовые фрезы насадные с призматическими неперетачиваемыми пластинками;
• для обработки отверстий больших диаметров могут быть применены дисковые фрезы с призматическими или цилиндрическими пластинками;
• для обработки пазов грибковые или дисковые фрезы.

Типовая схема обработки отверстий методом фрезерования врезания по спирали приведены на рисунке 30.

Ее недостатком является относительно низкая производительность обработки из-за необходимости перемещения фрез относительно оси Z.

Схемы обработки фрезами с призматическими и цилиндрическими пластинками приведены на рисунках 31, 32.

Рис. 30. Схема формообразования отверстия врезанием по спирали

Рис. 31. Формообразование отверстия фрезой с цилиндрическими с призматическими пластинками с врезанием по спирали

Рис. 32. Формообразование отверстия фрезой пластинками с врезанием по спирали

Применение фрез с углом в плане 90° приведет к искажению формы образующей отверстия. Погрешность формы зависит от величины угла наклона режущей кромки и ее длины. Значение погрешности формы может быть определено по следующей формуле:

(6)

где Л — погрешность формы поверхности, обработанной цилиндрической частью концевой фрезы, мм; D_фр — диаметр фрезы, мм; L_пл — длина рабочей грани пластины, мм; R_пл — радиус сопряжения рабочих граней пластин, мм; л — угол наклона режущей кромки пластины, град.

Применение фрез с цилиндрическими пластинками также приводит к искажению формы образующей отверстия. Погрешность формы зависит от величины угла наклона режущей кромки, диаметра пластин и значения скорости осевой подачи. Значение погрешности формы может быть определено по следующей формуле:

(7)

где Л — погрешность формы поверхности, обработанной цилиндрической частью концевой фрезы, мм; R_пл — диаметр пластины, мм; л — угол наклона

режущей кромки пластины, град; z — число зубьев фрезы, мм.

Дополнительно необходимо учесть то, что на погрешность формы дополнительно влияет биение зубьев фрезы. С точки зрения производительности наиболее эффективна схема обработки, приведенная на рисунке 33. В данном случае образующая обрабатывается по всей высоте, но упругие деформации фрезы приводят к образованию конусности, что снижает точность. Упругие деформации имеют меньшее значение для праворежущих фрез с левой спиралью.

Рис. 33. Формообразование отверстия фрезой с напайными пластинками твердого сплава или монолитной конструкции

Схема обработки допустима, если величина конусности создаваемой фрезой не превышает 1/3 допуска на обрабатываемый диаметр. С точки зрения точности формы отверстий в диаметральном и продольном направлениях наибольший интерес представляет схема обработки, приведенная на рисунке 34.

Рис. 34. Формообразование отверстия фрезой со сферическими режущими кромками

Большой радиус режущих кромок, их минимальное биение не более 0,01 мм для современного оборудования с электрошпинделями (см. DIN 844K) обеспечивает наряду с высокой производительностью высокую точность отверстий в продольном направлении. Достижимая точность обработки может быть определена по следующей формуле:

(8)

где Л_а — поле допуска обрабатываемого отверстия, мм; Л_x — позиционная точность станка по координате x, мм; Л_y — позиционная точность станка по координате y, мм.

Если обработка выполняется в других плоскостях, то расчет выполняется с учетом позиционной точности в плоскости расположения отверстия.

Для исключения образования ступеньки в месте входа фрезы в работу врезание необходимо выполнять в соответствии с рисунком 35.

Рис. 35. Схема врезания фрезы для исключения ступеньки

Значительный интерес для станков с ЧПУ представляет обработка точных отверстий развертками. Это связано с тем, что применение расточных оправок вряд ли может быть признано целесообразным из-за больших затрат времени на настройку. Дополнительно необходимо учитывать изменение твердости заготовок даже в пределах одной партии, что приводит к необходимости корректировки настроечного размера. Кроме того, навыки настройки расточных оправок с микрометрической подачей имеют только расточники, операторы станков с ЧПУ затрачивают значительное время на настройку и существует минимальная глубина резания, при которой возможен процесс резания. Если будет необходимо в процессе работы удалить слой металла меньшей величины, то необходимый размер не будет получен, а качество обработанной поверхности будет необратимо испорчено. Все это приводит к тому, что на практике часто отказываются от растачивания точных отверстий на многоцелевых станках. С учетом вышеизложенного возникает интерес к применению мерного инструмента. Рассмотрим основные типы разверток, применяемых на станках с ЧПУ:

• развертки с прямым зубом;
• развертки праворежущие с левой спиралью зуба (угол подъема винтовой линии, как правило, 6 или 12°);
• праворежущие развертки с левой спиралью 60° и более;
• развертки с механическим креплением пластин твердого сплава или сверхтвердых материалов (данные развертки оснащаются механизмами микрорегулировки положения режущих пластин).

Монолитные конструкции инструмента изготавливаются из качественных быстрорежущих сталей или особомелкозернистых марок твердых сплавов. На станках токарной и токарно-фрезерной группы, если инструмент не имеет вращательного движения (т. е. не установлен в приводном блоке или фрезерном шпинделе), он обязательно должен быть установлен в плавающем патроне.

Во фрезерных шпинделях развертки целесообразно закреплять только в термопатронах или патронах типа Tribos без переходных цанг.

Для станков с ЧПУ наиболее эффективны крутоспиральные развертки и развертки одностороннего резания (типа Mapal). Их применение позволяет получать отверстия до 6-го квалитета точности и шероховатость обработанной поверхности не хуже R_a = 0,20–0,63 мкм. Кроме того, в этом случае необходима только одна развертка, снимаемый припуск при этом равен 0,2–0,5 мм в зависимости от обрабатываемого материала. Для типовых конструкций пределом является 7-й квалитет точности и шероховатость R_a = 1,25 мкм. Для материалов с твердостью менее HRC 45 для 7–8-х квалитетов точности

необходимо применять две развертки: черновую и чистовую, при большей твердости обработку необходимо выполнять одной разверткой и припуск при этом должен быть в пределах 0,15– 0,3 мм в зависимости от диаметра.

С учетом вышеприведенного материала можно синтезировать обработку практически любого отверстия на многоцелевых станках, обеспечив при этом высокую их технологичность.

