Особенности проектирования и изготовления концевых фрез с напайными пластинками твердых сплавов винтовой формы для обработки деталей из авиационных материалов

Оригинальная статья / Original article УДК: 621.9.02

DOI: http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2018-11-10-33

ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ИЗГОТОВЛЕНИЯ КОНЦЕВЫХ ФРЕЗ С НАПАИНЫМИ ПЛАСТИНКАМИ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ ВИНТОВОЙ ФОРМЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ АВИАЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ

© О.М. Балла1

Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Российская Федерация, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.

РЕЗЮМЕ: Цель - повышение эффективности механической обработки деталей из авиационных материалов путем применения специализированных и специальных конструкций концевых фрез с напайными пластинками твердых сплавов винтовой формы. В ходе работы применялись экспериментальные и теоретические методы исследования повышения работоспособности специализированных и специальных конструкций фрез с напайными пластинками твердых сплавов для обработки авиационных материалов на стадиях их проектирования и изготовления. Разработана методика проектирования специализированных и специальных конструкций концевых фрез с напайными пластинками винтовой формы для фрезерования авиационных материалов как для черновой, так и чистовой обработки. Приведены рекомендации по их изготовлению. Применение расчетных методов позволяет исключить влияние субъективных факторов на качество проектирования и снижает его трудоемкость. Применение специализированных и специальных фрез с напайными винтовыми пластинками твердых сплавов винтовой формы в диапазоне их диаметров от 20 до 60 мм обеспечивает эффективность как черновой, так и чистовой механической обработки деталей из авиационных материалов. Особенно они эффективны при чистовой обработке, так как формируют обработанную поверхность без искажения формы по сравнению с фрезами, оснащенными неперетачиваемыми пластинками, расположенными в несколько рядов по высоте. Для черновой обработки наиболее пригодны фрезы с переменными схемами резания, они создают меньший уровень динамических нагрузок на технологическую систему, что особенно важно при обработке нежестких деталей из материалов с низкими значениями модулей упругости.

Ключевые слова: авиационные материалы, твердые сплавы, специальные и специализированные концевые фрезы, пластинки твердого сплава винтовой формы

Информация о статье: Дата поступления 10 сентября 2018 г.; дата принятия к печати 30 октября 2018 г.; дата онлайн-размещения 30 ноября 2018 г.

Для цитирования: Балла О.М. Особенности проектирования и изготовления концевых фрез с напайными пластинками твердых сплавов для обработки деталей авиационных материалов. Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018;22(11):10-33. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-11-10-33.

FEATURES OF DESIGN AND MANUFACTURE OF END MILLS WITH SOLDERED-ON HARD ALLOY HELICAL PLATES FOR MACHINING PARTS MADE OF AVIATION MATERIALS

Oleg M. Balla

Irkutsk National Research Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk 664074, Russian Federation

ABSTRACT: The purpose of the article is to improve the machining efficiency of parts made of aviation materials through the application of specialized and special designs of end mills with soldered-on hard alloy helical plates. The study employs the experimental and theoretical research methods of improving the performance of specialized and special designs of mills with soldered-on hard alloy plates for aviation material machining at the stages of their design and produc-

1Балла Олег Михайлович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительных производств Института авиамашиностроения и транспорта, e-mail: ballaom@mail.ru Oleg M. Balla, Cand. Sci. (Eng.), the senior lecturer of faculty of a know-how and a furniture of machine-building manufactures of the Institute of aviamechanical engineering and a carrier, e-mail: ballaom@mail.ru

tion. The methods of designing specialized and special designs of end mills with soldered-on helical plates for milling aviation materials both for rough work and finishing treatment are developed. Recommendations are given on their manufacture. Application of calculation methods allows to eliminate the influence of subjective factors on the quality of designing and reduces its labour intensity. Application of specialized and special mills with soldered-on hard alloy helical plates in the range of their diameters from 20 up to 60 mm ensures the efficiency of both rough work and finishing treatment of parts made of aviation materials. They are especially effective at finishing treatment as they shape the machined surface without the distortion of shape unlike the mills equipped with disposal inserts located in several rows on height. Mills with variable cutting patterns are most effective for rough work. They create a smaller level of dynamic loads on the technological system that is especially important when machining not rigid parts made of the materials with low values of elasticity coefficients.

Keywords: aviation materials, hard alloys, special and specialized end mills, hard alloy helical plates

Information about the article: Received September 10, 2018; accepted for publication 30 October, 2018; available online 30 November, 2018.

For citation: Balla O.M. Features of design and manufacture of end mills with soldered-on hard alloy helical plates for machining parts made of aviation materials. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2018;22(11):pp. 10-33. (In Russian) DOI: 10.21285/1814-3520-201811-10-33.

Введение

Монолитные концевые фрезы из твердого сплава нашли широкое применение для обработки заготовок деталей из материалов, применяемых в самолетостроении. Они обеспечивают интенсификацию режимов резания практически всех групп применяемых обрабатываемых материалов, но диапазоны их применения ограничены из-за значительного расхода вольфрама на единицу инструмента [1]. С учетом этого ограничен диапазон диаметров фрез. В зависимости от изготовителя наибольшие диаметры фрез находятся в диапазоне 20-32 мм. Хотя известны факты применения монолитных твердосплавных фрез значительно больших размеров, так на фирме «Martin-Lockheed» применялись монолитные фрезы диаметром 47 мм, а на Ташкентском авиационном производственном объединении им. В.П. Чкалова (ТаПО-иЧ) даже 60 мм. Применение фрез с многогранными неперетачиваемыми пластинками (МНП) в диапазоне диаметров от 20 до 60 мм менее эффективно [2, 3]. Это объясняется следующим:

- фрезы с МНП в указанном диапазоне диаметров имеют меньшие числа зубьев по сравнению с инструментом с напайными пластинками винтовой формы, что приводит к снижению минутной подачи;

- для фрез с МНП характерен огра-

ниченный объем стружечных канавок, что затрудняет их применение для работы с большой глубиной фрезерования;

- для фрез, с расположением пластин в несколько рядов по высоте, характерно формирование обработанной поверхности с явно выраженными следами обработки в виде строчек;

- значительно меньшие значения углов наклона режущих кромок МНП по сравнению с фрезами с винтовыми пластинками создают большие динамические нагрузки на технологическую систему.

