STABILNOŚĆ PROCESU FREZOWANIA STALI NA TWARDO W WARUNKACH HSM

Transkrypt

1 KOMISJA BUDOWY MASZYN PAN ODDZIAŁ W POZNANIU Vol. 26 nr 2 Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji 26 PAWEŁ TWARDOWSKI * STABILNOŚĆ PROCESU FREZOWANIA STALI NA TWARDO W WARUNKACH HSM W artykule przedstawiono analizę wpływu warunków i parametrów skrawania na stabilność procesu frezowania stali na twardo w warunkach HSM. Stabilność procesu rozpatrywana była z punktu widzenia drgań samowzbudnych układu OUPN. Oceniano ją na podstawie sygnałów przyspieszeń drgań i składowych siły całkowitej. Dokonano także analizy przydatności tych sygnałów do oceny stabilności procesu. Słowa kluczowe: obróbka skrawaniem, frezowanie, stale zahartowane, stabilność 1. WPROWADZENIE Stabilność frezowania rozpatrywana jest z punktu widzenia drgań samowzbudnych układu OUPN, a głównymi czynnikami, które mają na nią wpływ, są warunki i parametry skrawania. W wielu pracach podkreśla się, iż bardzo istotnym czynnikiem wpływającym na efekty obróbki podczas frezowania w warunkach HSM jest stabilność procesu, powiązana zarówno z obrabiarką, jak i procesem. Pojęcie stabilności związane jest z zaburzeniami ruchu układu OUPN przejawiającymi się powstawaniem drgań (najczęściej samowzbudnych). Dlatego stabilność rozumiana jest jako stan, w którym nie występują drgania samowzbudne lub powstające drgania ulegają wygaszeniu [9]. Analizując stabilność procesu HSM, wielu autorów przywiązuje dużą wagę do właściwości dynamicznych obrabiarki. I tak np. w pracy [2] przedstawiono wpływ drgań elektrowrzeciona na dokładność wykonanego otworu. Drgania powodują przemieszczenia w płaszczyźnie X-Y i są tym większe, im większe są prędkości obrotowe. W wielu przypadkach do obróbki szybkościowej stosowane są frezy monolityczne palcowe, dla których stosunek długości do średnicy jest większy od. W takich sytuacjach należy się liczyć z możliwością utraty sta- * Dr inż. Instytut Technologii Mechanicznej Politechniki Poznańskiej.

2 94 P. Twardowski bilności procesu, co może objawiać się występowaniem drgań samowzbudnych. W pracy [1] pokazano, jak prędkość obrotowa i głębokość skrawania wpływają na stabilność procesu. W tym przypadku utrata stabilności przekłada się bezpośrednio na przemieszczenia narzędzia w płaszczyźnie X-Y w rejonach niestabilnych przemieszczenia te są kilkakrotnie większe, co ma bezpośredni wpływ na dokładność obróbki. Podobne wyniki uzyskali autorzy prac [6, 8]. Potwierdzili oni, że stosowanie narzędzi, dla których stosunek (długości do średnicy) L/D >, wiąże się z ryzykiem utraty stabilności, która najczęściej przejawia się występowaniem drgań samowzbudnych. Ryzyko to jest tym większe, im większa jest prędkość obrotowa wrzeciona. Drgania samowzbudne mogą wystąpić nie tylko przy obróbce narzędziami spełniającymi warunek L/D >, ale także w wielu innych przypadkach związanych z obrabiarką, procesem, mocowaniem narzędzi i przedmiotu, a także wtedy, gdy niewłaściwie są dobrane parametry skrawania. Jak podaje autor pracy [9], drgania samowzbudne mogą powstać tylko w takim układzie, który samoistnie generuje zmienną siłę powodującą te drgania. W układzie OUPN zawierającym sprzężenie przez proces skrawania siłą tą jest zmienna w czasie część siły skrawania, zależna od parametrów względnych drgań między narzędziem i przedmiotem obrabianym. Z tego też względu, mówiąc o stabilności procesu, nie sposób pominąć analizy składowych siły całkowitej i ich wpływu na efekty obróbki [3, 4, 5, 7, ]. 2. ZAKRES I WARUNKI BADAŃ Badania wykonano w warunkach HSM na trójosiowym centrum obróbkowym (firmy DMG) typu DMC7V o maksymalnej prędkości obrotowej n = = 32 obr/min. Frezowano na sucho płytę z zahartowanej stali stopowej do pracy na gorąco 55NiCrMoV6 (WNL) o twardości 54 ±1 HRC na długości L f = = 9 mm. Jako narzędzia skrawające zastosowano monolityczne frezy palcowe torusowe o średnicy D = 12 mm, z = 6 i promieniu naroża r ε = 1,5 mm z drobnoziarnistego węglika spiekanego (średnia średnica ziarna ok.,4 μm) z powłoką przeciwzużyciową typu TiAlCN. 3. METODYKA I TECHNIKA BADAŃ Opracowano trzy warianty badań, które różniły się wartościami a p, a e i L (rys. 1) z jednoczesnym zachowaniem stałych parametrów v c i f z. Szczegółowy zakres i warunki badań przedstawiono w tablicy 1.