Рис. 36. Отверстия технологичны только для сборных сверл с МНП и концевых фрез с осевым врезанием

Так, например отверстия, приведенные на рисунке 36, будут технологичны:

• более 12 мм при допуске на диаметральные размеры ±0,2 мм и шероховатости R_a = 2,5 мкм при их формообразовании сверлом с МНП на глубину до 3–8D_св; глубина сверления зависит от конструкции инструмента;
• при диаметре более 3 мм при допуске ±0,1 мм и шероховатости R_a до 1,25 мкм при сверлении фрезой с осевым врезанием при высоте образующей до 1,5D;
• при формообразовании отверстий концевыми фрезами по любой схеме. Для спиральных сверл, зенкеров и разверток приведенные конструктивные элементы нетехнологичны.

Для данных инструментов технологичными будут конструктивные элементы деталей, приведенные на рисунке 37. Естественно, что и для обработки данных конструктивных элементов деталей может быть применен инструмент, указанный выше.

Представляет интерес анализ технологичности формообразования отверстий, приведенных на рисунке 38.

Рис. 37. Отверстия технологичные для обработки сверлами, зенкерами и развертками

Рис. 38. Схемы расположения отверстий для анализа технологичности

Расположение отверстий в соответствии с рисунком 38а отвечает требованиям технологичности обработки на пятикоординатных станках с наклонно-поворотным столом или трехкоординатных с накладным поворотным столом. Для пятикоординатного станка с двухповоротной фрезерной головкой данное исполнение нетехнологично. Если станок имеет дополнительную программно-управляемую ось, а именно выдвижение пиноли шпинделя, то рассматриваемое конструктивное исполнение будет технологичным. Для типовых компоновок станков с универсальной фрезерной головкой исполнения в соответствии с рисунком 38б технологичным можно признать, если площадка на выходе инструмента будет получена в заготовке. Если площадка на выходе инструмента отсутствует, то стойкость сверл будет низкой и будут часты поломки инструмента при выходе их работы. Дополнительно необходимо учесть, что площадку в дальнейшем придется выполнять цековкой с передним направлением ручным механизированным инструментом (РМИ) с ограничением осевого перемещения специальной насадкой или на станках сверлильной группы с использованием специальных приспособлений. При диаметре более 12 мм технологичность может быть обеспечена применением сборных сверл с МНП, или для небольших высот образующих концевых фрез с осевым врезанием (D_фр ≥ 3 мм, L ≤ 1,5D_фр).

Технологические показатели, достигаемые при обработке отверстий для различных сочетаниях инструмента, приведены в таблице 1.

Таблица 1. Технологические показатели, достигаемые при обработке отверстий для различных сочетаниях инструмента для различных обрабатываемых материалов

№ п/п	Применяемый инструмент или их сочетание	Обрабатываемые материалы	Экономический квалитет точности	Шероховатость обработанной поверхности	Глубина обработки L/D до
1	Сверло нормальной точности	Легированные стали	Н14	Rzmаx = 80 мкм	10
		Титановые сплавы		Rzmаx = 20 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС		Rzmаx = 20 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rzmаx = 20 мкм
2	Сверло класса точности А1	Легированные стали	Н12	Rzmаx = 40 мкм	10
		Титановые сплавы		Rzmаx = 20 мкм
2	Сверло класса точности А1	Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС	Н12	Rzmах = 20 мкм	10
		Алюминиевые сплавы*		Rzmах = 20 мкм
3	Трехкромочные сверла	Легированные стали	Н9-Н11	Rа = 2,5 мкм	7-8
		Титановые сплавы		Rа = 1,25 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС		Rа = 1,6 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 1,25 мкм
4	Сборные сверла с МНП	Легированные стали	±0,2/0,1	Rа = 2,5 мкм	3-8
		Титановые сплавы		Rа = 1,6 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС		Rа = 1,6 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 1,25 мкм
5	Фрезы с осевым врезанием	Легированные стали	±0,1	Rа = 2,5 мкм	1,5
		Титановые сплавы		Rа = 1,6 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС		Rа = 1,6 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 1,25 мкм
6	Фрезерование с врезанием по спирали	Легированные стали	Лa = = 3,3 Л2 + Л2 x y	Rа = = 1,25-2,5 мкм	5
		Титановые сплавы		Rа = = 0,8-1,25 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС		Rа = = 1,25-1,6 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = = 0,8-1,25 мкм
7	Сверление, зенкерование, двукратное развертывание	Легированные стали	Н7-Н9	Rа = 1,25 мкм	10
		Титановые сплавы		Rа = 1,25 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали		Rа = 1,25 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 1,25 мкм
8	Глубокое сверление	Легированные стали	Н6-Н9	Rа = 0,63 мкм	50
		Титановые сплавы		Rа = 0,40 мкм
8	Глубокое сверление	Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе	Н6-Н9	Rа = 0,40 мкм	50
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,20 мкм
9	Сверление + крутоспиральная развертка	Легированные стали	Н6-Н9	Rа = 0,63 мкм	10
		Титановые сплавы		Rа = 0,40 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 0,40 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,20 мкм
10	Сверление трехкромочным сверлом + крутоспиральная развертка	Легированные стали	Н6-Н8	Rа = 0,63 мкм	7-8
		Титановые сплавы		Rа = 0,40 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 0,40 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,20 мкм
11	Развертывание однокромочной разверткой после термической обработки	Легированные стали	Н6-Н9	Rа = 1,6 мкм	До 50
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 1,25 мкм
12	Зенкерование + развертывание после термической обработки	Легированные стали	Н7-Н9	Rа = 1,6 мкм	До 10
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 1,25 мкм
13	Фрезерование с врезанием по спирали + развертывание	Легированные стали	Н7-Н9	Rа = 1,25 мкм	5
		Титановые сплавы		Rа = 0,8 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 1,25 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,63 мкм
14	Фрезерование с врезанием по спирали +  крутоспиральная развертка	Легированные стали	Н6-Н9	Rа = 0,63 мкм	5
		Титановые сплавы		Rа = 0,40 мкм
		Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНе		Rа = 0,40 мкм
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,20 мкм
15	Сверло с МНП + растачивание периферийной режущей кромкой	Легированные стали	±0,05 без измерительной системы и Н6 с измерительной системой	Rа = 1,25 мкм	3-8
		Титановые сплавы		Rа = 0,8 мкм
15	Сверло с МНП + растачивание периферийной режущей кромкой	Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС	±0,05 без измерительной системы и Н6 с измерительной системой	Rа = 1,25 мкм	3-S
		Алюминиевые сплавы*		Rа = 0,S мкм

Примечакия. Показатели приведены для современных станков с ЧПУ с мотор-шпинделями, при закреплении инструмента в термопатронах или патронах типа Tribos. * — алюминиевые сплавы, упрочняемые термообработкой.

