Механическая обработка закаленных сталей - Резницкий Л.М.

Author: Резницкий Л.М.

Tags: машиностроение обработка металлов металлы станочные конструкции стали металлообработка

Year: 1958

Similar

Резание металлов и инструментов

Резание металлов и режущий инструмент

Основы теории резания металлов

Резание труднообрабатываемых материалов

Text

Л. М. РЕЗНИЦКИЙ
канд. техн, наук
МЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Библиотека Машиностроителя
www.lib-bkm.ru
МАШГИЗ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
МОСКВА 4 95 8 ЛЕНИНГРАД
Книга посвящена обработке резанием закаленных
легированных конструкционных сталей. В ней изло-
жены результаты исследований и данные передового
производственного опыта в области точения, торцевого
фрезерования, сверления, развертывания, зенкерования
и резьбонарезания закаленных сталей. Она содержит
практические рекомендации по выбору конструкции и
геометрии инструмента, а также режимов резания.
Книга предназначена для инженерно-технических
работников машиностроительных заводов. Она может
быть полезна также научным работникам и студентам
машиностроительных вузов и техникумов.
Библиотека Машиностроителя
www.lib-bkm.ru
Рецензенты: доц. канд. техн, наук А. М. Вульф
и доц. канд. техн, наук В. Д Морозов
Редактор инж. Э. Д. Майделъчан
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ МАШГИЗА
Редакция литературы по технологии машиностроения
Заведующий редакцией инж. £. Гк Наумов
ВВЕДЕНИЕ
Для современного машиностроения характерно стремление мак-
симально расширить в машинах и механизмах номенклатуру дета-
лей из закаленных сталей высокой твердости. Вместе с тем, удель-
ный вес таких деталей пока еще незначителен и не соответствует
большим потенциальным возможностям использования механиче-
ских свойств закаленных сталей.
Теперь коренным образом изменились прежние представления
О механических свойствах закаленных сталей. Я. Б. Фридманом [4]
установлено, что закаленные стали высокой твердости, совершенно
хрупкие при испытаниях на растяжение, показывают пластичность
при других испытаниях, например, на кручение. В работах
Б. Д. Грозина [5] выявилось, что при всестороннем неравномерном
сжатии такие стали пластически деформируются.
Необходимость значительного расширения в машиностроении
области применения закаленных сталей подтверждается также ис-
следованиями качества поверхности. Они показывают, что при ме-
ханической обработке деталей из закаленных сталей получаются
микрогеометрия поверхности и физико-механические свойства по-
верхностного слоя, обусловливающие весьма высокие эксплуата-
ционные свойства этих деталей.
В процессе закалки происходит деформация деталей, приводя-
щая к искажению их геометрической формы. Это вынуждает остав-
лять на завершающие после термообработки операции припуски,
достигающие 3—4 мм и больше на диаметр.
До недавнего времени был известен один способ механической
обработки сталей, обладающих высокой твердостью, — шлифование.
Это являлось серьезным тормозом расширения области применения
в машинах и механизмах закаленных деталей.
В дальнейшем исследовательские работы и производственный
опыт показали, что сталь, закаленную на любую твердость, можно
с успехом обработать, применяя режущий инструмент, оснащенный
металлокерамическими твердыми сплавами. Конструкторы имеют
теперь возможность в более широких размерах назначать в проек-
тируемых ими машинах и механизмах закаленные детали, не боясь
трудностей, связанных с их обработкой.
Технология изготовления этих деталей перед окончательной
термической обработкой должна предусматривать оставление
1*
4
Введение
припусков, учитывающих деформацию деталей в процессе их за-
калки. Применение обработки твердосплавным инструментом по-
зволяет значительно снизить припуск на шлифование или даже
вовсе отказаться от этой операции. В обоих случаях достигается
значительный экономический эффект.
Обработка закаленных сталей твердосплавным инструментом
обеспечивает получение поверхности высокой чистоты. При средних
значениях подачи чистота поверхности, достигаемая точением зака-
ленных сталей, соответствует грубошлифованной поверхности, а при
малых значениях подачи — чистошлифованной.
Чистота поверхности, получаемая при торцевом фрезеровании
закаленных сталей, также не уступает чистошлифованной поверх*
ности.
