plik Adobe PDF / Get full paper - Adobe PDF file

KOMISJA BUDOWY MASZYN PAN – ODDZIAŁ W POZNANIU
Vol. 28 nr 2
Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji
2008
PAWEŁ TWARDOWSKI∗
WPŁYW DYNAMIKI PROCESU FREZOWANIA
ZAHARTOWANEJ STALI NA CHROPOWATOŚĆ
POWIERZCHNI OBROBIONEJ W WARUNKACH HSM
W artykule przedstawiono analizę różnych czynników wpływających na chropowatość powierzchni obrobionej po frezowaniu walcowym w warunkach HSM zahartowanej stali. Przedstawiono badania wpływu głębokości skrawania ap i zmiennej długości wysunięcia frezu L na chropowatość powierzchni obrobionej, określoną wskaźnikami Ra i Rz. Przeprowadzono także analizę
profilogramów pod kątem wpływu drgań na charakter mikronierówności powierzchni obrobionej.
Słowa kluczowe: frezowanie, stale zahartowane, chropowatość, drgania
1. WPROWADZENIE
Charakterystyczną cechą obróbki HSM jest zmniejszona w porównaniu z obróbką konwencjonalną głębokość skrawania. Dzięki temu siły skrawania są dużo
mniejsze i uzyskuje się mniejszą chropowatość powierzchni obrobionej. Chropowatość powierzchni obrobionej, oprócz efektywności obróbki, należy zaliczyć
do czynników determinujących rozwój technologii obróbki z dużymi prędkościami [7].
Jak wiadomo, jednym z najważniejszych czynników wpływających na chropowatość powierzchni obrobionej jest posuw. Wzrost posuwu na ostrze fz prowadzi do wzrostu chropowatości powierzchni obrobionej w trakcie frezowania
walcowego zahartowanej stali w warunkach HSM [14 – 16]. Autorzy prac
[1, 2, 8, 10] zauważyli, że podobnie jak w przypadku frezowania w warunkach HSM, również podczas frezowania konwencjonalnego jednym z głównych parametrów odpowiadających za chropowatość powierzchni jest posuw
na ostrze. Posuw na ostrze fz, prędkość skrawania vc, osiowa głębokość skrawania ap i promieniowa głębokość skrawania ae są najczęstszymi czynnikami
branymi pod uwagę w przypadku opracowywania modeli prognostycznych
obróbki HSM [6, 15, 16].
∗
Dr inż. – Instytut Technologii Mechanicznej Politechniki Poznańskiej.
184
P. Twardowski
Frezowanie w warunkach HSM jest to strategia obróbki, w której występuje kombinacja małej głębokości skrawania ap, ae i dużej prędkości skrawania vc. Na rysunku 1 przedstawiono znaczenie poszczególnych czynników w
przypadku frezowania walcowego stali zahartowanej w warunkach HSM
[15]. Można zauważyć, że spośród
wartości testowych wpływ promieniowej głębokości skrawania ae jest
nieistotny ze względu na chropowatość powierzchni obrobionej.
Omawiając najważniejsze czynniki
wpływające na chropowatość powierzchni obrobionej za pomocą freRys. 1. Wpływ procentowy parametrów skrawazowania stali zahartowanej w warunnia na chropowatość powierzchni obrobionej [14]
Fig. 1. Influence of cutting parameters on ma- kach HSM, nie sposób pominąć wpływu dynamiki obrabiarek [5], a w
chined surface roughness [14]
szczególności drgań mechanicznych.
Drgania podczas obróbki są spowodowane wieloma czynnikami, jak: długie
wysuwy narzędzia, duża prędkość obrotowa przy niewielkich posuwach, duża
twardość obrabianego materiału, zbyt duża lub zbyt mała głębokość skrawania
czy obróbka cienkościennych części.