При формообразовании отверстий методом врезания по спирали фрезами с радиусными (торойдными) режущими кромками при использовании станочной измерительной системы предельные отклонения зависят от позиционной точности оборудования. Значения отклонений в зависимости от позиционной точности приведены в таблице 2.

Таблица 2. Зависимость поля допуска фрезеруемого отверстия от позиционной точности оборудования

Позиционная точность по координатам, мкм		Поле допуска обрабатываемого отверстия, мкм
х	у
5	5	23,3
10	10	46,7
15	15	70
20	20	93,3
25	25	116,7

В зависимости от номинального размера отверстия формообразование окончательно может быть выполнено фрезой с радиусными или эллиптическими режущими кромками. Значения диаметров отверстий и достигаемых квалитетов точности в зависимости от позиционной точности станка приведено в таблице 3.

Таблица 3. Достигаемый квалитет точности в зависимости от позиционной точности станка при фрезеровании отверстий

Позиционная точность, мкм	Достигаемый квалитет точности для диаметров, мм
	6	7	8	9	10	11
5	Св. 120	18-120	6-18	3-6
10		Св. 180	50-180	18-50	3-18
15			Св. 180	80-180	10-80	3-10
20				Св. 180	30-180	6-30
25					Св. 50	10-50

Примечания. Поля допусков обеспечиваются при использовании станочной измерительной системы, а именно лазерного датчика нулевого отсчета. Контактный датчик измеряет фактический диаметр фрезы с более низкой точностью. Применение стандартных концевых фрез снижает точность обработки из-за упругих деформаций последних, приводящих к конусности отверстий.

Несколько сложнее выполнять оценку технологичности для поверхностей, формируемых фрезерованием. В общем случае глубина обрабатываемых карманов не должна превышать 2,5D_фр (рис. 39).

Рис. 39. Предельная глубина карманов для типовых схем обработки

Если необходимо обработать карман большей глубины, то рекомендуется выполнять обработку по методу деления ширины фрезерования. Применение фрез с длиной рабочей части, равной глубине кармана Н + 15 – 20, не рекомендуется, так как в работе из-за упругих деформаций как самой фрезы, так и обрабатываемого ребра в работе будет принимать участие вся рабочая часть фрезы, это приведет к снижению точности обработки и потери виброустойчивости. Для исключения этого целесообразно выполнять обработку карманов большой глубины и с тонкими ребрами специальными фрезами, длина рабочей части которых равна Н/2 + 10 – 25, а хвостовик на участке между его рабочей частью и режущей частью фрезы занижен на 0,5 мм (рис. 40, 41).

Рис. 40. Фрезерование глубоких карманов по методу деления ширины фрезерования, первый проход: Н — высота обрабатываемой стенки, мм; l — длина рабочей части фрезы, мм; D — диаметр фрезы, мм; L — вылет фрезы из оправки, мм; с — толщина обрабатываемой стенки, мм.

Рис. 41. Фрезерование глубоких карманов по методу деления ширины фрезерования, второй проход: Н — высота обрабатываемой стенки, мм; l — длина рабочей части фрезы, мм; D — диаметр фрезы, мм; D1 — диаметр шейки фрезы, мм; L — вылет фрезы из оправки, мм; с — толщина обрабатываемой стенки, мм.

Для исключения образования ориентированной риски в одном направлении (см. участок 1) эквидистанты движения фрезы первого и второго проходов должны быть смещены относительно друг друга.

При первом проходе используется минусовая часть допуска, при втором — плюсовая. Если перепад толщины ребер не превышает 0,3 мм и сопряжение выполнено по радиусу не менее 3 мм, то это соответствует требованиям обработки деталей из высокопрочных алюминиевых сплавов типа В93, В95 и 1933. С учетом того, что осевой момент инерции рабочей части фрез значительно меньше, чем у заниженной части хвостовика, снижаются упругие деформации фрез с короткой режущей частью.

Последовательность удаления припуска с ребра при фрезеровании по методу деления ширины фрезерования приведена на рисунке 42.

Рис. 42. Последовательность обработки ребра по методу деления ширины фрезерования с двух сторон

Для обработки открытых контуров целесообразно применять праворежущие фрезы с левой спиралью. Повышение точности обработки контуров обеспечивается при прочих равных условиях изменением направления осевой составляющей силы фрезерования (рис. 43).

Рис. 43. Схема для расчета упругих деформаций концевой фрезы с учетом изгибающего момента при встречном фрезеровании праворежущей фрезой с левым направлением углов подъема винтовых линий зубьев

Упругие деформации фрез с разной длиной рабочей части для обработки стенки одинаковой высоты по методу деления ширины фрезерования и классической схеме приведены на рисунке 44.

Рис. 44. Зависимость упругих деформаций фрез при фрезеровании с делением удаляемого припуска по ширине фрезерования: D_фр = 25 мм; L = 100 мм; Р = 2000 Н; со = 40°;  1, 2, 3 — фрезы из быстрорежущей стали 1–60 мм; 4, 5, 6 — фрезы из быстрорежущей стали 1–35 мм; 1, 4 — без учета изгибающего момента; 2, 3, 5, 6 — с учетом момента; 1, 5 — направление вращения фрезы совпадает с направлением угла подъема винтовой линии зуба; 3, 6 — направление вращения фрезы противоположно направлению угла подъема винтовой линии зуба.

Применение праворежущих фрез с левой спиралью зуба при сохранении точности обработки позволяет увеличить высоту обрабатываемых стенок при работе по методу деления ширины фрезерования до 3,6D_фр при обработке за один проход для фрез с длиной режущей частью, превышающей высоту стенки, и до 4–4,3D_фр для фрез с короткой режущей частью.

Для монолитных конструкций концевых фрез из твердого сплава упругие деформации будут значительно меньше. В общем виде упругие деформации монолитных конструкций фрез с учетом изгибающего момента от осевой составляющей силы фрезерования и направления угла подъема винтовой линии зуба могут быть определены по формулам, приведенным в главе 3. Из анализа зависимостей упругих деформаций концевых фрез различных конструкций следует, что применение монолитных концевых фрез из твердого сплава позволяет:

• повысить технологическую надежность инструмента вследствие исключения замка и паяного соединения рабочей и хвостовой частей;
• снизить упругие деформации концевых фрез, т. е. повысить точность обработки на станках с ЧПУ;
• при необходимости увеличить допускаемый вылет инструмента из оправки, например при фрезеровании по методу деления ширины фрезерования или при необходимости обработки с большим вылетом инструмента.