Важное значение имеют исследования, выявившие, что при обра-
ботке закаленных сталей твердосплавным инструментом получается
значительно более высокое качество поверхностного слоя металла,
чем при шлифовании.
Еще недавно литература по обработке резанием закаленных
сталей исчерпывалась несколькими статьями в журналах и сборни-
ках. К настоящему времени положение изменилось. Помимо книг
К. Ф. Романова по развертыванию и зенкерованию [68], П. А. Мар-
келова по торцевому фрезерованию [60]1 и автора по точению и
резьбонарезанию [53, 54], краткие сведения по различным методам
обработки закаленных сталей имеются в нормативах режимов ско-
ростного резания металлов бывшего Министерства станкострое-
ния [27, 66].
Опубликованы интересные работы Н. С. Логака по тонкому то-
чению [21], Н. Н. Зорева по силам резания при точении [27, 74],
М. Н. Ларина по точению закаленных сталей с вводом электриче-
ского тока в зону резания [56]. Кроме того, изданы авторефераты
диссертаций на соискание ученой степени кандидата технических
наук, относящихся к точению закаленных сталей, В. С. Мамаева,
А. А. Маслова, А. Д. Макарова и Е. А. Белоусовой [18, 24, 26, 30].
Напечатаны работы А. В. Силантьева [40] по фасонному точению и
В. И. Жихарева [51] по точению закаленных сталей резцами, осна-
щенными минералокерамикой.
Следует отметить, что точение закаленных сталей освещено в ли-
тературе достаточно полно. Результаты проведенных в этой области
исследований и накопленный производственный опыт позволяют
уверенно предлагать рекомендации по выбору геометрии инстру-
мента и режимов резания.
Значительно меньше исследований имеется по другим видам об-
работки резанием закаленных сталей. Несмотря на большую цен-
1 В книге П. А. Маркелова, посвященной скоростному торцевому фре-
зерованию сталей твердосплавным инструментом, определенное место отведено
обработке закаленных сталей.
Введение
5
ность указанных выше работ К. Ф. Романова и П. А. Маркелова,
содержащиеся в них материалы не могут служить основанием для
разработки вполне надежных рекомендаций.
Сведения по сверлению закаленных сталей исчерпываются ра-
ботами Б. Г. Левина [65] и Б. А. Игнатова [67].
Изложенное поясняет ограниченность содержащихся в нормати-
вах Научно-исследовательского бюро технических нормативов
(НИБТН) материалов по торцевому фрезерованию, развертыванию,
зенкерованию и особенно сверлению, в сравнении с точением. Про-
должение исследовательских работ в данных областях является
важной задачей дальнейшего развития обработки резанием зака-
ленных сталей.
Очевидна необходимость систематизации накопленных к на-
стоящему времени теоретических и практических данных по различ-
ным методам обработки резанием закаленных сталей и объединения
их в отдельном руководстве. Эту цель преследует настоящая работа.
В главе I, содержащей данные о легированных сталях, изложены
современные представления о механических свойствах закаленных
сталей.
Гл. II содержит сведения о металлокерамических твердых спла-
вах и минералокерамике. Понимание процесса резания закаленных
сталей требует знания всех особенностей твердых сплавов. Автор
стремился возможно полнее изложить в этой главе современные
данные, чтобы читателю не приходилось обращаться к дополни-
тельным источникам. В ней дано также описание иностранных ма-
рок твердых сплавов.
В гл. III—VIII освещается современное состояние научных и
практических знаний в данной области и приводятся производствен-
ные рекомендации по выбору конструкции и геометрических пара-
метров режущей части инструмента.
В гл. IX сделан ряд обобщающих выводов по материалам книги
и высказаны некоторые соображения, относящиеся к вопросу фи-
зической сущности скоростного резания металлов, которые выте-
кают из анализа процесса обработки закаленных сталей. Значи-
тельный теоретический интерес представляют результаты исследо-
вания сил резания при точении закаленных сталей, выполненного
Н. Н. Зоревым.
Автор примет с благодарностью все замечания и указания на
недочеты, обнаруженные в работе.
ГЛАВА 1
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЗАКАЛЕННЫХ
ЛЕГИРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
1. КЛАССИФИКАЦИЯ ЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ
Легированные стали обычно классифицируют по одному из сле-
дующих признаков:
а) по структуре в нормализованном состоянии, получаемой при
ускоренном охлаждении;
б) по структуре в отожженном состоянии, получаемой при мед-
ленном охлаждении;
в) по назначению.