Все это усложняет обработку деталей пониженной жесткости, что характерно для конструкций авиационных деталей. С учетом этого, не смотря на ряд эксплуатационных недостатков (необходимость переточки и относительно небольшой по сравнению с фрезами с МНП суммарный срок службы до утилизации), не снижается интерес к применению фрез с винтовыми пластинками твердых сплавов. Так в настоящее время фрезы с напайными пластинками твердых сплавов винтовой формы выпускаются следующими изготовителями инструмента: Marwin cutting tool, Pramet [4]. Данные конструкции фрез оснащены пластинками большой высоты, что позволяет выполнять как черновую, так и чистовую обработку за один проход по высоте дета-

лей из труднообрабатываемых материалов. Высота пластин достигает 1,5-2 диаметров фрез и в ряде случаев больше, что в целом соответствует размерам рабочей части монолитных твердосплавных фрез. По отечественным стандартам на фрезы с напайными винтовыми пластинками твердого сплава ГОСТ24637-81 предназначенным для обработки титановых сплавов и других труднообрабатываемых материалов, тем более по стандартам ГОСТ20536-75...ГОСТ20538-75 не отвечают требова-

ниям фрезерования заготовок деталей из авиационных материалов из-за несоответствия геометрических параметров и ограниченного объема стружечных канавок. С учетом этого возникла необходимость разработки методик проектирования специализированных и специальных фрез для обработки основных групп материалов применяемых при производстве деталей летательных аппаратов на современном оборудовании.

Теоретическое и экспериментальное исследования

Форма поперечного сечения пластин по ГОСТ25414-90 не отвечает требованиям получения рациональных геометрических параметров, необходимых для обработки основных групп материалов применяемых в конструкциях летательных аппаратов (рис. 1).

При установке пластин в корпус

фрезы в соответствии с ее теоретическими размерами формируется отрицательное значение переднего угла ^у), что приводит при формировании передних углов необходимых для обработки высокопрочных нержавеющих сталей, титановых и алюминиевых сплавов к значительному уменьшению толщины пластин (рис. 2).

S

пл

h

пл

Рис. 1. Форма поперечного сечения винтовых пластин твердого сплава по ГОСТ 25414-90: hnn - высота пластинки; впл - толщина пластинки; уу - передний угол при установке пластины в корпус Fig. 1. The shape of the cross-section of helical plates made of a hard alloy on GOST 25414-90:

hпл - plate height; Бпл - plate thickness; уу - rake angle when installing the insert into the case

Рис. 2. Схема для рас чета ум ень ш ения тол щ ины пла ст ин по сле заточки передних углов: Y - передний угол необходимый для обработки; AS - уменьшение толщины пластины после заточки Fig. 2. Diagram for calculation of plate thickness reduction after front rakes sharpening: Y - rake angle required for machining; AS - plate thickness reduction after sharpening

h

Это приводит не только к снижению прочности пластин, но и к росту трудоемкости изготовления фрез. Дополнительно необходимо учесть, что в цехах подготовки производства заточка, как правило, выпол-

няется без применения СОЖ, что способствует появлению шлифовочных прижогов. Утонение пластин при заточке передних углов приведено в табл. 1.

Типоразмер пластины Расчетный диаметр фрезы, мм Высота пластины h™, мм Толщина пластины S, мм Установочный передний угол Yy, град. Утонение пластины при заточке переднего угла Y = 5о, мм Утонение пластины при заточке переднего угла Y = 15о, мм

36350, 36370 16 4 2 -7,2 0,86 1,51

36390, 36410 20 6 3 -8,6 1,46 2,40

36010, 36110 32 8 3,5 -6,3 1,6 2,91

36030, 36130 50 8,5 4,3 -4,9 1,48 2,89

36040, 36140* 50 8,5 4,3 -4,9 1,48 2,89

36430, 36450 80 10 5 -3,6 1,52 3,19

36460, 36460* 80 10 5 -3,6 1,52 3,19

36470, 36490 100 10 5 -2,9 1,38 3,07

36480, 36500* 100 10 5 -2,9 1,38 3,07

Примечание: пластинки со знаком* предназначены для леворежущих фрез или праворежущих с левым направлением угла наклона винтовой линии зуба.

Таблица 1

Уменьшение толщины пластин при заточке передних углов для обработки

титановых и алюминиевых сплавов

Table 1

Reduction of plate thickness at sharpening front rakes for machining titanium

and aluminium alloys

С учетом значительных значений допуска на толщину пластин по ГОСТ 25414-90 равному ± 0,5 мм формируется крайне неблагоприятная ситуация с точки зрения прочности пластин для фрез небольших диаметров с положительными передними углами особенно для обработки алюминиевых сплавов. С учетом этого по ГОСТ 20536-75-ГОСТ 20538-75 изменена схема установки пластин в корпусах фрез. Пластины врезаются в корпуса из условия обеспечения нулевого значения переднего угла при теоретической толщине пластины (рис. 3).

Такая установка пластин в корпус снижает трудоемкость заточки пластин для нулевых значений передних углов, что и предусмотрено сборником стандартов, но не обеспечивает получение рациональных геометрических параметров фрез без утонения пластин особенно для обработки алюминиевых сплавов.

Для уточнения геометрических параметров фрез были выполнены экспериментальные работы. Они показали, что наиболее высокую работоспособность имеют фрезы с формой заточки, приведенной в работе [5] с упрочняющей фаской по передней поверхности и ленточкой по задней. Не смотря на то, что она была реко-

мендована только для фрезерования легированных сталей она (форма заточки) показала хорошие результаты при фрезеровании титановых и алюминиевых сплавов и высокопрочных нержавеющих сталей. Наличие ленточки по цилиндру, не смотря на малые допустимые критерии износа по задней поверхности, не снижает стойкость фрез (рис. 4).

Экспериментальные работы были выполнены при следующих условиях: обрабатываемый материал - титановый сплав ВТ22; диаметр фрезы D = 50 мм; материал режущей части твердый сплав ВК8; число зубьев z = 4; подача на зуб Sz = 0,1 мм/зуб; глубина фрезерования t = 4 мм, ширина фрезерования В = 30 мм. Кроме увеличения стойкости упрочняющая фаска и ленточка полностью исключают микросколы режущих кромок при выходе зуба из работы при попутном фрезеровании и соответственно при встречном при врезании. Это объясняется созданием сжимающих напряжений в режущем клине при положительных передних углах с упрочняющей фаской и ленточкой с нулевым задним углом по цилиндру (рис. 5, а) и изгиба для режущего клина без упрочняющей фаски (рис. 5, Ь) при выходе зуба из работы с нулевой толщиной среза.