Упругие деформации различных конструкций фрез приведены на рисунке 45. Особый интерес с точки зрения анализа технологичности представляет фрезерование малкованных поверхностей. Для предприятий определенный интерес представляет обработка закрытых малок стандартными конструкциями концевых фрез. Обработка в этом случае выполняется за два прохода:

• обработка полотна;
• обработка малки.

Рис. 45. Зависимость упругих деформаций фрез от конструкции фрез: D_фр = 25 мм; L = 100 мм; Р = 2000 Н; со = 40°, 1–60 мм; 1 — фреза из быстрорежущей стали; 2 — фреза из твердого сплава; 3 — фреза из твердого сплава, хвостовик — сталь 45.

Полученное при этом сопряжение полотна и малкованной стенки приведено на рисунке 46.

Рис. 46. Характер сопряжения полотна и стенки при фрезерован и концевыми фрезами с цилиндрической частью

Применение стандартных фрез сокращает затраты на технологическую подготовку производства, но при этом снижается производительность формообразования. С учетом значительной стоимости пятикоординатных станков необходимо учитывать увеличение технологической себестоимости деталей. С другой стороны, при сопряжении поверхностей формируется острая кромка постоянного направления. Для снижения влияния на усталостную прочность величина уступа не должна превышать 0,3 мм при обязательном сопряжении радиусом не менее 3 мм или же кромка должна быть притуплена фаской, или радиусом 0,4 мм для деталей из высокопрочных алюминиевых сплавов типа В93, В95, 1933 и др. Притупление острой кромки в закрытых карманах технологически затруднено, что приводит к увеличению трудоемкости изготовления деталей. С учетом этого в конструкторской документации часто для повышения технологичности применяют конструктивное исполнение, приведенное на рисунке 47.

Рис. 47. Типовое конструктивное исполнение сечения детали для повышения производственной технологичности

Подобное конструктивное исполнение эффективно для деталей небольших размеров, для крупногабаритных деталей подобные решения приводят к снижению эксплуатационной технологичности вследствие увеличения массы. Увеличение массы можно определить по формуле

(9)

где Лm — увеличение массы, г; D — диаметр фрезы, см; v — угол малки, град; l — длина обрабатываемого участка, см; р — плотность материала, г/см3; R — радиус сопряжения торца с цилиндром.

Результаты расчета прироста массы для обрабатываемых участков длиной 1000 мм приведены на рисунках 48–50.

Рис. 48. Приращение массы деталей из алюминиевых сплавов при длине углового сопряжения 1000 мм

Рис. 49. Приращение массы деталей из титановых сплавов при длине углового сопряжения 1000 мм

Рис. 50. Приращение массы деталей из легированных сталей углового сопряжения 1000 мм

Для крупногабаритных деталей для улучшения весовой культуры изделий будет целесообразно применение специальных малкованных (угловых) фрез. Кроме того, специальные фрезы снижают трудоемкость изготовления деталей. Для снижения затрат на подготовку производства данные фрезы должны изготавливаться монолитными твердосплавными или, в обоснованных случаях, из комплекснолегированных быстрорежущих сталей, предпочтительно полученных методами порошковой металлургии. Минимизация затрат на специальный инструмент обеспечивается применением специального оборудования для изготовления инструмента методом вышлифовки по целому из монолитных твердосплавных или термообработанных быстрорежущих заготовок диаметром до 32–40 мм. Типовой конструктивный элемент будет иметь следующий вид (рис. 51).

Рис. 51. Типовой конструктивный элемент закрытой малки

Доработка сопряжений полотна и стенок фрезами с шаровым торцом не обеспечивает повышения технологичности деталей. Это объясняется тем, что центр сферы фрезы работает с нулевой скоростью резания, т. е. вместо резания преобладает пластическая деформация, снижающая качество обработанной поверхности. Дополнительно необходимо учитывать, что количество тепла, поступающее в деталь, зависит от скорости резания: чем ниже скорость, тем больше тепловое воздействие на деталь. При повышении скорости резания увеличивается объем тепла, передаваемого в стружку, и снижается поступающего в деталь.

Для исключения нулевых скоростей резания фрезу устанавливают под некоторыми углами к обработанной поверхности, как правило, порядка β = 15–18°, и для исключения работы цилиндрической части фрезы — под углом 3–5° (рис. 52).

Рис. 52. Типовая схема работы фрез с шаровым торцом при подборке радиуса сопряжения полотна со стенкой

Подобные приемы весьма удобны при формообразовании гравюр штампов растровым (строчечным) методом при высокоскоростной обработке закаленных сталей, в этом случае поворот на угол 3–5° не нужен, так как глубина резания значительно меньше радиуса торца фрезы. При обработке деталей основного производства данный прием может быть использован при обработке открытых полок, стрингерных панелей, но абсолютно непригоден для подборки радиусов в карманах. Если смежные стенки кармана имеют разные углы наклона, доработка радиусов возможна только для открытых малкованных стенок. Для закрытых стенок в углах сопряжения останутся несрезанные участки металла, которые придется удалять борфрезами. В том и ином случае возрастает трудоемкость изготовления деталей. Дополнительно необходимо учитывать кинематическое изменение углов рабочей части фрез, если в работе принимает участие цилиндрическая часть фрезы (угол дополнительного наклона (вид А) равен 0, то угол наклона режущих кромок уменьшается на величину угла наклона фрезы, что выражается зависимостью

(10)

Если фреза работает только радиусной частью, то для любой точки лезвия можно записать:

(11)

где D_x — текущее значение диаметра фрезы, мм.

Полученные результаты говорят о том, что при небольших углах подъема винтовой линии зуба для монолитных конструкций фрез, углах наклона режущих кромок для радиусных фрез с МНП условия работы инструмента значительно ухудшаются. Кинематические значения передних углов снижаются и могут, особенно для сборных конструкций, принять отрицательные значения, что повышает динамические нагрузки на технологическую систему, снижает ее виброустойчивость и качество обработанной поверхности. Дополнительно необходимо рассмотреть характер изменения скорости резания вдоль режущих кромок, так как именно она определяет распределение тепла между деталью, стружкой и инструментом. Для этого рассмотрим характер изменения скорости резания по длине режущих кромок участвующих в резании. При подборке радиуса сопряжения полотна со стенкой предельные значения диаметров сферической части фрезы, с достаточной для практики точностью могут быть определены по формулам:

(12)

(13)

Коэффициент изменения скорости резания при переходе от максимального диаметра к минимальному на сферической части фрезы можно определить по следующей формуле:

(14)

Если фреза работает на неполную высоту радиуса, максимальный диаметр определяется зависимостью

(15)

Коэффициент изменения скорости для максимального и минимального значений диаметров на сферической части фрезы примет следующий вид:

(16)

Зависимость коэффициента изменения скорости резания от угла наклона фрезы приведена на рисунке 53.