По первому признаку легированные стали делят на пять клас-
сов: аустенитный, мартенситный, перлитный (основные классы),
карбидный и ферритный.
Принадлежность данной стали к тому или иному основному
классу определяют путем нагрева образцов толщиной 15—20 мм
до состояния аустенита и последующего охлаждения на воздухе.
Если испытуемая сталь приобретает при этом структуру аустенита
или мартенсита, ее относят соответственно к аустенитному или
мартенситному классу. К перлитному классу условно относят стали
со структурой как перлита, так и сорбита или троостита закалки.
Характерным признаком принадлежности стали к карбидному
классу является уже не основная структура охлажденного образца,
а наличие значительного количества легированных карбидов, ко-
торые образуются лишь при достаточно высоком содержании в стали
карбидообразующих элементов и углерода.
К ферритному классу относят легированные стали, содержащие
значительное количество элементов, замыкающих область у-твер-
дого раствора. При пониженном содержании углерода (расширяю-
щего у-область) в этих сталях будут отсутствовать аллотропические
превращения и при любых температурах до расплавления они будут
находиться в состоянии а-раствора, т. е. представлять легированный
феррит.
По второму признаку легированные стали подразделяют на до-
эвтектоидный, заэвтектоидный и ледебуритный классы. В структуре
доэвтектоидных сталей содержится избыточный (доэвтектоидный)
феррит, в структуре заэвтектоидных сталей — избыточные (вторич-
Классификация легированных сталей 1
ные, выделившиеся из аустенита) карбиды, в структуре ледебурит-
ных сталей — первичные карбиды (в литом состоянии в виде эвтек-
тики типа ледебурита, а в кованом и прокатанном состоянии в виде
обособленных включений).
Углеродистые стали, согласно диаграмме «железо—углерод», от-
носят: при содержании углерода до 0,83%—к доэвтектоидному
классу; при содержании более 0,83% С (практически 1,0—
1,7% С)—к заэвтектоидному классу и при содержании углерода
свыше 1,7%—к ледебуритному классу. Большинство легирующих
Фиг. 1. Области существования раз-
личных классов в тройной системе
«железо—углерод — легирующий эле-
мент» для элемента, сужающего
•/-область.
Фиг. 2. Области существования раз-
личных классов в тройной системе
«железо—углерод — легирующий эле-
мент» для элемента, расширяющего
•(-область.
элементов сдвигает точки S (соответствует 0,83% С) и £ (соответ-
ствует 1,7% С), а следовательно, и границы между перечисленными
классами влево, в направлении меньшего содержания углерода, чем
в углеродистых сталях.
В сталях с высоким содержанием легирующих элементов, сужаю-
у щих у-область (Cr, Mo, Si, W, Ti и др.), и низким содержанием
углерода а ^2 у превращения при нагреве (охлаждении) не проис-
ходят или происходят только частично. Сталь, имеющая устойчивую
Of-фазу, при всех температурах, вплоть до плавления, называется
ферритной, а при частичном а у превращении — полуферритной.
Таким образом, для сталей, легированных элементами, сужаю-
щими у-область, возможны следующие пять классов: доэвтектоид-
ный, заэвтектоидный, ледебуритный, ферритный и полуферритный.
8 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
В сталях с высоким содержанием легирующих элементов, рас-
ширяющих у-область (Ni, Мп) а^у превращения также могут не
происходить при всех температурах существования сплава в твер-
дом состоянии. В таких сталях устойчивой является у-фаза. Они
называются аустенитными, а при частичном а ^2 у превращении —
полуаустенитными.
Следовательно, для сталей, легированных элементами, расши-
ряющими у-область, возможны следующие пять классов: доэвтек-
тоидный, заэвтектоидный, ледебуритный, аустенитный и полуаусте-
нитный.
На фиг. 1 в общем виде схематически изображены области су-
ществования различных классов в тройной системе «железо—угле-
род—легирующий элемент» для элемента, сужающего у-область,
на фиг. 2 — для элемента, расширяющего у-область.