3 Stabilność procesu frezowania stali na twardo w warunkach HSM 95 Z n Y X L f L Oprawka narzędziowa Frez torusowy L Przedmiot obrabiany a p a p a e a e Rys. 1. Czynniki zmienne zastosowane w badaniach Fig. 1. Variable factors applied in research Zakres i warunki badań Range and conditions of research Tablica 1 Wariant a p [mm] a e [mm] L [mm] I 1 8 mm 1 4 v c [m/min] Parametry stałe f z [mm/ostrze] t s [s] Geometria ostrza II 1 1, III , ,5 1,6 α o = 5 o λ s = 45 o γ o = 5o Dla wariantu pierwszego a e = 1 mm, co przy średnicy frezu D = 12 mm daje kąt pracy ψ = 33,5 o i liczbę ostrzy czynnych z c =,56 (z cmax = 1). Uwzględniając prędkość obrotową wrzeciona (n = 112 obr/min) i liczbę ostrzy frezu, otrzymujemy podstawową częstotliwość wymuszającą f w = 112 Hz.

4 96 P. Twardowski Podczas frezowania stali rejestrowano sygnały składowych siły całkowitej (F f, F fn, F p ) oraz przyspieszeń drgań w kierunku odporowym A p i posuwowym A f. Do pomiaru i analizy składowych F f, F fn i F p siły całkowitej F zastosowano frezarski siłomierz piezoelektryczny zamontowany na stole frezarki i podłączony do układu pomiarowego. Sygnały z siłomierza przekazywane były na wzmacniacze ładunku, a następnie przez przetwornik analogowo-cyfrowy na komputer, za pomocą którego wyznaczono wartość średnią i średniokwa-dratową. Do pomiaru przyspieszeń drgań zastosowano piezoelektryczny czujnik B&K zamocowany na siłomierzu frezarskim. Po każdym przejściu mierzono wskaźnik VB c zużycia ostrzy. W tym celu użyto mikroskopu warsztatowego o działce elementarnej,1 mm. Na rysunku 2 pokazano obrazy zużycia ostrza w warunkach pracy stabilnej i niestabilnej. Ponieważ w warunkach pracy stabilnej po wykonaniu każdej serii pomiarowej zużycie ostrza określone wskaźnikiem VB c było mniejsze niż elementarna działka pomiarowa mikroskopu warsztatowego, dlatego przyjęto VB c = mm. a) b) Rys. 2. Obrazy zużycia ostrza: a) stan ostrza po t s = 12 s pracy (brak utraty stabilności), b) stan ostrza powstały w wyniku utraty stabilności układu OUPN (wyłamanie naroży ostrzy) Fig. 2. Images of edge wear: a) state of edge after t s = 12 seconds of work (no loss of stability), b) state of edge after losing of stability of machined system (fracture of edges corners) 4. WYNIKI BADAŃ I ICH ANALIZA W celu określenia wpływu parametrów a p, a e i L na stabilność procesu w pierwszym wariancie zmieniano a p od 1 mm do 8 mm, zachowując stałe pozostałe parametry. Po każdym przejściu rejestrowano składowe siły całkowitej i przyspieszenia drgań, a przykładowe wyniki pokazano na rys. 3 i 4. Utratę stabilności procesu frezowania zaobserwowano dla a p = 8 mm, przy której pojawiły się drgania samowzbudne. Z wykresów składowej F f (a także pozostałych F p i F fn ) nie wynika jednoznacznie, że nastąpiła utrata stabilności, mimo że nastąpił wzrost amplitudy. Pojawienie się drgań samowzbudnych dla

