WPŁYW DYNAMIKI PROCESU FREZOWANIA ZAHARTOWANEJ STALI NA CHROPOWATOŚĆ POWIERZCHNI OBROBIONEJ W WARUNKACH HSM

Transkrypt

1 KOMISJA BUDOWY MASZYN PAN ODDZIAŁ W POZNANIU Vol. 28 nr 2 Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji 28 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 a p 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 f z prowadzi do wzrostu chropowatości powierzchni obrobionej w trakcie frezowania walcowego zahartowanej stali w warunkach HSM [14 16]. Autorzy prac [1, 2, 8, 1] 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 f z, prędkość skrawania v c, osiowa głębokość skrawania a p i promieniowa głębokość skrawania a e są najczęstszymi czynnikami branymi pod uwagę w przypadku opracowywania modeli prognostycznych obróbki HSM [6, 15, 16]. Dr inż. Instytut Technologii Mechanicznej Politechniki Poznańskiej.

2 184 P. Twardowski Rys. 1. Wpływ procentowy parametrów skrawania na chropowatość powierzchni obrobionej [14] Fig. 1. Influence of cutting parameters on machined surface roughness [14] Frezowanie w warunkach HSM jest to strategia obróbki, w której występuje kombinacja małej głębokości skrawania a p, a e i dużej prędkości skrawania v c. 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 a e jest nieistotny ze względu na chropowatość powierzchni obrobionej. Omawiając najważniejsze czynniki wpływające na chropowatość powierzchni obrobionej za pomocą frezowania stali zahartowanej w warunkach HSM, nie sposób pominąć wpływu dynamiki obrabiarek [5], a w 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) a p [mm], prędkości skrawania v c [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 = 19 mm i szerokości B = 45 mm ze stali zahartowanej 55NiCrMoV6 (WNL) o twardości 55 HRC. W badaniach zastosowano sześcioostrzowy monolityczny frez torusowy (r ε = 1 mm) o średnicy d = 12 mm, kącie λ s = 45 i promieniu zaokrąglenia głównej krawędzi skrawającej r n = 1 μm, z drobnoziarnistego węglika spiekanego, z powłoką przeciwzużyciową TiAlCN. Badania prowadzono na pięcioosiowym centrum frezarskim firmy DECKEL MAHO model DMU 6monoBLOCK, a zakres badań przedstawiono w tablicy 1.

3 v c [m/min] Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość 185 n [obr/min] a p [mm] Zakres badań Range of research L [mm] a e [mm] f z [mm/ostrze] v f [mm/min] L = L 2 = 47,1, L 3 = Tablica 1 3. METODYKA BADAŃ Jak wynika z zakresu badań przedstawionego w tablicy 1, czynnikami zmiennymi były: prędkość skrawania v c, głębokość skrawania a p 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. ap L a e 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 T5 na odcinku pomiarowym L t = 4,8 mm, przy czym dla a p = 2 mm wykonano jeden pomiar, dla a p = 3 mm dwa pomiary, dla a p = 4 mm trzy pomiary itd. W wyniku pomiaru otrzymano profilogramy, na podstawie których program Turbo Datawin-NT obliczał parametry Ra i Rz.

4 186 P. Twardowski 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 h zψ = f z sinψ = 22 μm i dla r n = 1 μm spełniony jest warunek minimalnej grubości warstwy skrawanej h min [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 v c = 25 m/min, a p = 7 mm i L 1 = 37 mm, na podstawie którego obliczane są parametry chropowatości. Z profilogramu można odczytać długość fali tworzącej mikronierówność, która odpowiada wartości posuwu na obrót f =,72 mm/obrót, a nie wartości posuwu na ostrze f z =,12 mm/ostrze. Za taki stan odpowiedzialne są m.in. drgania mechaniczne wywołane zmiennością siły skrawania. Dla prędkości obrotowej n = 6634 obr/min (v c = 25 m/min, fo = 11 Hz częstotliwość pochodząca od obrotów) czas jednego obrotu frezu t =,9 s, czyli tyle samo, ile potrzeba czasu na pokonanie drogi odpowiadającej x =,72 mm = f (dla f t = 4776 mm/min). f =,72 mm/obr t =,9 s Rys. 4. Profilogram typu R dla v c = 25 m/min i a p = 7 mm Fig. 4. Profilogram (type R) for v c = 25 m/min and a p = 7 mm