По назначению легированные стали разделяются на три группы:
1) конструкционные стали (машиноподелочные), применяемые
для изготовления деталей машин и механизмов;
2) инструментальные стали, из которых изготовляется различ-
ного рода инструмент;
3) стали с особыми свойствами: нержавеющие, кислотоупорные,
жаропрочные и др.
Конструкционные стали относятся большей частью к перлитному
классу, инструментальные стали — к карбидному, стали с особыми
свойствами — к аустенитному или ферритному классу.
Конструкционные легированные стали классифицируются сле-
дующим образом:
1) низколегированные, в которых суммарное содержание леги-
рующих элементов не превышает 2%;
2) среднелегированные с общим содержанием легирующих эле-
ментов от 2 до Д%
3) высоколегированные с общим содержанием легирующих эле-
ментов более 5%. i
2. КОНСТРУКЦИОННЫЕ ЛЕГИРОВАННЫЕ СТАЛИ
Общие сведения
Конструкционные стали обычно испытываются на растяжение и
на изгиб при ударе (надрезанные образцы на копре Шарпи). Ре-
зультаты этих испытаний дают общее представление о механических
свойствах данной стали и позволяют оценить ее качество, а также
проведенную термическую обработку. Однако, они недостаточны
для суждения о поведении стали в реальных условиях эксплуата-
ции, так как стальные детали находятся при работе в значительно
более сложных условиях нагружения по сравнению с условиями
обычных испытаний на растяжение и удар.
Конструкционные легированные стали
9
Между тем, характер нагружения и вид возникающего напря-
женного состояния стали оказывают сильное влияние на ее меха-
нические свойства. Например, показатели сопротивления стали де-
формированию (ввр , ат), пластичности (6, ф) и особенно ударной
вязкости (ак) изменяются в широких пределах в зависимости от
температуры, наличия надрезов на испытуемом образце, скорости
нагружения, размеров образца и др.
Для получения возможности более полного суждения о свой-
ствах конструкционных сталей в различных условиях, помимо обыч-
ных испытаний на растяжение и удар, их испытывают еще на уста-
' дость, износ, на растяжение с перекосом или при наличии надрезов
и пр. Такие специальные механические испытания’ широко приме-
няются в исследовательской практике.
' Очень важным свойством сталей является склонность к хрупкому
разрушению. Это свойство определяется путем серии испытаний на
удар по методу Н. Н. Давиденкова. При понижении температуры
> ударная вязкость обычных конструкционных сталей падает. По-
этому вязкую при комнатной температуре сталь можно перевести
в хрупкое состояние путем охлаждения ее ниже 0° С. Испытывая
сталь на удар при постепенно понижающихся температурах можно
определить температуры, при которых эта сталь начинает перехо-
дить или полностью переходит в хрупкое состояние. Эти темпера-
туры могут служить критерием склонности стали к переходу в хруп-
кое состояние. По отношению к рабочей температуре стали (обычно
атмосферной) они являются показателем запаса вязкости стали.
Цели легирования
Легирование конструкционных сталей имеет основной целью
повышение их механических свойств. Получение оптимальных соот-
йошений механических свойств достигается выбором вида термиче-
ской обработки стали. В качестве примера в табл. 1 приведены по-
казатели механических свойств в зависимости от вида термической
обработки для широко применяемой в машиностроении стали 40Х.
Из таблицы видно, что наилучшие показатели механических
свойств достигаются при комбинированной термической обработке—
закалке с последующим низким или высоким отпуском.
Для низкого отпуска характерны исключительно высокие значе-
ния показателей сопротивления деформированию сгт и при
удовлетворительной вязкости; для высокого отпуска — средние зна-
чения и сгвр при повышенной ударной вязкости и небольшой
склонности к хрупкому разрушению.
После однократной термической обработки (отжига или норма-
лизации) общий комплекс механических свойств стали находится на
более низком уровне.
Ю Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
Таблица 1
Механические свойства стали 40Х в зависимости от ее
термической обработки
Термическая обработка aj’ в кг/мм* ствр в кг/мм? 6 в о(о 4 В О|О ак в кем/см2 Температура перехода в хрупкое со- стояние при испытании на удар в °C
Отжиг при 850—860° 29,5 58,5 22,0 53,4 6,2 -60
Нормализация от 850—860° (прутки диа- метром 15 мм) 39,6 69,2 19,3 57,3 8,7 — 75
Закалка от 850—860°, отпуск при 180—200° 162,3 189,4 8,3 33,7 5,6 — 90
Закалка от 850—860°, отпуск при 600—610° 78,2 95,2 21,2 63,1 14,3 — 125
Для других конструкционных сталей влияние термической обра-
ботки на изменение их механических свойств имеет в общем такой
же характер, как и для стали 40Х. Поэтому конструкционные леги-
рованные стали чаще всего подвергают закалке с высоким или низ-
ким отпуском.