2. CEL I ZAKRES BADAŃ
Celem badań była analiza wpływu zmiennych parametrów frezowania:
głębokości skrawania (dosuw osiowy) ap [mm], prędkości skrawania vc
[m/min] oraz długości wysunięcia frezu L [mm] na chropowatość powierzchni
obrobionej, określoną wskaźnikami Ra i Rz, po frezowaniu zahartowanej stali
w warunkach HSM.
Materiałem obrabianym była płyta o długości L = 190 mm i szerokości
B = 45 mm ze stali zahartowanej 55NiCrMoV6 (WNL) o twardości 55 HRC.
W badaniach zastosowano sześcioostrzowy monolityczny frez torusowy
(rε = 1 mm) o średnicy d = 12 mm, kącie λs = 45° i promieniu zaokrąglenia
głównej krawędzi skrawającej rn = 10 μm, z drobnoziarnistego węglika spiekanego, z powłoką przeciwzużyciową TiAlCN.
Badania prowadzono na pięcioosiowym centrum frezarskim firmy
DECKEL MAHO model DMU 60monoBLOCK, a zakres badań przedstawiono w tablicy 1.
Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość …
185
Tablica 1
Zakres badań
Range of research
vc
[m/min]
n
[obr/min]
250
6634
350
9288
450
11942
550
14596
L
[mm]
ap
[mm]
ae
[mm]
vf
[mm/min]
fz
[mm/ostrze]
4776
2–7
L1 = 37
L2 = 47
L3 = 57
0,1
6687
0,12
8598
10509
3. METODYKA BADAŃ
ap
L
Jak wynika z zakresu badań przedstawionego w tablicy 1, czynnikami
zmiennymi były: prędkość skrawania vc, głębokość skrawania ap i długość
wysunięcia narzędzia z oprawki L. Zastosowano cztery różne prędkości skrawania, natomiast głębokość skrawania ulegała zmianie zgodnie ze schematem pokazanym na rys. 2, a długość L zmieniano przez odpowiednie wysunięcie frezu z oprawki, zgodnie ze schematem pokazanym na rys. 3.
ae
Rys. 2. Schemat zmian głębokości skrawania
Fig. 2. Scheme of cutting depth changing
Rys. 3. Układ oprawka – narzędzie – materiał
Fig. 3. Scheme of tool holder–tool–material
Po każdym przejściu narzędzia mierzono chropowatość za pomocą przenośnego profilografometru firmy Hommelwerke T500 na odcinku pomiarowym Lt = 4,8 mm, przy czym dla ap = 2 mm wykonano jeden pomiar, dla
ap = 3 mm dwa pomiary, dla ap = 4 mm trzy pomiary itd. W wyniku pomiaru
otrzymano profilogramy, na podstawie których program Turbo Datawin-NT
obliczał parametry Ra i Rz.
P. Twardowski
186
4. WYNIKI BADAŃ
4.1. Analiza przykładowych profilogramów
i charakterystyk dynamicznych
Analizując wpływ różnych czynników na chropowatość powierzchni obrobionej podczas frezowania walcowego w warunkach HSM nie sposób pominąć
wpływu drgań mechanicznych. Drgania mogą powstawać tylko w takim układzie, który samoistnie generuje zmienną siłę powodującą te drgania. Zmienność siły skrawania jest wywołana zmiennością przekroju warstwy skrawanej, a w szczególności grubości warstwy skrawanej h.
Maksymalna grubość warstwy skrawanej w zakresie prowadzonych badań
hzΨ = fzsinΨ = 22 μm i dla rn = 10 μm spełniony jest warunek minimalnej
grubości warstwy skrawanej hmin [3, 4]. Jednak względne przemieszczenia
narzędzia i przedmiotu obrabianego wywołane zmiennością siły skrawania
powodują zmiany grubości warstwy skrawanej. Tak więc siła wywołuje
drgania, które powodują zmiany grubości warstwy skrawanej. Z kolei zmiany
grubości warstwy skrawanej wywołują zmiany sił. W ten sposób powstaje
układ wzajemnych oddziaływań, w którym zachwianie równowagi na skutek
dowolnego impulsu zewnętrznego powoduje pojawienie się drgań.