Рис. 3. Схема установки пластин в корпуса концевых фрез по ГОСТ 20536-75-ГОСТ20538-75 Fig. 3. Diagram of plate installation in end mill cases on GOST 20536-75-GOST20538-75

Т,мин 250

200

150

100

50

0

15 30 45 ^м/мин

Рис. 4. Зависимость стойкости T от скорости резания V для различных форм заточки концевых фрез Fig. 4. Dependence of T durability on cutting speed V for various shapes end mill sharpening

Рис. 5. Схема приложения нагрузок к рабочим поверхностям режущего клина при выходе из работы при попутном фрезеровании: у - передний угол; уф - передний угол фаски; РП.П - сосредоточенная сила резания, действующая на переднею поверхность зуба фрезы при выходе инструмента из работы; Рз.п - сосредоточенная сила, действующая на зуб фрезы при выходе инструмента из работы; а - задний угол; толстыми линиями показана распределенная нагрузка Fig. 5. Diagram of load application to working surfaces of a cutting wedge at the exit from operation at climb milling: у - rake angle; Уф - rake angle of the edge; Рп.п - concentrated cutting force acting on the front surface of the cutting mill tooth when the tool leaves the workpiece; Рзп - concentrated force acting on the cutting mill tooth when the tool leaves the workpiece; а - clearance angle; thick lines show

the distributed load

Таким образом, фаска с отрицательным передним углом и ленточка по цилиндру при выходе зуба из работы при попутном фрезеровании или при входе в работу при встречном создают напряжения сжатия при выходе зуба из работы при попутном фрезеровании и врезании при встречном. Это предотвращает выкрашивание режущих кромок. Экспериментально определенная форма режущего клина фрез

приведена на рис. 6, а рекомендуемые геометрические параметры - в табл. 2.

Заслуживает внимания тот факт, что наличие упрочняющей фаски, кроме исключения микросколов и некоторого повышения стойкости, стабилизирует износ пластин, следствием чего является уменьшение рассеивания. Так, коэффициент вариации, характеризующий разброс стойкости, уменьшается с 0,28-0,3 до 0,19-0,22.

Рис. 6. Рекомендуемая форма режущего клина концевых фрез: f - размер фаски; с - величина нулевой ленточки по цилиндру Fig. 6. Recommended shape of the end mill cutting wedge: f - face size; c - value of the zero strip by the cylinder

Таблица 2

Геометрические параметры концевых фрез, оснащенных винтовыми

пластинками твердого сплава

Table 2

Geometrical parameters of the end mills equipped with hard alloy helical plates

Обрабатываемый материал Передний угол, y° Задний угол, а° Упрочняющая фаска

По цилиндру На торце По цилиндру На торце Угол, Yc °

Высокопрочные нержавеющие стали (ВНС) 5 5 18 15.18 -5

Титановые сплавы 5 5 18...20 15.18 -5

Алюминиевые сплавы, упрочняемые термообработкой 15 15 20 15.20 0

Величина упрочняющей фаски может быть определена по формуле

о0,35

/ = кф ,

где Кс - коэффициент усадки стружки; Бг - подача на зуб; V - скорость резания.

От зависимости, приведенной в работе [5], данная формула отличается, тем, что вместо постоянного коэффициента необходимо подставлять значение коэффициента усадки стружки. Это позволило распространить область применения дан-

ной зависимости для различных видов, обрабатываемых материалов. Усредненные значения коэффициентов усадки стружки по данным [6-9] приведены в табл. 3.

С учетом того, что заготовки крупногабаритных деталей авиационных конструкций имеют низкие коэффициенты использования материалов [10-12], особое внимание при проектировании необходимо уделять условиям размещения стружки в стружечных канавках фрез. В зависимости от условий фрезерования можно выделить следующие формы стружки (рис. 7) [13].

Таблица 3

Средние значения коэффициентов усадки стружки для расчета величины упрочняющей фаски в зависимости от обрабатываемого материала

Table 3

Average values of chip shrinkage ratio for calculation the value of strengthening _face depending on the machined material_

Обрабатываемый материал Коэффициент усадки стружки, Кс

Титановые сплавы 1-2

Высокопрочные нержавеющие стали типа (ВНС) 1,5-2,5

Алюминиевые сплавы, упрочняемые термообработкой 2-3

b

Рис. 7. Форма стружки при концевом фрезеровании Fig. 9. Shape of chips at end milling

Стружка, имеющая форму в соответствии:

- с рис. 1, a формируется при черновой обработке, когда угол наклона винтовой линии зуба меньше условного;

- с рис. 1, Ь формируется при получистовой обработке, условием ее получения является превышение углом наклона режущих кромок условного наклона;

- с рис. 1, с - при значительном превышение условного угла наклона, т.е. в данном случае имеет место псевдоротационное фрезерование, когда срезание одного элемента стружки происходит при постоянных ширине и толщине среза.

Условный угол наклона винтовой линии зуба приведен на рис. 8 [13].

a

c

Рис. 8. Условный угол наклона винтовой линии зуба: D - диаметр фрезы; В - ширина фрезерования; в - угол контакта фрезы с заготовкой; шу - условный угол наклона винтовой линии зуба Fig. 8. Conditional angle of inclination of the tooth helix: D - milling cutter diameter; B - milling width; в - angle of contact of the milling cutter and a workpiece; wy - conditional angle of inclination of the tooth helix

Схемы, поясняющие условия формирования стружки, приведены на рис. 911.

Форма зуба фрез в соответствии со стандартами приведена на рис. 12.

k VV\

V\ \

w \ \ \

r

^ nD6o/360o ^

4-

В

Рис. 9. Формирование стружки при черновом фрезеровании: ш - угол наклона режущих кромок; ва - активная длина режущих кромок

Рис. 10. Формирование стружки при получистовом фрезеровании Fig. 12. Shaping of chips at semi-finishing milling

В

Рис. 11. Формирование стружки при чистовом фрезеровании Fig. 13. Shaping of chips at finishing milling

Рис. 12. Профиль торцового сечения фрез с напайными пластинками по стандартам: h - высота зуба; hпл - высота пластинки; r - радиус спинки зуба; Sпл - толщина пластинки; Н и С - координаты опорных поверхностей винтовой пластинки относительно

оси фрезы; a - задний угол Fig. 12. Profile of face section of mills with soldered-on plates under the standards: h - tooth height; hpi - plate height; r - tooth back radius; SM - thickness of the plate; H and C - coordinates of the bearing surfaces of helical plate relative to the cutting mill axis; a - rear angle

с

h,

Профиль торцового сечения фрез по ГОСТ 20536-ГОСТ 20538 не пригоден для фрез не только для обработки крупногабаритных деталей из титановых сплавов и высокопрочных нержавеющих сталей, но и особенно для алюминиевых сплавов в следствие:

- ограниченного объема стружечных канавок, при черновом фрезеровании стружка в в виде жесткого лепестка упирается в дно стружечной канавки вызывая при этом увеличение составляющих сил фрезерования на 3-5% и вибраций, а для алюминиевых сплавов дополнительно провоцирует пакетирование стружки в стружечных канавках;

- малой длины режущей части, что вызывает необходимость формирования длины рабочей части из нескольких пластин. Следствием этого является возможность появления рисок в местах стыка пластин при достаточно большой подаче на зуб или при повышенном биении режущих кромок;

- установке пластин в корпус под отрицательным передним углом, что приводит к снижению прочности пластин при заточке положительных передних углов,

это в большей степени сказывается на фрезах небольших диаметров (см. рис. 2) особенно для обработки деталей из алюминиевых сплавов;

- не возможности изготовления замка на пластинах, для фрез, предназначенных для высокоскоростной обработки деталей из алюминиевых сплавов вследствие снижения прочности пластин.