5 Stabilność procesu frezowania stali na twardo w warunkach HSM 97 a p = 8 mm widać na sygnałach przyspieszeń drgań, dla których zastosowano analizę częstotliwościową (rys. 4). 4 2 a p = 2 mm Ff [N] a p = 8 mm -,8,82,84,86,88,9 t s [s] Rys. 3. Przebieg składowej F f zarejestrowany na centrum obróbkowym DMC7V Fig. 3. Course of component F f registered on machining center DMC7V Amplituda A f [m/s 2 ] Amplituda A f [m/s 2 ] 2, 1,8 1,6 1,4 1,2 1,,8,6,4,2, , 1,8 1,6 1,4 1,2 1,,8,6,4,2 Częstotliwość f [Hz], Częstotliwość f [Hz] a p = 8 mm a p = 7 mm Rys. 4. Charakterystyki amplitudowo-częstotliwościowe sygnału przyspieszeń drgań dla kierunku posuwowego Fig. 4. Frequency characteristics of vibration acceleration signal for feed direction

6 98 P. Twardowski Na rysunku 4 widać pojedyncze prążki o wysokiej amplitudzie (f = 112 Hz), świadczące o wystąpieniu drgań samowzbudnych spowodowanych wymuszeniem opisanym w metodyce badań, którym towarzyszył hałas o wysokiej częstotliwości. Pojawienie się drgań samowzbudnych, a co za tym idzie, utrata stabilności, wystąpiła dla a p = 8 mm, co potwierdza analiza wartości RMS w całym rozpatrywanym paśmie (rys. 5). Analiza składowych siły całkowitej w ocenie stabilności procesu frezowania w warunkach HSM okazała się mało przydatna. Wraz ze wzrostem głębokości frezowania rosną amplitudy składowych siły całkowitej, ale w momencie utraty stabilności nie następuje ich gwałtowny wzrost (rys. 6), na podstawie czego można by wnioskować o pojawieniu się drgań samowzbudnych. RMS A f [m/s 2 ] DMC7V n = 112 obr/min v c = 422 m/min a p [mm] Rys. 5. Wpływ parametru a p na wartość RMS sygnału przyspieszeń drgań dla kierunku posuwowego Fig. 5. Influence of parameter a p on RMS value of chatter acceleration signal for feed direction 5 Wartość RMS Fi [N] kier. Z - F p kier. Y - F f kier. X - F fn 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, a p [mm] Rys. 6. Wpływ parametru a p na wartość RMS składowych siły całkowitej Fig. 6. Influence of parameter a p on RMS value of total force components W drugim wariancie badań parametrami zmiennymi były a p i a e (patrz tabl. 1), a przykładowe wyniki przyspieszeń drgań dla kierunku odporowego pokazano na rys. 7. Nie zaobserwowano gwałtownych zmian amplitudy przyspieszeń

7 Stabilność procesu frezowania stali na twardo w warunkach HSM 99 drgań w całym zakresie zmiennych parametrów a p i a e. Nawet w skrajnym przypadku, tzn. dla a e = mm i a p = 1 mm, proces frezowania przebiegał stabilnie (nie wystąpiły drgania samowzbudne). Podobne wyniki otrzymano, analizując składowe siły całkowitej. RMS A p [m/s 2 ] 5 4,5 3, ,5 1,5 2,5 1 a e [mm] a p [mm] DMC7V n = 112 obr/min v c = 422 m/min , , Rys. 7. Wpływ parametrów a p i a e na wartość RMS sygnału przyspieszeń drgań Fig. 7. Influence of parameters a p and a e on RMS value of chatter acceleration signal W wariancie trzecim parametrem zmiennym była długość wysunięcia frezu z oprawki L (patrz rys. 1), a stałe parametry frezowania były następujące: a p = = 3 mm, a e = 1 mm, f z =,5 mm/ostrze, gwarantujące stabilność obróbki. Utrata stabilności dla obrabiarki DMC7V nastąpiła dla L = 7 mm (rys. 8), co potwierdza analiza wartości średniokwadratowej w funkcji długości L (rys. 9). Amplituda A p [m/s 2 ] 3, 2,5 2, 1,5 1,,5 L =6mm a p =3mm a e =1mm v c =422m/min f z =,5mm/ostrze Amplituda A p [m/s 2 ] 3, 2,5 2, 1,5 1,,5 L =7mm a p =3mm a e =1mm v c =422m/min f z =,5mm/ostrze, Częstotliwość f [Hz], Częstotliwość f [Hz] Rys. 8. Charakterystyki amplitudowo-częstotliwościowe sygnału przyspieszeń Fig. 8. Frequency characteristics of acceleration signal Analizując przebieg składowej F p w wariancie trzecim, trudno jednoznacznie stwierdzić, że nastąpiła utrata stabilności. Dopiero analiza wartości średniej w funkcji długości (wysunięcia) L pokazuje, jak zmienia się amplituda (wartość średnia) wraz ze wzrostem L (rys. ). Utrata stabilności przejawia się gwałtow-