5 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 t s i drogi x (rys. 5). a) t s [s] b) t s [s] z [μm] 1,14 1,15 1,16 1,17 1,18 1, Ap Ap [m/s 2 ] z [μm] ,14 1,15 1,16 1,17 1,18 1, F fn F fn [N] x [μm] x [μm] 1 Rys. 5. Profilogram nierówności typu P dla v c = 25 m/min, L = 37 mm, a p = 3 mm: a) nałożony przebieg przyspieszeń drgań Ap, b) nałożony przebieg składowej F fn w funkcji czasu skrawania t s i drogi x Fig. 5. Profilogram of roughness (type P) for v c = 25 m/min, L = 37 mm, and a p = 3 mm: a) applied a carrier wave of vibration acceleration Ap, b) applied a carrier wave of component F fn in function of cutting time t s 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 =,72 mm/obrót, a nie wartości posuwu na ostrze f z =,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 =,72 mm = f i drugiej o znacznie mniejszej amplitudzie i długości L = =,12 mm = f z. Taki charakter profilogramów tłumaczy widmo składowej F fn (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 = obr/min.

6 188 P. Twardowski a) t s [s] 1,8 1,85 1,81 1,815 1,82 1,825 1, b) 35 3 foz = 1194 Hz 2foz = 2388 Hz 6 F fn z [μm] x [μm] F fn [N] FfN [N] 2 fo = 199 Hz częstotliwość f [Hz] Rys. 6. Profilogram typu P z nałożonym przebiegiem składowej F fn (a) oraz charakterystyka amplitudowo-częstotliwościowa składowej F fn (b); v c = 45 m/min, L = 47 mm i a p = 7 mm Fig. 6. Profilogram of roughness (type P) for applied a carrier wave of component F fn (a) and characteristic of amplitude-frequency vibration for F fn (b); v c = 45 m/min, L = 47 mm i a p = 7 mm 4.2. Chropowatość powierzchni obrobionej po frezowaniu ze zmienną głębokością a p i prędkością skrawania v c Badanie chropowatości powierzchni obrobionej prowadzono dla czterech prędkości skrawania, zmieniając dla każdej z nich głębokość skrawania a p = = 2, 3, 4, 5, 6, 7 mm, natomiast czynnikami stałymi były posuw f z =,12 mm/ostrze i promieniowa głębokość skrawania a e =,1 mm (patrz tabl. 1). Na rysunku 7 przedstawiono wskaźniki Ra i Rz dla v c = 25 m/min wraz z rozstępami pomiarów w zależności od osiowej głębokości skrawania a p. Z wykresów tych nie wynika jednoznacznie, aby głębokość skrawania a p miała wpływ na chropowatość powierzchni obrobionej. 2, 9, 1,8 8, Ra [μm] 1,6 1,4 1,2 1, Rz [μm] 7, 6, 5,,8 4,,6 2 mm 3 mm 4 mm 5 mm 6 mm 7 mm 3, 2 mm 3 mm 4 mm 5 mm 6 mm 7 mm a p [mm] a p [mm] Rys. 7. Wartość parametru Ra i Rz chropowatości powierzchni obrobionej w zależności od głębokości skrawania a p dla v c = 25 m/min Fig. 7. Values of Ra and Rz parameters of machined surface roughness depend on depth of cut a p for v c = 25 m/min