С учетом того возникла необходимость разработки методик проектирования специальных и специализированных концевых фрез, обеспечивающих интенсификацию режимов фрезерования. Необходимость данных методик дополнительно диктуется тем, что даже в настоящее время вопросы формализации проектирования фрез носят рекомендательный характер. Конструктивные параметры торцовых сечений фрез задаются на основании опыта применения существующих конструкций инструмента. Профиль поперечного сечения определяется графически или по ранее разработанным стандартам, не учитывающих особенности обработки авиационных материалов [14, 15]. Следовательно, качество проектирования определяется квалификацией инженера-конструктора.

Разработка методик проектирования специальных и специализированных концевых фрез для обработки авиационных материалов

С учетом этого для фрез с напай-ными пластинками твердых сплавов была взяты на основу следующие формы зубьев (рис. 13 и 14).

Для высокоскоростной обработки деталей из алюминиевых сплавов пластинки формы 36 дорабатываются по спинке. Доработка обеспечивает повышение прочности паянного шва под действием центробежных сил. Наличие радиусного дна стружечной канавки как показали экспериментальные работы, значительно облегчает размещение стружки при черновой обработке и исключает пакетирование стружки при фрезеровании алюминиевых сплавов. Смещение опорной поверхности винтовой пластины сопровождается уменьшением площадки контакта опорной поверхности

пластины с корпусом по координате «Н». Площадь контакта пластины по координате «С» при этом не нарушается. Уменьшение числа плоскостей пайки способствует снижению технологических напряжений в твердосплавной пластине [16] и более того позволяет отказаться от жесткой привязки типоразмеров пластин к рекомендованным диаметрам. Длительный опыт проектирования и внедрения специальных фрез для обработки титановых и алюминиевых сплавов и высокопрочных нержавеющих сталей позволил формализовать расчет параметров рабочей части фрез [17]. Его необходимо выполнять в следующей последовательности, по известным зависимостям для типовых участков деталей определяют допустимые значения:

Рис. 13. Профиль торцового сечения фрез с напайными пластинками винтовой формы: ro - радиус дна стружечной канавки; r - радиус спинки зуба Fig. 13. Profile of face section of mills with soldered-on helical plates: ro - radius of the chip groove bottom; r - tooth back radius

Рис. 14. Профиль торцового сечения фрез с напайными пластинками для высокоскоростной обработки алюминиевых сплавов: ro - радиус дна стружечной канавки; r - радиус спинки зуба Fig. 14. Profile of the face section of mills with soldered-on plates for high-speed machining of aluminium alloys: ro - radius of the chip groove bottom; r - tooth back radius

подачи на зуб

D076

S — С -

z s t0 5s0 5

№

где 1 - глубина фрезерования; б2 - подача на зуб; К - поправочные коэффициенты на измененные условия работы; о5 - постоянный коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала и его термического состояния.

- количество режущих кромок

2 = ЪмТоГ кув,

1

где о2 - постоянный коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала и его термического состояния; Кув - коэффициент увеличения заполнения стружечных канавок концевых фрез.

- угол контакта фрезы с заготовкой

6 = arccos

D - 2t D

- условный угол наклона режущих

кромок

а = arctg -

tTD6

B

Формула (2) отличается от приведенной в работе [18] коэффициентами.

Значения экспериментально определенные для данных формул коэффициентов Сб и Сг для различных обрабатываемых материалов приведены в табл. 4 и 5.

Значения коэффициента Кув коэффициента заполнения стружечных канавок для концевых и цилиндрических фрез приведено в табл. 6.

В результате графоаналитической обработки, выбранных профилей торцовых сечений были получены следующие формулы для расчета конструктивных параметров фрез:

- глубина стружечных канавок для фрез, оснащенных винтовыми пластинками

Постоянный коэффициент для расчета подачи на зуб Constant factor for calculating advance per tooth

Таблица 4 Table 4

Обрабатываемый материал Значение коэффициента Cs

Титановые сплавы 0,017

Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС 0,021

Алюминиевые сплавы 0,052

Таблица 5

Постоянный коэффициент для расчета числа зубьев

Table 5

Constant factor for calculating the number to teeth

Обрабатываемый материал Значение коэффициента Cz

Титановые сплавы 0,18

Высокопрочные нержавеющие стали типа ВНС 0,18

Алюминиевые сплавы, упрочняемые термообработкой 0,1-0,15

Таблица 6

Коэффициент увеличения заполнения стружечных канавок концевых фрез

Table 6

_Ratio of the increase in filling of end mill chip grooves_

Коэффициент увеличения заполнения стружечных канавок, Кув

w < wv w > wv w >> wv

Типовая схема резания Переменная схема резания

1 1,5 2 oo

h =

nD

2,5z + 6

радиус дна стружечной канавки

Г0 = 0,45-

радиус спинки зуба

П =0,88hz028,

- вспомогательный заднии угол

условия удаления минимального объема твердого сплава при выполнении отделочных операций. Графическая иллюстрация к выводу формулы (9) приведена на рис. 15.

Ширина технологической ленточки для предварительной заточки задних углов для фрез с напайными пластинками твердого сплава может быть определена по формуле

S

f = S--0tga-ctga1+1),

a1=arctg1,5tga,

где а1 - вспомогательный задний угол.

Формула (8) получена из условия обеспечения возможно большего сечения зуба, т.е. жесткости фрезы при достаточном объеме стружечных канавок, а - (9) из

Для фрез, оснащенных винтовыми пластинками твердого сплава, пайка по минимальному числу поверхностей может быть обеспечена выполнением условия

h > кл -

Рис. 15. Схема для вывода формулы 9 Fig. 15. Diagram for formula 9 derivation

где Ипл - высота пластинки; - допуск на высоту пластины по ГОСТ25414-90. Если это условие не выполняется, то необходимо уменьшить число зубьев и вновь выполнить расчет И или применить пластинки с меньшей высотой. Несоблюдение этого условия возможно только при проектировании фрез для чистовой обработки или в случаях применения низкотемпературных припоев (серебряных).

Диаметр корпуса для фрез, оснащенных пластинками, с достаточной для практики степенью точности может быть определен по формуле

Dk = D - Stga1,

При выборе угла наклона режущих кромок следует учитывать:

- угол наклона режущих кромок должен быть больше условного угла наклона режущих кромок (шУ) для фрез предназначенных для получистовой и чистовой обработки;

- для фрез с рабочим торцом его величина не должна превышать 430-450 при обязательном выполнении подрезки

торца.

Эти условия выполняются за счет изменения в общем случае диаметра, угла наклона винтовой линии зубьев и их числа. Конструктивное оформление торцовой части фрез для черновой обработки приведено на рис. 16.