Na rysunku 4 przedstawiono przykładowy profilogram typu R dla vc = 250
m/min, ap = 7 mm i L1 = 37 mm, na podstawie którego obliczane są parametry chropowatości. Z profilogramu można odczytać długość fali tworzącej mikronierówność, która odpowiada wartości posuwu na obrót f = 0,72 mm/obrót, a
nie wartości posuwu na ostrze fz = 0,12 mm/ostrze. Za taki stan odpowiedzialne
są m.in. drgania mechaniczne wywołane zmiennością siły skrawania. Dla prędkości obrotowej n = 6634 obr/min (vc = 250 m/min, fo = 110 Hz – częstotliwość pochodząca od obrotów) czas jednego obrotu frezu t = 0,009 s, czyli
tyle samo, ile potrzeba czasu na pokonanie drogi odpowiadającej x = 0,72
mm = f (dla ft = 4776 mm/min).
f = 0,72 mm/obr
t = 0,009 s
Rys. 4. Profilogram typu R dla vc = 250 m/min i ap = 7 mm
Fig. 4. Profilogram (type R) for vc = 250 m/min and ap = 7 mm
Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość …
187
Podobne zależności zaobserwowano dla większości profilogramów – tam,
gdzie dominującą częstotliwością była częstotliwość pochodząca od obrotów fo,
długość fali tworzącej mikronierówność powierzchni obrobionej odpowiadała
wartości posuwu na obrót f.
Podczas frezowania w warunkach HSM dominującą częstotliwością w widmie drgań jest częstotliwość pochodząca od obrotów fo. Wynika to z tego, że
układ wrzeciono – uchwyt – narzędzie nigdy nie jest idealnie wyrównoważony.
Dlatego nawet przy minimalnym niewyrównoważeniu, ale przy dużych prędkościach obrotowych, udział częstotliwości fo w kształtowaniu mikronierówności
powierzchni obrobionej będzie znaczący. Widać to wyraźnie na kolejnym rysunku, na którym przedstawiono przykładowe profilogramy, na które nałożono
wykresy sił i drgań w funkcji czasu skrawania ts i drogi x (rys. 5).
a)
b)
ts [s]
1,14
10
1,15
1,16
1,17
1,18
1,19
15
Ap
8
1,15
1,16
1,17
1,18
1,19
8
10
6
50
45
6
40
4
0
0
-2
-5
-4
z [μm]
2
Ap [m/s2 ]
5
35
2
0
30
-2
F fN [N]
4
z [μm]
ts [s]
1,14
10
25
-4
20
-6
-6
-10
-8
-8
-10
-10
0
500
1000
1500
2000
2500
x [μm]
3000
3500
4000
4500
-15
15
FfN
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
10
x [μm]
Rys. 5. Profilogram nierówności typu P dla vc = 250 m/min, L = 37 mm, ap = 3 mm: a) nałożony przebieg przyspieszeń drgań Ap, b) nałożony przebieg składowej FfN w funkcji czasu skrawania ts i drogi x
Fig. 5. Profilogram of roughness (type P) for vc = 250 m/min, L = 37 mm, and ap = 3 mm: a) applied a carrier wave of vibration acceleration Ap, b) applied a carrier wave of component FfN in
function of cutting time ts and length x
Charakter przemieszczeń, a co za tym idzie, charakter mikronierówności w dużej mierze zależą od dynamiki procesu. Dlatego na rys. 5 długość fali tworzącej
mikronierówność odpowiada wartości posuwu na obrót f = 0,72 mm/obrót, a nie
wartości posuwu na ostrze fz = 0,12 mm/ostrze, ponieważ w widmie drgań dominującą częstotliwością jest częstotliwość fo pochodząca od obrotów.