Важной целью легирования конструкционных сталей является
повышение их прокаливаемости 1 до уровня, обеспечивающего полу-
чение в результате термической обработки оптимальных механиче-
ских свойств.
. Легирование конструкционных сталей преследует также цель
уменьшения их склонности к хрупкому разрушению. Данные табл. 2
показывают, что склонность конструкционной стали к хрупкому раз^
рушению связана с содержанием в ней легирующих элементов. Обе
стали мало различаются между собой в отношении ат, бвр, 6, и
ак при комнатной температуре. В то же время первая сталь (сред-
нелегированная) быстрее переходит в хрупкое состояние при пони-
жении температуры, чем вторая (высоколегированная). Первая
сталь в сравнении со второй обладает значительно меньшим запасом
вязкости и большей склонностью к хрупкому разрушению в реаль-
ных условиях эксплуатации.
Различные легирующие элементы оказывают неодинаковое влия-
ние на запас вязкости конструкционной стали. Наиболее благо-
приятно действуют в этом отношении никель, отчасти медь и крем-
1 Прокаливаемость стали характеризуется тем, насколько глубоко от на-
ружной поверхности детали, подвергающейся термической обработке, сталь
может быть закалена на мартенсит.
Конструкционные легированные стали
11
Таблица 2
Механические свойства хромомарганцевомолибденовой и хромони-
келемолибденовой сталей в улучшенном состоянии
Химический состав стали в Термическая обработка <Jrp В кг/мм? авр в кг!мм? 6 В о|о Ф В о/о ак в кгм/см? при температуре
+20° -75° —125° -150° —180°
0,28 С; 1,45 Мп; 1,40 Сг; 0,30 Мо Закалка и отпуск на 640—660° 70,8 86,3 17,9 63,8 15,6 8,1 1,8 0,4 0,4
0,26 С; 1,58 Сг; 4,01 Ni; 0,39 Мо 73,2 93,4 16,3 58,4 13,6 12,6 10,5 8,6 7.»
ний (в низкоотпущенных сталях). Хром, вольфрам и молибден ока-
зывают положительное, но весьма слабое влияние, а марганец
в больших количествах влияет отрицательно.
Механические свойства и хрупкость при отпуске
легированных сталей
В отличие от углеродистых, в легированных конструкционных
сталях при отпуске появляется хрупкость двух видов.
Первый вид хрупкости при отпуске. На фиг. 3 изображена ти-
пичная диаграмма изменения механических свойств легированной
конструкционной стали в зависимости от температуры отпуска. Как
видно, начиная от температур порядка 200°, соответствующих ин-
тенсивному распаду мартенсита при отпуске, у данной стали наблю-
дается постепенное понижение овр и от при одновременном повы-
шении 6 и ф. При температурах отпуска 550—600° сталь сохраняет
еще значительную прочность.
По иной закономерности изменяется ударная вязкость. В отли-
чие от углеродистых конструкционных сталей, у которых по мере
повышения температуры она непрерывно возрастает, здесь наблю-
дается «провал» на кривой вязкости, т. е. резкое снижение вели-
чины ак после отпуска в определенном интервале температур (в
данном случае, в интервале 250—400° — возникновение в стали
хрупкости).
Такая хрупкость, зависящая исключительно от температуры про-
изведенного отпуска, неизменно сохраняется в стали, если темпера-
тура соответствовала области «провала» на кривой ак. Поэтому ее
называют неустранимой хрупкостью при отпуске.
12 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
В зависимости от состава легированной конструкционной стали
неустранимая хрупкость при отпуске может проявляться в различ-
ной степени. Иногда в некоторых сталях наблюдаются два интер-
вала хрупкости: один при 250—400°, второй — при 500—550°. По-
явление хрупкости в первом интервале не сопровождается заметным
увеличением твердости. Во втором интервале оно часто отмечается
некоторым повышением твердости.