Фрезы для чистового и тонкого фрезерования при удалении припуска не более 0,5мм могут не иметь подрезки торцовых зубьев, но при этом необходимо при заточке обеспечить отрицательное значение угла наклона вспомогательных режущих кромок на торце фрезы или плавное сопряжение по спирали режущих кромок на цилиндрической и торцовой частях фрезы.

Для фрез, оснащенных винтовыми пластинками, определяют координаты опорных поверхностей по формулам:

h=D - hn—h+о,з,

2 cosy

С =Dsiny + sm -°Д

Рис. 16. Конструктивное оформление торцовой рабочей части фрез для черновой обработки: Rw - радиус заточки торцовой рабочей части фрезы; Ут, ат, фт - геометрические параметры заточки торцовой рабочей части Fig. 16. Constructive design of a face working part of mills for rough treatment: - sharpening radius of the face part of the milling cutter; Ym, ат, фт - geometrical parameters of end working part sharpening

Для фрез с длиной режущей части более 1,5 й для черновой обработки рекомендуется применять утолщение сердцевины, определенное по формуле

Л . 1,2D071

Ad =-ТНГ

100 z

где АЬ - утолщение сердцевины зуба; I - длина рабочей части фрезы.

При увеличении жесткости фрез посредством утолщения сердцевины следует иметь в виду, что уменьшение глубины зуба более чем на 1/3 не допускается из-за опасности защемления стружки в стружечной канавке при черновой обработке. Это условие можно записать как

. , 2h

Ad <—, 3

Дополнительно необходимо учитывать, что утолщение сердцевины усложняет изготовление инструмента. Для фрез имеющих угол наклона режущих кромок больше условного (ш > шу) необходимость применения утолщения сердцевины зуба отсутствует.

Дальнейшее повышение работоспособности концевых фрез, особенно при черновой обработке, может быть обеспечено уменьшением активной длины режущих кромок, одновременно участвующих в резании. Это может быть обеспечено применением переменных схем резания. Использование переменных схем резания обязательно для условий концевого фрезерования, когда ш < шу.

Периодический профиль режущих кромок может быть образован вспомогательными винтовыми поверхностями правого и левого направлений, пересекающими винтовую режущую кромку в одной точке. При этом, образуются широкие струж-коразделительные канавки, боковые стороны которой являются вспомогательными режущими кромками, с задними углами, образованными углами подъема винтовых поверхностей [20]. Значения задних углов

при этом не ограничиваются кинематикой затылования, т.е. на фрезах можно создать геометрические параметры для материалов с высоким упругим последействием.

Схема образования периодического профиля режущих кромок приведена на рис. 17.

Периодический профиль с большим смещением режущих кромок образуется за счет пересечения последних вспомогательными винтовыми поверхностями правого и левого направлений. Это выполняется при условии, что сумма чисел заходов вспомогательных винтовых поверхностей правого и левого направлений будет равна числу зубьев фрезы [20], что можно записать:

1пр + 1лев z

где 1пр(лев) - числа заходов правых и левых вспомогательных винтовых поверхностей.

Профиль режущих кромок, образованный пересечением вспомогательных винтовых поверхностей, приведен на рис. 18.

В отличие от фрез с затылованным зубом данная схема позволяет получать большие значения задних углов на боковых режущих кромках. При углах в плане 90° вспомогательные задние углы будут равны углам подъема винтовых поверхностей. За счет изменения чисел заходов и значений углов в плане появляется возможность управления значениями задних углов на вспомогательных режущих кромках. Дополнительно следует отметить, что большое смещение режущих кромок обеспечивает формирование обработанной поверхности с низкой шероховатостью, работа с большей толщиной среза и меньшей шириной способствует снижению уровня динамических нагрузок на технологическую систему [21, 22] и улучшает коэффициент заполнения стружечных канавок. Дополнительно необходимо отметить, что при этом формируется легко транспортируемая стружка (рис. 19).

Рис. 17. Схема образования периодического острозаточенного профиля вспомогательными винтовыми поверхностями на примере фрезы с числом зубьев z = 4: вправ (лев) - соответственно углы подъема вспомогательных винтовых поверхностей правого и левого направлений; ш - угол наклона винтовой линии зуба фрезы; Нпр (лев) - соответственно шаги вспомогательных винтовых поверхностей правого

и левого направлений Fig. 17. Formation diagram of a periodic sharp-cut profile by auxiliary helical surfaces on example of a mill with the number of teeth z = 4: вправ (лев) - climbing angles of auxiliary helical surfaces of the right and left directions respectively; ш - the angle of inclination of the helical line of the milling cutter tooth; Нпр (лев) -steps of auxiliary helical surfaces of the right and left directions respectively

Рис. 18. Профиль режущих кромок: фпр(лев) - вспомогательные углы в плане соответственно на правой и левой сторонах стружкоразделительной канавки; апр(лев) - задние углы на вспомогательных режущих кромках; t„- глубина стружкоразделительной канавки; b - активная длина режущей кромки;

b1 - ширина стружкоразделительной канавки Fig. 18. Cutting edge profile: Ф right (if - auxiliary angles in the plan on the right and left sides of the chip breaking groove respectively;

a right (f - rear angles on auxiliary cutting edges; tk - depth of the chip breaking groove; b - active length of the cutting edge; b1 - width of the chip breaking groove

Рис. 19. Стружка, формируемая режущими кромками фрезы с переменной

схемой резания Fig. 19. Chip formed by cutting edges of a mill with a variable cutting pattern

Углы подъема вспомогательных винтовых поверхностей определяются через зависимости

ctgß,

tTD

пр{ лев)

Ab+ь)

+ ь ) cosa

±tga,

знаки « + » для вспомогательных винтовых поверхностей, направление которых совпадает с направлением винтовой линии зубьев, « - » для вспомогательных винтовых поверхностей, направление которых противоположно винтовой линии зубьев.

Соответственно, шаги вспомогательных винтовых поверхностей будут равны

H , ,=ntgß

пр( лев) or,

гр(лев) '

Углы в плане фпр(лев) для вспомогательных режущих кромок определяются по формуле

9,

гр

= arcsintga , ctgß ,

° пр(лев) °' пр(лев) v '

Глубина стружкоразделительных канавок определяется из следующих соотношений

t < t < t

к. мин к к. мае

tкмае < Ь1

^g 9npg 9лев

tg9np + tg9Лее ,, ,.„.. > Ahn

где Ah - припуск на переточку; n - число

переточек; 1к.мин - минимальная глубина стружкоразделительной канавки;

^к.мах -максимальная глубина стружкоразде-лительной канавки.

Для твердосплавных фрез с напай-ными пластинками расчет параметров периодического профиля выполняется с учетом того, чтобы вспомогательные винтовые поверхности проходили через стыки пластин. Это обеспечивается согласованием ширины режущих кромок и стружкоразде-лительных канавок с длиной пластин

K (Ь + Ь) cosa = hn

где К - коэффициент кратности; Ипл - высота пластинки по ГОСТ25414-90.