Рис. 53. Зависимость коэффициента изменения скорости резания от угла наклона фрезы: D_фр = 6 мм; R = 3 мм.

Изменение скорости резания в зависимости от диаметра сферы, образующий радиус сопряжения вызывает неравномерную температурную нагрузку на обработанную поверхность, что приводит к короблению деталей низкой жесткости. По данным имеет место следующее распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом (табл. 4, рис. 54).

Таблица 4. Распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом

Материал детали	Скорость резания, м/мин	Количество тепла в %
		стружка	деталь	инструмент
40Х	50	45	47	4,5
40Х	350	75	22	1,6
ЭИ687	15	25	45	30
Алюминиевые сплавы	100	21	73	2,2
Алюминиевые сплавы	1000-1500	90	9,2	0,8

Рис. 54. Распределение тепла между стружкой Q_стр, инструментом Q_и и деталью Q_дет при точении стали 40Х

Приведенные данные показывают значительную неравномерность нагрева обработанной радиусной поверхности при профилировании радиуса сопряжения полотна и стенки из-за значительного перепада минимальных и максимальных скоростей резания, причем в наибольшей степени будет нагреваться тонкостенное полотно (рис. 55). Все это часто приводит к потере устойчивости полотна.

Рис. 55. Зависимость изменения максимальной и минимальной скорости резания от угла наклона фрезы при доработке полного радиуса для предельных значений эффективных диаметров: n = 18 000 мин^–1; диаметры фрез соответственно для R₃ — 6 мм, R₆ — 12 мм, R₉ — 18 мм.

При увеличении угла наклона β уменьшается коэффициент изменения эффективных диаметров (скоростей резания), но ухудшается динамика фрезерования вследствие уменьшения угла наклона режущих кромок. Все это требует применения специальных фрез, спроектированных с учетом угла наклона фрезы. При фрезеровании гравюр штампов и прессформ растровым методом изменение скорости резания по длине эффективной режущей кромки незначительно и тепловые деформации практически будут отсутствовать, тем более, что жесткость изготавливаемой технологической оснастки значительно выше деталей основного производства.

Технологичность сопряжения стенок определяется так же, как и для универсального оборудования (рис. 56).

Рис. 56. К определению технологичности сопряжения стенок

Если конструктивные элементы детали, приведенные на рисунке 56а, нетехнологичны для универсального оборудования (технологично исполнение — рис. 56б), то для программного оборудования технологичность будет определяться минимальной величиной радиуса, который можно обработать по методу обката, т. е. R_{дет. min} – R_фр и высотой стенки. Предельно допустимую высоту стенок определяют по эмпирическим зависимостям в зависимости от обрабатываемых материалов

для деталей из алюминиевых сплавов и для труднообрабатываемых материалов

где Н — высота стенки или глубина кармана.

При обработке по методу деления ширины фрезерования допустимая глубина карманов (высота стенок) возрастает. На практике для определения

радиуса сопряжения стенок принято считать, что если выдерживаются соотношения, то детали технологичны:

или по данным

Экспериментальные работы показали, что качество обработанной поверхности несколько улучшается. Но при этом не учитывается, что кинематическое изменение глубины фрезерования, несмотря на снижение рабочей подачи в углах карманов (программируемое торможение), приводит:

• к снижению производительности из-за программирования участков торможения и разгона; чем больше на детали угловых сопряжений, тем значительнее рост трудоемкости;
• к затягиванию фрезы в тело заготовки вследствие изменения направления силы фрезерования;
• к возможности разрушения инструмента из-за значительного роста сил фрезерования даже при небольшом припуске на обработку;
• к необходимости введения участков предыскажений по результатам обработки опытных деталей;
• к увеличению затрат времени на разработку управляющих программ, следовательно, всю подготовку производства.

Результаты затягивания фрезы в тело детали приведены на рисунке 57. Пояснение о кинематическом характере изменения глубины фрезерования при обработке угловых сопряжений приведено на рисунке 58.

Рис. 57. Зарез при обработке угла кармана вследствие изменения направления силы фрезерования

Рис. 58. Схема для определения кинематической глубины фрезерования: t — глубина фрезерования для чистового прохода, мм; t₁ — кинематическая глубина фрезерования для фрезы диаметром Dфр1, мм; t₂ — кинематическая глубина фрезерования для фрезы диаметром D_фр2, мм; 0₁ — угол контакта фрезы с заготовкой для фрезы диаметром D_фр1; 0₂ — угол контакта фрезы с заготовкой для фрезы диаметром D_фр2.

Увеличение кинематической глубины фрезерования вызывает:

• ограничение числа зубьев фрез из-за опасности пакетирования стружки в стружечных канавках;
•  значительное увеличение силы фрезерования и изменение ее направления, в результате чего происходит или разрушение инструмента, или затягивание его в тело детали.

Для предотвращения разрушения фрез на практике применяют снижение подачи при подходе фрезы к угловому сопряжению. При этом возможно достижение толщин среза сопоставимых или даже меньших, чем радиус округления режущих кромок, что приводит к прекращению процесса резания и его замене пластическим деформированием и, как следствие, разрушению инструмента.

Вышеназванные причины приводят в конечном итоге не только к значительной потере производительности по машинному времени, но и к снижению качества деталей.

Характер изменения кинематической глубины фрезерования в зависимости от радиуса сопряжения и диаметров фрез приведен на рисунке 59. При углах контакта фрезы с заготовкой менее 90°, т. е. когда кинематическая глубина фрезерование не превышает 0,5D_фр при попутном фрезеровании, сила резания только растет по величине и не меняет своего знака.

Рис. 59. Зависимость кинематической глубины фрезерования от диаметров фрез и радиуса сопряжения стенок: радиус сопряжения стенок — 25 мм; глубина фрезерования: 1 — t = 0,5 мм; 2 — t = 1 мм; 3 — 2,5 мм; 4 — t = 5 мм; угол сопряжения стенок колодца — 90°.

Если кинематическая глубина фрезерования превысит 0,5D_фр, то происходит изменение направление сил фрезерования, приводящее к зарезам. Из приведенного примера видно, что при выдерживании условий: угол контакта фрезы с заготовкой менее 90°, глубина чистового фрезерования не более 0,5–1 мм, соотношение обрабатываемого радиуса и радиуса фрезы 0,8 обеспечивают высокое качество обработанной поверхностей и точность обработки, что подтверждено экспериментально (рис. 60).