Na profilogramach niemających jednoznacznego odwzorowania wartości
posuwu na obrót f (rys. 6a) widać nakładanie się dwóch fal: jednej o długości
L = 0,72 mm = f i drugiej o znacznie mniejszej amplitudzie i długości L =
= 0,12 mm = fz. Taki charakter profilogramów tłumaczy widmo składowej
FfN (rys. 6b), z którego wynika, że dominującą częstotliwością jest foz =
= 1194 Hz i 2foz = 2388 Hz, a nie częstotliwość fo = 199 Hz, która odpowiada prędkości obrotowej n = 11942 obr/min.
P. Twardowski
188
a)
b)
35
ts [s]
1,805
1,810
1,815
1,820
1,825
1,830
FfN
6
100
0
60
FfN [N]
z [μm]
2
80
2foz = 2388 Hz
25
120
4
foz = 1194 Hz
30
140
FfN [N]
1,800
8
20
fo = 199 Hz
15
10
-2
5
40
-4
0
-6
20
-8
0
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
częstotliwość f [Hz]
x [μm]
Rys. 6. Profilogram typu P z nałożonym przebiegiem składowej FfN (a) oraz charakterystyka
amplitudowo-częstotliwościowa składowej FfN (b); vc = 450 m/min, L = 47 mm i ap = 7 mm
Fig. 6. Profilogram of roughness (type P) for applied a carrier wave of component FfN (a) and characteristic of amplitude-frequency vibration for FfN (b); vc = 450 m/min, L = 47 mm i ap = 7 mm
4.2. Chropowatość powierzchni obrobionej po frezowaniu
ze zmienną głębokością ap i prędkością skrawania vc
Badanie chropowatości powierzchni obrobionej prowadzono dla czterech
prędkości skrawania, zmieniając dla każdej z nich głębokość skrawania ap =
= 2, 3, 4, 5, 6, 7 mm, natomiast czynnikami stałymi były posuw fz = 0,12
mm/ostrze i promieniowa głębokość skrawania ae = 0,1 mm (patrz tabl. 1).
Na rysunku 7 przedstawiono wskaźniki Ra i Rz dla vc = 250 m/min wraz z
rozstępami pomiarów w zależności od osiowej głębokości skrawania ap.
Z wykresów tych nie wynika jednoznacznie, aby głębokość skrawania ap
miała wpływ na chropowatość powierzchni obrobionej.
2,00
9,00
1,80
8,00
7,00
Rz [μ m]
Ra [μ m]
1,60
1,40
1,20
6,00
5,00
1,00
4,00
0,80
0,60
3,00
2 mm
3 mm
4 mm
5 mm
a p [mm]
6 mm
7 mm
2 mm
3 mm
4 mm
5 mm
6 mm
7 mm
a p [mm]
Rys. 7. Wartość parametru Ra i Rz chropowatości powierzchni obrobionej w zależności od
głębokości skrawania ap dla vc = 250 m/min
Fig. 7. Values of Ra and Rz parameters of machined surface roughness depend on depth of
cut ap for vc = 250 m/min
Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość …
189
Ponadto zauważono, że wraz ze wzrostem prędkości skrawania vc następuje
spadek chropowatości powierzchni obrobionej, co potwierdzają także doniesienia literaturowe w przypadku niektórych odmian frezowania [11 – 13]. Widać to
wyraźnie na rys. 8, na którym przedstawiono przykładowy przebieg parametru
Rz w funkcji prędkości skrawania dla głębokości skrawania ap = 2 mm. Za taki
stan w dużej mierze są odpowiedzialne drgania mechaniczne, których amplituda
w zakresie prowadzonych badań maleje wraz ze wzrostem prędkości skrawania.