Считая Ь1 = Ь -1,5, длина режущей кромки определится по формуле

Ь =

К

2Kcosa

+ 0,75

и ширина стружкоразделительных канавок

К

Ь =

2Kcosa

-0,75.

На торцовой части фрезы пластинки должны быть расположены с учетом шага вспомогательных винтовых поверхностей, при этом стыки пластин должны быть расположены в стружкоразделительных канавках. Для этого может потребоваться доработка пластин по высоте. Если применять специальные винтовые пластины твердого сплава с высотой равной длине рабочей

части фрезы, то расчет параметров периодического профиля без учета высоты пластин. Специальная пластина твердого сплава с увеличенной высотой по оси фрезы приведена на рис. 20.

Применение подобных пластин позволяет исключить появление рисок на обработанной поверхности при чистовом фрезеровании при больших значениях подачи на зуб. Риски являются следствием стыковки стандартных пластин по длине режущей части фрезы. При малых значениях подачи на зуб риски при расположении стыков пластин в шахматном порядке могут появляться при повышенном биении

режущих кромок.

Для оснащения фрез с винтовыми пластинками рекомендуются следующие марки твердых сплавов (см. табл. 6).

В табл. 6 приведены марки твердых сплавов, из которых выпускаются пластинки формы 36. Эффективность данных марок твердых сплавов при фрезеровании основных групп авиационных материалов приведена в работах [21, 23].

Рекомендуемые марки сталей для изготовления корпусов фрез с напайными пластинками твердого сплава приведены в табл. 7.

Рис. 20. Винтовая пластинка твердого сплава с увеличенной высотой Fig. 20. Spiral hard alloy blade with increased height

Таблица 7

Марки твердых сплавов рекомендуемых для оснащения концевых фрез

с винтовыми пластинками

Table 7

Grades of hard alloys recommended for tooling end mills with helical plates

Марка сплава Предел прочности при изгибе не менее МПА Твердость, HRA Группы применения

Основная Дополнительная

ВК8 1600 87,5 М20 К30, S20.S30

ВК10-М 1500 88 М30 К30, S20.S30

ВК10-0М*** 1400 88,5 М20 К30, S20.S30

ВК10-Х0М**** 1500.1700 89 М30 К20.К30, S20.S40

ВК15-ХОМ**** 1600.1800 88 М40 К40, S30.S40

ВП322 1700.1800 91 М30 К10.К40, М10. М20, S10.S40

Таблица 8

Материалы, рекомендуемые для изготовления корпусов концевых фрез с напайными пластинками твердого сплава

Table 8

Materials recommended for manufacture of end mill cases _with soldered-on hard alloy plates_

Назначение Марка материала для изготовления корпуса фрезы

Диаметр с эрезы, мм Длина режущей части

До 25мм Св. 25мм До 2D Св. 2D

Черновое фрезерование Р6М5, Р12, 9ХС, ХВГ 9ХС, ХВГ Р6М5, Р12, 9ХС, ХВГ

Чистовое фрезерование 9ХС, ХВГ, Р6М5, Р9, Р12

Данные материалы обеспечивают минимальный уровень растягивающих напряжений при пайке твердых сплавов [23] по сравнению марками сталей, применяемыми для изготовления корпусов фрез по стандартам. Дополнительно необходимо заметить, что высокая твердости корпусов после пайки обеспечивается хорошую работоспособность рабочих частей зубьев на

торцовых частях фрез.

Для современного оборудования при проектировании фрез необходимо применять следующие конструкции хвостовиков:

Конструкция хвостовика приведена на рис. 23, размеры - в табл. 9, а минимальная длина закрепления хвостовика - в табл. 10.

зх4& __ —

1 1 TJ 1

Рис. 21. Цилиндрический хвостовик по DIN1835A Fig. 21. Cylindrical shank by DIN1835A

Исполнительные размеры цилиндрического хвостовика фрез

Operation dimensions of a milling cutter cylindrical shank

Таблица 9 Table 9

Обозначение Размеры хвостовика, мм

dh5, мм 16 20 25 32 40 50 63

Ь+2,мм 48 50 56 60 70 80 90

с, мм 1,6 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0

Таблица 10

Минимальная длина участка закрепления цилиндрических хвостовиков

Table 10

_Minimum length of cylindrical shank lockup section_

Параметры хвостовика Минимальная д лина закрепления, мм

Диаметр хвостовика фрезы ^5,мм 16 20 25 32 40 50 63

Длина хвостовика Ь+2,мм 48 50 56 60 70 80 90

Длина участка закрепления, 1з.мин 45 46 52 55 60 70 80

Цилиндрические хвостовики «Wel-don» предназначены для черновых и получистовых фрез, основным недостатком является увеличение биения режущих кромок. При закреплении винтами зазоры в соединении выбираются в одном направлении. Конструкции хвостовиков приведены

на рис. 24, а размеры - в табл. 9.

Так наибольшее значение биения режущих кромок будет наблюдаться в случае сочетания предельных значений размеров. Теоретическое максимальное биение режущих кромок для хвостовиков типа Weldon приведено в табл. 10.

1 L1 -

Щ

[ JZ TD

Ь

f, L1

ъ 4 . Ь1

Рис. 22. Цилиндрический хвостовик по й!Ы1835В Fig. 22. Cylindrical shank by й1Ы1835В

Таблица 11

Исполнительные размеры цилиндрического хвостовика типа «Weldon»

Table 11

Operation dimensions of a cylindrical shank of Weldon type

Обозначение Размеры хвостовика, мм

dh5,MM 16 20 25 32 40 50 63

L+2,mm 48 50 56 60 70 80 90

L1-1 24 25 32 36 40 45 50

h,MM 14,2 18,2 23 30 38 47,8 60,8

u+0,05 ,,,, b ,MM 10 11 12 14 14 18 18

b1 1 ,мм - - 17 19 19 23 23

а, мм 1,6 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0

Таблица 12

Максимальное биение режущих кромок фрез с хвостовиком «Weldon»

Table 12

Maximal beating of mill cutting edges with a Weldon shank

Параметры хвостовика Максимальное биение режущих кромок для заданных параметров

Сопрягаемые диаметры 16 20 25 32 40 50 63

Хвостовик допуск, dh5,мкм -8 -9 -9 -11 -11 -13 -13

Втулка допуск, dH4 5 6 6 7 7 8 8

Максимальное биение цилиндрической части фрезы, мкм 13 15 15 18 18 21 21

Среднеквадратичное биение цилиндрической Части, мкм 9,4 10,8 10,8 13 13 15,3 15,3

Суммарное биение зубьев фрез при закреплении* 23 25 25 28 28 31 31

*для расчета принято максимальное биение режущих кромок относительно хвостовика 10 мкм.