Рис. 60. Сопряжение стенок кармана, обработанное по методу обката: Rфр/Rдет = 0,8; t = 1 мм.

Экспериментальные работы показали, что:

• участки торможения при обработке радиусов могут быть исключены при отношении радиусов стенок и фрез, равном 0,8 для углов сопряжения 90° и 0,6 для 60°;
• нет ограничения числа зубьев по кинематической глубине фрезерования, это обеспечивает увеличение минутной подачи;
• шероховатость обработанной поверхности по стенкам, радиусам сопряжения и полотну при фрезеровании алюминиевых сплавов на современных станках обеспечивается не хуже R_a = 0,63 мкм;
• ранее рекомендуемые для оценки технологичности соотношения радиусов 0,9–0,95 не обеспечивают исключения участков торможения при программировании.

Естественным ограничением данного подхода являются диаметры фрез и допускаемая высота стенок при их обработке за один проход. Ограничение диаметра фрез связано с тем, что при проектировании конструктор стремится минимизировать количество радиусов сопряжения и применять их минимально допускаемые значения для обеспечения лучшей весовой отдачи. Рекомендуемые диаметры фрез для обработки сопряжений стенок колодцев приведены в таблицах 5, 6 (указан стандартный ряд диаметров фрез).

Допустимые высоты стенок карманов приведены в таблицах 7, 8. При необходимости обработки более глубоких карманов можно применять обработку с делением по ширине фрезерования кратным 3 и более, естественно с применением виброгасящих патронов или переходников.

Таблица 5. Рекомендуемый диаметр фрезы для обработки радиусных сопряжений под углом 90°

Радиус сопряжения, мм	5	6	8	10	16	20	25	30	35	40	50
Диаметр фрез не более, мм	8	10	12	16	24	32	40	45	50	63	80

Таблица 6. Рекомендуемый диаметр фрезы для обработки радиусных сопряжений под углом 60°

Радиус сопряжения, мм	5	6	8	10	16	20	25	30	35	40	50
Диаметр фрез не более, мм	6	8	10	12	18	24	30	36	40	50	60

Таблица 7. Допустимая высота стенки кармана

Радиус сопряжения, мм	5	6	8	10	16	20	25	30	35	40	50
Высота стенки для алюминиевых сплавов, мм	20-	24-	32-	40-	64-	80-	100-	120-	140-	160-	200-
	25	30	40	50	80	100	125	150	175	200	250
Высота стенки для высокопрочных материалов, мм	10-	12-	16-	20-	32-	40-	50-	60-	70-	80-	100-
	12,5	15	20	25	40	50	75	90	105	120	150

Таблица 8. Допустимая высота стенки кармана при фрезеровании по методу деления ширины фрезерования

Радиус сопряжения, мм	5	6	8	10	16	20	25	30	35	40	50
Высота стенки для алюминиевых сплавов, мм	20-	24-	32-	40-	64-	80-	100-	120-	140-	160-	200-
	22	26	34	43	69	86	108	129	151	172	215
Высота стенки для высокопрочных материалов, мм	18-	21-	28-	35-	56-	70-	88-	105-	123-	140-	175-
	20	24	32	40	64	80	100	120	140	160	200

Черновая обработка карманов особенностей не имеет и выполняется по типовым схемам, а именно:

• засверловка по центру карманов фрезой или сверлом с МНП (рис. 61);
• черновая обработка наклонным врезанием или винтовой интерполяцией от центра кармана (рис. 62, 63).

Возможно применение других схем предварительной обработки карманов. После предварительной обработки выполняется фрезерование радиусов методом осевого врезания, причем радиусы могут быть обработаны окончательно или с припуском для чистового фрезерования не более 0,5–1 мм (рис. 64).

Рекомендуемая схема черновой и чистовой обработки полотна и стенок карманов приведена на рисунке 65.

Рис. 61. Засверловка карманов фрезой

Рис. 62. Предварительная обработка кармана наклонным врезанием

Рис. 63. Предварительная обработка кармана винтовой интерполяцией

Рис. 64. Обработка сопряжений стенок методом осевого врезания

Рис. 65. Форма полотна после чистовой обработки

Для деталей из высокопрочных алюминиевых сплавов перепад толщин полотна не должен превышать 0,3 мм; радиус сопряжения цилиндра и торца должен соответствовать значениям, регламентированным инструкцией ВИАМ 1021, диаметр фрезы для черновой обработки может быть определен по формуле

(17)

Остальные требования к технологичности практически совпадают с типовыми деталями для трехкоординатных станков. С учетом этого их рассматривать в данном разделе нет необходимости.

Варианты обработки плоскостей разъема лючков приведены на рисунке 66.

Рис. 66. Детали типа крышек лючков

Точные поверхности в том и ином случае нетехнологичны. Целесообразно крышку лючка изготавливать по вариантам 66а, 66б без точных поверхностей с применением гермотиснения, если необходима точная поверхность, то более технологичен вариант 66б. Обработка неглубоких пазов приведена на рисунке 67.

Рис. 67. Детали типа угольников

Для деталей из алюминиевых сплавов приоритет по технологичности следует отдать варианту 67а. В данном случае обработка боковых стенок выполняется по схеме попутного фрезерования, если фрезерование выполнять по схеме 67б, затраты времени на обработку будут значительно ниже, но разные схемы фрезерования диаметрально расположенных боковых сторон приведут к тому, что высота микронеровностей будет отличаться более чем на порядок вследствие налипания стружки. Маятниковое фрезерование пазов, легкореализуемое на станках с ЧПУ, не обеспечивает необходимое качество боковых сторон пазов. Дополнительно необходимо учесть, что обработка высокопрочных алюминиевых сплавов по схеме встречного фрезерования запрещена.

Рекомендуемые схемы обработки проушин приведены на рисунке 68. С технологической точки зрения вопрос о технологичности не равнозначен: если паз классный, то технологичен вариант 68а, если требования

 

 

а б

Рис. 68. Детали, имеющие проушины

к точности паза не предъявляются, то возможно исполнение 68б. Для исполнения 68б можно применить дисковую фрезу несколько меньшего диаметра, но точность паза будет низкой, так как формообразование паза будет выполнено только участком врезания фрезы. Для варианта 68б требования к точности ширины паза могут быть повышены за счет аппроксимации радиусного дна прямыми линиями и подаче инструмента параллельно дну паза (рис. 69).