8,00
⎡m⎤
Af = 14,2 ⎢ 2 ⎥
⎣s ⎦
Rz [μ m]
7,00
⎡m⎤
6,00
Af = 5,98 ⎢ 2 ⎥
⎣s ⎦
5,00
4,00
3,00
200
300
400
500
600
v c [m/min]
Rys. 8. Wartość parametru Rz w funkcji prędkości skrawania vc dla ap = 2 mm
Fig. 8. Values of Rz parameter in function of cutting speed vc = 250 m/min for ap = 2 mm
4.3. Chropowatość powierzchni obrobionej po frezowaniu
ze zmiennym wysunięciem frezu L i zmienną prędkością skrawania vc
Chropowatość powierzchni obrobionej badano dla trzech wysunięć frezu z
oprawki narzędziowej L (zmiana parametru L jest tożsama ze zmianą sztywności układu) i dla czterech prędkości skrawania vc, natomiast czynnikami
stałymi były posuw fz = 0,12 mm/ostrze i promieniowa głębokość skrawania
ae = 0,1 mm (patrz tabl. 1).
Na rysunku 9 przedstawiono przykładowe wykresy parametru Ra dla różnych prędkości skrawania vc i dla różnych wysunięć frezu L z oprawki narzędziowej. Wykresy te potwierdzają wcześniej wysunięty wniosek, że w niektórych warunkach wraz ze wzrostem prędkości skrawania vc maleje chropowatość powierzchni obrobionej.
P. Twardowski
1,80
1,80
1,60
1,60
1,40
1,40
1,20
Ra [μm]
Ra [μm]
190
1,00
L1
0,80
0,60
1,00
Vc = 250
L2
0,80
L3
0,60
0,40
250
1,20
350
450
550
Vc = 350
Vc = 450
Vc = 550
0,40
v c [m/min]
L1
L2
L3
Wsunięcie narzędzia L [mm]
Rys. 9. Zależność parametru Ra od prędkości skrawania vc i wysunięcia narzędzia L
Fig. 9. Ra parameter dependent on cutting speed vc and tool protrude L
Ponadto można zauważyć, że najkorzystniejsza jest wartość środkowa L, tzn.
L2 = 47 mm. Dla L2 = 47 mm chropowatość powierzchni obrobionej określona
wskaźnikiem Ra jest najmniejsza bez względu na prędkość skrawania. W całym
zakresie prowadzonych badań najmniejsze parametry Ra i Rz zanotowano dla
L2 = 47 mm, czyli dla stanu pośredniego sztywności. Wynika z tego, że z punktu
widzenia chropowatości powierzchni obrobionej niewskazany jest stan, w którym układ jest zbyt sztywny lub podatny.
5. PODSUMOWANIE
Analiza profilogramów wykazała, że w zakresie prowadzonych badań wartość posuwu na obrót f miała wpływ na chropowatość powierzchni obrobionej, a
nie wartość posuwu na ostrze fz. Spowodowane to było występowaniem drgań,
których głównym źródłem były drgania pochodzące od częstotliwości obrotowej. Związane jest to bezpośrednio z dynamiką procesu frezowania, tzn. nawet
minimalne niewyrównoważenie układu wrzeciono – uchwyt – narzędzie przy
dużych prędkościach obrotowych generuje siłę odśrodkową, która w dużej mierze wpływa na charakter drgań i kształtowanie mikronierówności na powierzchni obrobionej.
W zakresie prowadzonych badań nie stwierdzono wpływu głębokości skrawania ap na chropowatość powierzchni obrobionej. Jeśli natomiast chodzi o
prędkość skrawania, to wzrost vc (w większości przypadków) prowadził do
spadku chropowatości powierzchni obrobionej określonej parametrami Ra i Rz.
Nieco inny wpływ na chropowatość powierzchni obrobionej (w porównaniu z
prędkością skrawania) ma długość wysunięcia narzędzia z oprawki L. Najmniejsze parametry Ra i Rz zanotowano dla L2 = 47 mm, czyli dla stanu pośredniego
sztywności.
Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość …
191
LITERATURA
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
Alauddin M., Baradie M., Hashmi M., Optimization of surface finish in end milling Inconel 718, Journal of Materials Processing Technology, 2003, vol. 146, s. 54–65.
Axinte D., Dewes R., Surface integrity of hot work tool steel after high speed millingexperimental data and empirical models, Journal of Materials Processing Technology, 2002,
127, s. 325–335.
Jankowiak M., Próba określenia minimalnej grubości warstwy skrawanej podczas mikroskrawania stali hartowanej, Archiwum Technologii Budowy Maszyn, 1990, z. 8, s. 387–394.
Jankowiak M., Kawalec M., Król G., Analityczne określenie minimalnej grubości warstwy
skrawanej dla różnych modeli składowych siły skrawania, Archiwum Technologii Maszyn i
Automatyzacji, 1993, z. 11, s. 153–160.
Kawalec M., Twardowski P., Schmidt R., Wpływ stanu dynamicznego frezarek na jakość
powierzchni obrobionej po dokładnym frezowaniu czołowym, w: Materiały II Krajowej
Konferencji Naukowo-Technicznej „Jakość w budowie obrabiarek i technologii maszyn”,
Kraków 1997, s. 335–336.
Lou M., Chen J., Li C., Surface roughness prediction technique for CNC end-milling,
Journal of Industrial Technology, 1998, vol. 15, no. 1, s. 1–6.
Oczoś K.E., Postęp w obróbce skrawaniem. Obróbka z dużymi prędkościami (High Speed
Machining), Mechanik, 1998, nr 3.
Saï K., Bouzid W., Roughness modeling in up-face milling, Advanced Manufactured Technology, 2005, 26, s. 324–329.
Schultz H., Moriwaki T., High speed machining, Annals of the CIRP, 1992, vol. 41, 2,
s. 637–643.
Ship-Peng L., An adaptive-network based fuzzy inference system for prediction of workpiece surface roughness in end milling, Journal of Materials Processing Technology, 2003,
142, s. 665–675.
Smith S., Winfough W. R., Halley J., The effect of tool length on stable metal removal rate
in high speed milling, Annals of the CIRP, 1998, vol. 47, 1, s. 307–310.
Tlusty J., Smith S., Winfough W. R., Techniques for the use of long slender end mills in
high-speed milling, Annals of the CIRP, 1996, vol. 45, 1, s. 393–396.
Tlusty J., Smith S., Current trends in high-speed machining, Journal of Manufacturing
Science and Engineering, 1997, vol. 119, s. 664–666.
Villaseñor D., Morales-Menéndez R., Rodriguez C., Neural networks and statistical
based models for surface roughness prediction, w: Proceedings of the 25th IASTED International Conference Modelling, Identification and Control, Lanzarote 2006, s. 326–331.
Vivancos J., Luis C., Costa L., Ortiz J., González H., Analysis of factors affecting the
high-speed side milling of hardened die steels, Journal of Materials Processing Technology,
2005, s. 696–701.
Vivancos J., Luis C., Costa L., Ortiz J., Optimal machining parameters selection in high
speed milling of hardened steels for injection moulds, Journal of Materials Processing Technology, 2004, vol. 152, s. 1505–1512.
Praca wpłynęła do Redakcji 31.03.2008
Recenzent: dr hab. inż. Edward Miko
192
P. Twardowski
INFLUENCE OF DYNAMICS PROCESS MILLING OF HARDENED STEEL
ON MACHINED SURFACE ROUGHNESS IN HSM CONDITIONS
S u m m a r y
The article presents the analysis of different factors which have influence on machined surface
roughness after slab milling in HSM conditions. In this paper there were presented the experimental investigations of cutting depth ap and variable length of milling protrude L influence on machined surface roughness, which were determined by Ra i Rz indicators.
Profilograms analyses referring to influence vibration on machining surface roughness were
carried out.
Key words: milling, hardened steel, machined surface roughness, vibration