Для сравнения биение режущих фрез с неперетачиваемыми пластинками будет значительно выше даже для цилиндрических хвостовиков, так допуск на пластины особо высокой точность для высокоскоростной обработки равен 19 мкм, а для пластин без силового замыкания -± 13 мкм. Это предопределяет более высокое биение режущих кромок для сборных конструкций фрез.

Для снижения биения фрез при закреплении при черновой обработке по сравнению с хвостовиками Weldon целесообразно применение хвостовиков с замковой частью по типу Haimer (рис. 23).

Низкое биения режущих кромок повышает стойкость фрез, уменьшает интенсивность вибраций, а так же обеспечивает высокое качество обработанной поверхности [21, 24, 25].

С учетом того, что в настоящее время отсутствует серийное производство пластин формы 36 увеличенной длины, при жестких требованиях к качеству обработанной поверхности, рекомендуется проектировать фрезы для обработки высоких ребер (стенок) по методу деления ширины фрезерования. По сравнению с фрезами с неперетачиваемыми пластинками, расположенными в один ряд по высоте, они обеспечивают:

- меньшее число проходов за счет большей высоты пластин;

- низкий уровень динамических нагрузок на технологическую систему;

- в диапазоне диаметров от 20 до 60 мм, где сборные фрезы уступают по производительности, из-за меньшего числа зубьев обеспечивают увеличение минутно-

го съема металла.

В технологических процессах изготовления фрез необходимо учитывать следующие факторы, влияющие, как на работоспособность, так и трудоемкость их изготовления:

- выполнять входной контроль материалов;

- производить селективный подпор винтовых пластин твердого сплава по размерам (высоте и толщине) для изготовления фрез одной партии. Сортировке подлежат пластины одной марки твердого сплава, одной партии изготовления, одного изготовителя, с одинаковым коэффициентом резания. Необходимость подбора пластин связана с очень широкими полями допусков на размеры пластин: по ГОСТ25414-90. допуск на толщину пластины - ±0,5 мм, высоту - ±0,5 мм, длину - до ±1,5 мм;

- фрезерование пазов или уступов под пластинки выполнять только концевой фрезой, это обеспечивает хорошее прилегание спинки пластин к боковой опорной поверхности паза или уступа. Применение дисковых фрез формирует саблевидную форму поверхности;

- пайка целесообразно выполнять по одному зубу без предварительного крепления пластин на установках ТВЧ с ЧПУ с контролем температуры оптическим пирометром, автоматической подачей припоя и защитной атмосферы или с применением активных флюсов типа Ф100;

- после пайки необходимо выполнять термостатирование фрез с выдерж кой при температуре 200-250С" в течение 6-8 ч.

J ß у

Рис. 23. Цилиндрический хвостовик с замковой частью Fig. 23. Cylindrical shank with the lock

- перед шлифованием необходимо выполнять восстановление центровых гнезд на центрошлифовальном станке;

- шлифование необходимо выполнять алмазным кругом на керамической

связке, это обеспечивает возможность шлифования рабочей части и хвостовика с одного установа или применять оборудование с ЧПУ с автоматической сменой абразивных инструментов.

Обобщенные результаты и их обсуждение

Выполненные теоретические и экспериментальные исследования позволили формализовать проектирование специальных и специализированных концевых фрез с напайными пластинками твердых сплавов для обработки заготовок деталей из основных групп авиационных материалов. Так же отработаны технологические процессы их изготовления, обеспечивающие минималь-

ное биение режущих кромок. Все это обеспечивает интенсификацию режимов механической обработки в диапазоне диаметров фрез от 20 до 60 мм, где монолитные твердосплавные фрезы практически не применяются из-за большого расхода вольфра-мосодержащих материалов, а сборные менее эффективны вследствие технологического ограничения числа зубьев [2].

Выводы

Применение специализированных и специальных конструкций концевых фрез с напайными винтовыми пластинками твердых сплавов винтовой формы в диапазоне их диаметров от 20 до 60 мм обеспечивает эффективности как черновой, так и чистовой механической обработки деталей из авиационных материалов. Особенно они эффективны при чистовой обработке, так как формируют обработанную поверхность без искажения формы по сравнению с фре-

зами, оснащенными неперетачиваемыми пластинками, расположенными в несколько рядов по высоте. Для черновой обработки наиболее пригодны фрезы с переменными схемами резания, они создают меньший уровень динамических нагрузок на технологическую систему [20], что особенно важно при обработке не жестких деталей из материалов с низкими значениями модулей упругости.

Библиографический список

1. Балла О.М. Влияние эксплуатационных и конструктивных параметров инструмента на расход вольфрамосодержащих материалов // Вестник Иркутского государственного технического университета. Серия: Машиноведение. 2006. № 4 (28). С. 57-62.

2. Балла О.М. Особенности выбора и применение концевых фрез для обработки авиационных материалов на многоцелевых станках с ЧПУ // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2011. № 2. С. 21-34.

3. Балла О.М. О выборе концевых фрез для обработки авиационных материалов на многоцелевых станках с ЧПУ // Авиационная промышленность. 2011. № 1. С. 25-31.

4. Cutters equipment by Marwin. Marwin cutting tools LTD. Rothlay, 1978. 18 p.

5. Подпоркин В.Г., Бердников Л.Н. Фрезерование труднообрабатываемых материалов. Л.: Машиностроение, 1983. 136 с.

6. Кривоухов В.А., Егоров С.В., Брунштейн Б.Е. Об-

рабатываемость резанием жаропрочных и титановых сплавов. М.: Машгиз, 1961. 279 с.

7. Кривоухов В.А., Чубаров А.Д. Обработка резанием титановых сплавов. М.: Машиностроение, 1970. 184 с.

8. Петруха П.Г. Резание труднообрабатываемых материалов. М.: Машиностроение, 1972. 175 с.

9. Резников Н.И., Бурмистров Е.В., Жарков И.Г., Зыкин А.С. Обработка резанием жаропрочных, высокопрочных и титановых сплавов. М.: Машиностроение, 1972. 200 с.

10. Белянин П.Н. Производство широкофюзеляжных самолетов. М.: Машиностроение, 1979. 360 с.

11. Белянин П.Н. Технология и оборудование для производства широкофюзеляжных самолетов в США. М.: Машиностроение, 1979. 255 с.

12. Братухин А.Г., Фаткуллин О.Х. Новые материалы и технологии получения изделий для авиационной техники. М., 1996. 166 с.

13. Балла О.М. О выборе углов подъема винтовой линии зубьев концевых фрез // Авиационная про-

мышленность. 2009. № 1. С. 27-30.

14. Кожевников Д.В., Гречишников В.А., Кирсанов С.В. Режущий инструмент. М.: Машиностроение, 2005. 528 с.