7 Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość 189 Ponadto zauważono, że wraz ze wzrostem prędkości skrawania v c 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 a p = 2 mm. Za taki stan w dużej mierze są odpowiedzialne drgania mechaniczne, których amplituda w zakresie prowadzonych badań maleje wraz ze wzrostem prędkości skrawania. Rz [μm] 8, 7, 6, 5, A f = 14,2 m 2 s A f = 5,98 m 2 s 4, 3, v c [m/min] Rys. 8. Wartość parametru Rz w funkcji prędkości skrawania v c dla a p = 2 mm Fig. 8. Values of Rz parameter in function of cutting speed v c = 25 m/min for a p = 2 mm 4.3. Chropowatość powierzchni obrobionej po frezowaniu ze zmiennym wysunięciem frezu L i zmienną prędkością skrawania v c 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 v c, natomiast czynnikami stałymi były posuw f z =,12 mm/ostrze i promieniowa głębokość skrawania a e =,1 mm (patrz tabl. 1). Na rysunku 9 przedstawiono przykładowe wykresy parametru Ra dla różnych prędkości skrawania v c i dla różnych wysunięć frezu L z oprawki narzędziowej. Wykresy te potwierdzają wcześniej wysunięty wniosek, że w niektórych warunkach wraz ze wzrostem prędkości skrawania v c maleje chropowatość powierzchni obrobionej.

8 19 P. Twardowski 1,8 1,8 1,6 1,6 1,4 1,4 Ra [μm] 1,2 1,,8,6,4 L1 L2 L v c [m/min] Ra [μm] 1,2 1,,8,6,4 Vc = 25 Vc = 35 Vc = 45 Vc = 55 L1 L2 L3 Wsunięcie narzędzia L [mm] Rys. 9. Zależność parametru Ra od prędkości skrawania v c i wysunięcia narzędzia L Fig. 9. Ra parameter dependent on cutting speed v c and tool protrude L Ponadto można zauważyć, że najkorzystniejsza jest wartość środkowa L, tzn. L 2 = 47 mm. Dla L 2 = 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 L 2 = 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 f z. 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 a p na chropowatość powierzchni obrobionej. Jeśli natomiast chodzi o prędkość skrawania, to wzrost v c (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 L 2 = 47 mm, czyli dla stanu pośredniego sztywności.

9 Wpływ dynamiki procesu frezowania zahartowanej stali na chropowatość 191 LITERATURA [1] Alauddin M., Baradie M., Hashmi M., Optimization of surface finish in end milling Inconel 718, Journal of Materials Processing Technology, 23, vol. 146, s [2] Axinte D., Dewes R., Surface integrity of hot work tool steel after high speed millingexperimental data and empirical models, Journal of Materials Processing Technology, 22, 127, s [3] Jankowiak M., Próba określenia minimalnej grubości warstwy skrawanej podczas mikroskrawania stali hartowanej, Archiwum Technologii Budowy Maszyn, 199, z. 8, s [4] 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 [5] 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 [6] Lou M., Chen J., Li C., Surface roughness prediction technique for CNC end-milling, Journal of Industrial Technology, 1998, vol. 15, no. 1, s [7] Oczoś K.E., Postęp w obróbce skrawaniem. Obróbka z dużymi prędkościami (High Speed Machining), Mechanik, 1998, nr 3. [8] Saï K., Bouzid W., Roughness modeling in up-face milling, Advanced Manufactured Technology, 25, 26, s [9] Schultz H., Moriwaki T., High speed machining, Annals of the CIRP, 1992, vol. 41, 2, s [1] Ship-Peng L., An adaptive-network based fuzzy inference system for prediction of workpiece surface roughness in end milling, Journal of Materials Processing Technology, 23, 142, s [11] 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 [12] 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 [13] Tlusty J., Smith S., Current trends in high-speed machining, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 1997, vol. 119, s [14] Villaseñor D., Morales-Menéndez R., Rodriguez C., Neural networks and statistical based models for surface roughness prediction, w: Proceedings of the 25 th IASTED International Conference Modelling, Identification and Control, Lanzarote 26, s [15] 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, 25, s [16] 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, 24, vol. 152, s Praca wpłynęła do Redakcji Recenzent: dr hab. inż. Edward Miko

10 192 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 a p 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