Рис. 69. Детали, имеющие проушины

Варианты конструктивного оформления ступенчатых валов с обеспечением перпендикулярности торцовых поверхностей к оси вала приведены на рисунке 70.

Рис. 70. Варианты конструктивного оформления валов с обеспечением перпендикулярности торцовых поверхностей к оси вала

Для универсальных станков технологичен вариант 70б, но его применение снижает усталостную прочность деталей, он непригоден для деталей из высокопрочных материалов из-за чувствительности к концентраторам напряжений. Кроме того, его применение способствует увеличению трудоемкости изготовления из-за необходимости раздельной обработки поверхностей. Для станков с ЧПУ вариант 70а более технологичен.

Для станков токарной группы:

• нет необходимости применять специальный канавочный резец, что экономит одну позицию в револьверной головке;
• чистовое или тонкое точение выполняется одним копировальным резцов, который обрабатывает цилиндр, галтель и торец.

Для круглошлифовальных станков:

• шлифование выполняется при повороте шпиндельной бабки на заданный угол и соответствующей правке шлифовального круга. Схема обработки приведена на рисунке 71;
• шлифование выполняется на станках, имеющих компоновку по патенту фирмы Junker, схема обработки приведена на рисунке 72.

Шлифование по схемам, приведенным на рисунках 71, 72, обеспечивает высокую точность взаимного расположения торцовых и цилиндрических поверхностей.

Рис. 71. Шлифование цилиндра, галтели и торца при повороте шпиндельной бабки

Рис. 72. Шлифование цилиндра, галтели и торца на станках фирмы Junker

Валы приведены на рисунке 73.

Рис. 73. Конструктивные элементы валов

Вал по варианту 73а нетехнологичен для универсального оборудования, для станков с ЧПУ его следует признать технологичным для материалов, при обработке которых получение транспортабельной стружки обычными методами затруднено (стали типа ВНС). Удаление основного массива материала при радиальном врезании значительно упрощает геометрию передней поверхности, дробление стружки кроме применения стружколомов может быть обеспечено закономерным изменением радиальной подачей, причем в обеспечении полного прекращения радиальной подачи нет необходимости. Для дробления стружки достаточно снижения радиальной подачи до значений, равных 2–3 радиусам округления режущей кромки, или величин упрочняющих фасок. Чистовая обработка замкнутых поверхностей реализуется продольной подачей тех же резцов (рис. 74) и фасонных (рис. 75). Необходимо отметить, что данный вариант обработки возможен и для валов по схеме 73б.

Рис. 74. Чистовая обработка закрытых шеек валов специальными резцами

Рис. 75. Вариант чистовой обработки фасонных поверхностей валов

Снижение производительности при этом будет меньше, чем при дискретной продольной подаче. Кроме того, не будут образовываться кольцевые риски при остановке резца. Дополнительно необходимо отметить, что данная схема обработки повышает технологичность обработки торцовых канавок (рис. 76).

Рис. 76. Обработка торцовых канавок по схеме чернового удаления металла методом осевого врезания и чистовой обработки по контуру

Формообразование наружных резьбовых поверхностей на универсальном оборудовании и программном со старыми системами управления выполняется по схеме (рис. 77).

Рис. 77. Формообразование резьбовой поверхности при равномерной глубине врезания

Число проходов для нарезания полного профиля резьбы и соответственно последний проход выполняются, как правило, без подачи на глубину (зачистной проход) или с минимальной глубиной. При последнем проходе нагрузка наиболее велика, что снижает качество обработки. Данная схема применяется на универсальном оборудовании и на станках с ЧПУ со старыми системами управления типа НЦ31, 2Р22 и аналогичных. Если для универсальных станков и устаревших систем управления программным оборудованием были необходимы канавки для выхода инструмента из работы, то для современных систем управления их наличие необязательно. В настоящее время применяются следующие циклы нарезания резьбы:

1. врезание выполняется с переменной глубиной врезания, что обеспечивает равномерную нагрузку на резец и снижает необходимое число проходов и повышает производительность (рис. 78); последний проход выполняется с минимальной глубиной или без подачи на глубину (зачистной);
2. врезание выполняется с переменной глубиной, но одна из сторон профиля образуется по генераторной схеме (рис. 79).

Рис. 78. Формообразование резьбовой поверхности при переменной глубине врезания

Рис. 79. Формообразование резьбовой поверхности при снижении подачи на глубину, но с формообразованием одной из сторон профиля по генераторной схеме

Данная схема позволяет формировать направление отвода стружки, но одна из сторон профиля резьбы в данном случае имеет низкое качество обработанной поверхности. Схема пригодна для обработки резьбы относительно низких классов точности. Лучшие показатели обеспечивает схема обработки резьбы, приведенная на рисунке 80.

Применение данной схемы формообразования резьбы позволяет наряду со снижением сил резания обеспечить обработку резьбы высоких классов точности, особенно для высокопрочных материалов и титановых сплавов.

 

Рис. 80. Схема обработки резьбы с переменной схемой обработкой смежных сторон горизонтали

Данная схема формообразования особенно эффективна при переменной глубине врезания. При средних требованиях к точности резьбы широко применяется схема формообразования, приведенная на рисунке 81.

Рис. 81. Формообразование резьбы по генераторной схеме с врезанием с отклонением второй стороны на 1°

Данная схема обработки обеспечивает более высокий класс точности резьбы по сравнению с формообразованием по схемам, приведенным на рисунке 79. Схема обработки пригодна для высокопрочных сталей, в том числе нержавеющих типа ВНС и титановых сплавов, также пригодна и для материалов высокой вязкости.

Наружную резьбу особенно на деталях типа гребенок целесообразно выполнять методом фрезерования на многоцелевых станках, имеющих 3D интерполяцию. Типовой конструктивный элемент детали приведен на рисунке 82, конструкция фрезы с МНП — на рисунке 83.

Рис. 82. Типовой конструктивный элемент гребенки

Рис. 83. Рабочая часть фрезы с МНП для обработки наружной и внутренней резьбы

Применение подобных фрез исключает необходимость применения специальных резьбонарезных плашек, что позволяет сконцентрировать операции на одном станке или отказаться от специальной оснастки для нарезания резьбы резцом на станках токарной группы. В том или ином случае повышается не только технологичность обрабатываемых деталей, но и производительность. Для уменьшения искажения профиля резьбы диаметр фрезы не должен превышать 2/3D_резьбы для основного шага, 3/4D_резьбы для мелкого. Размер «А» при фрезеровании резьбы зависит только от слесарно-монтажного инструмента для сборки гидравлических систем.