15. Баранчиков В.И., Тарапанов А.С., Харламов Г.А. Обработка специальных материалов в машиностроении: Справочник. Библиотека технолога. М.: Машиностроение, 2002. 264 с.

16. Самойлов В.С., Эйхманс Э.Ф., Фальковский В.А. Металлорежущий твердосплавный инструмент. Справочник. М.: Машиностроение, 1988. 368 с.

17. Балла О.М. Проектирование концевых фрез // Вопросы авиационной науки и техники. Серия: Авиационная технология. 1989. Вып. 1 (10). С. 65-75.

18. Ларин М.Н. Высокопроизводительные конструкции фрез и их рациональная эксплуатация. М.: Машгиз, 1957. 272 с.

19. А. с. № 1050176 МКИ В23с 5/06. Фреза / О.М. Балла. 1983.

20. Балла О.М. Повышение эффективности механической обработки деталей из высокопрочных материалов путем применения фрез с переменными схемами резания // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018. № 5. С. 10-27.

21. Жарков И.Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Л.: Машиностроение, 1986. 200 с.

22. Балла О.М. Повышение эффективности фрезерования крупногабаритных деталей силового набора // Вестник Иркутского государственного технического университета 2018. № 3. С. 10-23.

23. Имшенник К.П., Черкасов В.М. Технология пайки фрез // Сборник докладов всесоюзного совещания по фрезам. М.: НИИМАШ, 1968. С. 183-196.

24. Кондратов А.С. Вопросы технологических режимов резания // Труды Национального института авиационных технологий (НИАТ). 1968. № 256. 64 с.

25. Маталин А.А. Технология машиностроения. Санкт-Петербург: Лань, 2016. 512 с.

Referenences

1. Balla O.M. Influence of operational and design parameters of the tool on tungsten-containing material consumption. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2006, no. 4. pp. 57-62.

2. Balla O.M. Selection features and application of end milling cutters for aircraft materials machining by multipurpose numerical control machines. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2011, no. 2. pp. 21-34.

3. Balla O.M. On selection of end-mills for cutting aircraft materials on NC machining centers. Aviacionnaja promyshlennost' [Aviation Industry]. 2011, no. 1, pp. 25-31.

4. Cutters equipment by Marwin. Marwin cutting tools LTD. Rothlay, 1978. 18 p.

5. Podporkin V.G., Berdnikov L.N. Frezerovanie trud-noobrabatyvaemyh materialov [Milling of hard-to-machine materials]. Leningrad: Mashinostroenie Publ., 1983. 136 p.

6. Krivouhov V.A., Egorov S.V., Brunshtejn B.E. Obrabatyvaemost' rezaniem zharoprochnyh i titanovyh splavov [Machining property of heat-resistant and titanium alloys]. Moscow: Mashgiz Publ., 1961. 279 p.

7. Krivouhov V.A., Chubarov A.D. Obrabotka rezaniem titanovyh splavov [Machining of titanium alloys]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1970. 184 p.

8. Petruha P.G. Rezanie trudnoobrabatyvaemyh mate-rialov [Cutting of hard-to-machine materials]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1972. 175 p.

9. Reznikov N.I., Burmistrov E.V., Zharkov I.G., Zykin A.S. Obrabotka rezaniem zharoprochnyh, vy-sokoprochnyh i titanovyh splavov [Machining of heat-resistant, high-strength and titanium alloys]. Moscow:

Mashinostroenie Publ., 1972. 200 p.

10. Beljanin P.N. Proizvodstvo shirokofjuzeljazhnyh samoletov [Production of wide-body aircrafts]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1979. 360 p.

11. Beljanin P.N. Tehnologija i oborudovanie dlja pro-izvodstva shirokofjuzeljazhnyh samoletov v SShA [Technology and equipment for the production of wide-body aircrafts in the United States]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1979. 255 p.

12. Bratuhin A.G., Fatkullin O.H. Novye materialy i tehnologii poluchenija izdelij dlja aviacionnoj tehniki [New materials and production technologies of items for aircrafts]. Moscow, 1996. 166 p.

13. Balla O.M. On elevation angle selection for the end mill teeth helix line Aviacionnaja promyshlennost' [Aviation Industry]. 2009, no. 1, pp. 27- 0.

14. Kozhevnikov D.V., Grechishnikov V.A., Kirsanov S.V. Rezhushhij instrument [Cutting tool]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 2005. 528 p.

15. Baranchikov V.I., Tarapanov A.S., Harlamov G.A. Obrabotka special'nyh materialov v mashinostroenii [Processing of special materials in mechanical engineering]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 2002. 264 p.

16. Samojlov V.S., Jejhmans Je.F., Fal'kovskij V.A. Metallorezhushhij tverdosplavnyj instrument [Metal cutting carbide tools]. Moscow: Mashinostroenie Publ., 1988. 368 p.

17. Balla O.M. End mill design. Voprosy aviacionnoj nauki i tehniki. Serija: Aviacionnaja tehnologija [Issues of aviation science and technology. Series: Aviation technology].1989, no. 1

18. Larin M.N. Vysokoproizvoditel'nye konstrukcii frez i ih racional'naja jekspluatacija [High-performance milling cutter designs and their rational operation]. Moscow: Mashgiz Publ., 1957. 272 p.

19. A.s. № 1050176 MKI V23s 5/06. Freza [Milling cut-

ter] / O.M. Balla. 1983.

20. Balla O.M. Improving machining efficiency of parts from high-strength materials through application of mills with alternative cutting patterns. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University]. 2018, no. 5, pp. 10-27. http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2018-5-10-27

21. Zharkov I.G. Vibratsii pri obrabotke lezviinym in-strumentom [Vibration when processing by the blade tool]. Leningrad: Mashinostroenie Publ., 1986. 200 p.

22. Balla O.M. Improving milling efficiency of large-size parts of aircraft structural frame [Proceedings of Irkutsk State Technical University] 2018, no. 3, pp. 10-23. http://dx.doi.org/10.21285/1814-3520-2018-3-10-23

23. Imshennik K.P., Cherkasov V.M. Tehnologija pajki frez [Technology of milling cutter brazing]. Sbornik dokladov vsesojuznogo soveshhanija po frezam [Collection of reports of the all-Union meeting on milling cutters]. Moscow: Research Institute of mechanical engineering Publ., 1968, pp. 183-196.

24. Kondratov A.S. Voprosy tehnologicheskih rezhimov rezanija [Questions of technological modes of cutting]. Trudy Nacional'nogo instituta aviacionnyh tehnologij

25. Matalin A.A. Tehnologija mashinostroenija [Engineering technology]. Saint-Petersburg: Lan' Publ., 2016, 512 p.

Критерии авторства

Балла О.М. имеет на статью авторские права и несет ответственность за плагиат.

Authorship criteria

Balla O.M. has all author's rights and bears the responsibility for plagiarism.

Конфликт интересов

Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.

Conflict of interests

The author declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.