8 P. Twardowski nym skokiem amplitudy, wynikającym ze zmiany kierunku działania składowej odporowej F p w wyniku drgań samowzbudnych. Amplituda A [m/s 2 ] DMC7V v c = 422 m/min a p = 3 mm a e = 1 mm kier. odpor. Kier. posuwowy kier. posuw. Kier. odporowy Wysunięcie L [mm] Rys. 9. Wpływ wysunięcia frezu L na wartość sygnału przyspieszeń drgań Fig. 9. Influence of mill length L on value of chatter acceleration signal Wartość średnia Fp [N] DMC7V v c = 422 m/min a p = 3 mm a e = 1 mm Wysunięcie L [mm] Rys.. Wpływ wysunięcia frezu L na wartość średnią składowej F p Fig.. Influence of mill length L on mean value of component F p 5. PODSUMOWANIE Spośród trzech badanych czynników największy wpływ na stabilność obróbki miały: dosuw wgłębny (głębokość skrawania), który spowodował utratę stabilności dla a p = 8 mm, oraz wysunięcie narzędzia (długość), które spowodowało utratę stabilności dla L = 7 mm. Nie zaobserwowano natomiast utraty stabilności w wyniku zmian parametru a e. Utrata stabilności zawsze powodowała wyłamanie naroży ostrzy (zużycie wytrzymałościowe). Do oceny stabilności procesu bardziej przydatna okazuje się analiza częstotliwościowa sygnałów przyspieszeń drgań niż analiza składowych siły całkowitej.

9 Stabilność procesu frezowania stali na twardo w warunkach HSM 1 LITERATURA [1] Davies M.A., Dutterer B., Pratt J.R., Schaut A.J., Bryan J.B., On the dynamics of high- -speed milling with long, slender endmills, Annals of the CIRP, 1998, 47, 1, s [2] Heisel U., Feinauer A., Dynamic influence on workpiece quality in high speed milling, Annals of the CIRP, 1999, 48, 1, s [3] Lazoglu I., Liang S.Y., Modeling of ball-end milling forces with cutter axis inclination, Transactions of the ASME, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 2, vol. 122, February, s [4] Kawalec M., Jankowiak M., Nowakowski Z., Twardowski P., Rybicki M., Hard machining of steel and technical ceramics, Gdańsk, Wyd. Politechniki Gdańskiej 26 (w druku). [5] Mativenga P.T., Han K.K.B., An Experimental study of cutting forces in high-speed end milling and implications for dynamic force modelling, Transactions of the ASME, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 25, vol. 127, May, s [6] 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, 47, 1, s [7] Sutter G., Molinari A., Analysis of the cutting force components and friction in high speed machining, Transactions of the ASME, Journal of Manufacturing Science and Engineering, 25, vol. 127, May, s [8] 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, 45, 1, s [9] Tomków J., Wibrostabilność obrabiarek, Warszawa, WNT Fundacja Książka naukowo- -techniczna [] Zhang L., Zheng L., Prediction of cutting forces in end milling of pockets, International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 25, 25, s Praca wpłynęła do Redakcji Recenzent: dr hab. inż. Andrzej Sokołowski STABILITY OF HARD MILLING PROCESS IN HSM CONDITIONS S u m m a r y In the paper analysis of influence of cutting conditions and parameters on stability of hard milling process in HSM conditions is shown. The process stability was considered from the point of view of chatter of machining system, assessed based on chatter acceleration and components of total force signals. Analysis of usability of the signals for assessment of the process stability has been evaluated as well. Key words: machining, milling, hardened steels, stability