Нарезание внутренней резьбы резцами особенностей не имеет и выполняется по тем же схемам, что и обработка наружной резьбы. Применение метчиков на станках с ЧПУ не может быть признано технологичным, по крайней мере, по следующим причинам:

• метчики в основном изготавливают из быстрорежущих сталей, что снижает производительность и ограничивает возможность обработки материалов повышенной (HRC ≥ 42) и высокой твердости (HRC до 55);
• для исключения поломки метчиков необходимо применение специальных патронов с муфтами предельного момента, для каждого из обрабатываемых материалов и их термической обработки необходимо иметь экспериментально полученные значения крутящих моментов с учетом износа инструмента;
• метчики обеспечивают низкую точность и качество обработанной поверхности;
• для ряда материалов, таких как титановые сплавы и высокопрочные нержавеющие стали необходимо применение специальных острозаточенных конструкций инструмента, которые практически не подлежат переточке;
• нарезание резьбы метчиками выполняется при малой скорости резания, а современное оборудование с электрошпинделями при низкой частоте вращения имеет незначительную мощность привода главного движения, что часто исключает возможность применения метчиков.

С учетом вышеприведенного для повышения технологичности деталей становится актуальным применение монолитных твердосплавных резьбовых фрез.

Резьбовые фрезы обеспечивают обработку резьбовых отверстий в любых материалах начиная от диаметра М1, причем для закрепления резьбовых фрез не требуется специальная шпиндельная оснастка.

Преимуществами нарезания резьбы методом фрезерования являются:

• высокая производительность фрезерования резьбы небольших диаметров и с глубиной не более 2,5D;
• высокая надежность процесса по сравнению с применением метчиков;
• низкая высота микронеровностей на обработанном профиле резьбы;
• возможность нарезания резьбы на всю глубину отверстия;
• формирование транспортабельной стружки для любых обрабатываемых материалов;
• отсутствие необходимости применения специальных масляных СОЖ;
• минимальные погрешности шага резьбы;
•  возможность обработки материалов с твердостью до HRC 60;
• обработка одним инструментом как глухих, так и сквозных отверстий;
• обработка одним инструментом как правой, так и левой резьбы;
• низкие усилия резания, что позволяет обрабатывать тонкостенные детали;
• возможность совмещения процессов сверления и нарезания резьбы специальными фрезами с рабочим торцом.

Типовая схема фрезерования внутренней резьбы приведена на рисунке 84.

Рис. 84. Типовая схема фрезерования внутренней резьбы

Для типовой схемы фрезерования характерно направление вращения инструмента и планетарно движения в одну сторону, т. е. врезание зуба фрезы выполняется с нулевой толщины среза (встречное фрезерование). Все это приводит к увеличению работы пластической деформации и снижению качества обработанной поверхности и стойкости инструмента. Фрезерование резьбы для повышения качества обработанной поверхности необходимо выполнять по схеме попутного фрезерования (рис. 85).

Рис. 85. Рекомендуемая схема фрезерования внутренней резьбы

Для рекомендуемой схемы фрезерования характерно направление вращения инструмента и планетарного движения в разные стороны, т. е. врезание зуба фрезы выполняется с максимальной толщины среза (попутное фрезерование). Все это приводит к повышению качества обработанной поверхности и стойкости инструмента. Типовой цикл обработки приведен на рисунке 86.

Рис. 86.  Рекомендуемый цикл фрезерования резьбы: 1 — ускоренный подвод фрезы на глубину, равную длине отверстия; 2 — исходная точка для начала фрезерования; 3 — врезание фрезы на всю глубину профиля на участке, равном углу поворота 1/4 шага резьбы, врезание выполняется в соответствии с рисунком 36; 4 — фрезерование резьбы; 5 — выход фрезы из работы на участке, равном углу поворота на 1/4 шага резьбы; 6 — ускоренный отвод инструмента.

Фрезерование внутренних отверстий может выполняться на глубину от 1D до 4D. Меньшие значения относятся к труднообрабатываемым материалам, большие — к алюминиевым сплавам. Значения диаметров резьбовых фрез выбираются так же, как и для обработки наружной резьбы, 2/3D — для основных шагов и 3/4D — для мелких. При необходимости обработки более глубокой резьбы необходимо применять фрезы с расположением режущих элементов на одном диске (рис. 87).

Фрезы обеспечивают значительное снижение нагрузок на технологическую систему, их применение менее производительно по сравнению с многониточными исполнениями, но значительно выше при использовании метчиков. Фрезы по варианту 87а применяют для очень малых диаметров (М ≥ 1), вариант 87б — с одной трехкромочной пластиной для средних и соответственно 87в — для больших.

 

Рис. 87. Фрезы с расположением режущих элементов на одном диске

Оценка технологичности других конструктивных элементов деталей по сравнению с универсальным оборудованием значительных отличий не имеет, поэтому в данной главе ее не рассматриваем.

Особый интерес представляет обработка отверстий в замкнутых карманах. Для обеспечения возможности обработки многоцелевые станки необходимо оснащать угловыми головками. В этом случае работа может быть выполнена на станке, а не на стапеле ручным механизированным инструментом. Типовой конструктивный элемент детали приведен на рисунке 88. Деталь технологична только в том случае, если размеры А, В, С будут превышать хотя бы на несколько миллиметров соответствующие размеры угловых станочных головок. Типовая конструкция угловой головки станочной головки приведена на рисунке 89.

Рис. 88. Схема расположения отверстий на внутренних стенках

Рис. 89. Типовая конструкция угловой головки для станков с ЧПУ

Если эти условия не соблюдаются, сравнение размеров необходимо выполнять с угловыми дрелями или насадкам к сверлильным машинкам. При этом следует иметь в виду, что угловые дрели и насадки к сверлильным машинкам относятся к ручному механизированному инструменту (РМИ). Применение РМИ вызывает необходимость применения слесарных работ, что нежелательно при изготовлении деталей на оборудовании с ЧПУ. Дополнительно необходимо отметить, что применение угловых головок целесообразно и при эксплуатации пятикоординатных станков, при обработке отверстий в боковых стенках деталей за счет разворота шпинделя приходится проектировать оснастку большой высоты, так как диаметр пиноли шпинделя равен 200 мм. В этом случае минимальное расстояние от плиты приспособления без учета конструктивных особенностей приспособлений будет более 100 мм, а у угловой головки значительно меньше. Это значительно сказывается на нагрузке на направляющие стола станка и металлоемкости оснастки.