Возникновение неустранимой хрупкости при отпуске предупре-
ждают тем, что легированные конструкционные стали не отпускают
Фиг. 3. Изменение механических свойств легированной
стали (0,26% С, 1,25% Сг, 0,24% Мо) при отпуске.
кости при отпуске также в интервале 500—550°, то отпуск не про-
изводится и в этом интервале температур.
Второй вид хрупкости при отпуске. У многих конструкционных
легированных сталей наблюдается другой вид хрупкости при от-
пуске, но обязательно при высоком (выше 450°). Такая хрупкость
связана со скоростью охлаждения после нагрева, осуществляемого
для отпуска (фиг. 4): если охлаждение производится медленно,
ударная вязкость снижается — появляется хрупкость; при быстром
охлаждении ударная вязкость сохраняется на высоком уровне.
Характерным признаком этого вида хрупкости является ее обра-
тимость или устранимость. Хрупкость, развивающаяся в процессе
медленного охлаждения стали, может быть устранена быстрым
охлаждением при повторном отпуске стали. Хрупкость может снова
возникнуть в этой стали при новом нагреве ее, с последующим мед-
ленным охлаждением.
Рассматриваемый вид хрупкости иногда наблюдается при мед-
ленном охлаждении после нагрева до 500—700° нормализованной
и даже отпущенной стали. Но обычно он проявляется при отпуске
Конструкционные легированные стали
13
закаленных сталей. Поэтому его называют отпускной хрупкостью
или обратимой хрупкостью при отпуске.
Легирующие элементы оказывают различное влияние на склон-
ность сталей к отпускной хрупкости. Марганец и хром резко повьы
тают восприимчивость стали к этому виду хрупкости. Другие эле-
менты действуют в том же направлении, но слабее. Лишь молибден
и вольфрам значительно ослабляют восприимчивость стали к от-
пускной хрупкости и даже ликвидируют ее совершенно.
Фиг. 4. Влияние скорости охлаждения после высокого
отпуска на ударную вязкость стали (0,43% С, 1,48% Сг,
3,1Оо/о Ni).
В производственной практике используются два способа борьбы
с возникновением отпускной хрупкости:
1) введение в сталь добавок молибдена (0,25—0,45%) или воль-
фрама (0,6—1,2%);
2) применение быстрого охлаждения стали после высокого от-
пуска путем ее замочки в воде или масле, когда остаточные на-
пряжения не являются лимитирующим фактором.
Применяя одновременно оба способа, можно полностью устра-
нить отпускную хрупкость в правильно легированных сталях.
Влияние легирующих элементов на прокаливаемость стали
Все легирующие элементы, кроме кобальта, снижают критиче-
скую скорость закалки сталей и повышают их прокаливаемость.
По убывающей степени влияния на прокаливаемость сталей важ-
нейшие легирующие элементы могут быть расположены в следую-
щий ряд: Мо, Мп, Сг, Ni, Си, Si.
14 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
Таблица 3
Классификация легированных конструкционных сталей
согласно ГОСТ 4543—48
№ группа Группа стали Пределы содержания углерода и легирующих элементов (в различных марках)
1 Хромистая 0,12—0,55% С; 0,7—1,1% Сг
2 Хромованадиевая 0,12—0,54% С; 0,8—1,1% Сг; 0,10—0,20% V
3 Молибденовая 0,10—0,34% С; 0,40—0,55% Мо
4 Хромомолибденовая 0,1—0,4% С; 0,8—1,9% Сг; 0,15—0,55% Мо
5 Хромокремнистая 0,29—0,45% С; 1,3—1,6% Сг; 1,0—1,6% Si
6 Хромомарганцевая 0Д2—0,45% С; 0,4—1,2% Сг; 0,9—1,9% Мп
7 Хромомарганцевоти- тановая 0,16—0,24% С; 1,0—1,3% Сг; 0,8-1,1% Мп; 0,08—0,15% Ti
8 Хромомарганцевомо- либденовая 0,16—0,45% С; 0,9—1,2% Сг; 0,9—1,2% Мп; 0,2—0,3 % Мо
9 Кремнемарганцевая 0,22—0,40% С; 1,1—1,4% Si; 1,1—1,4% Мп
10 Хромокремнемарган- цевая 0,15—0,40% С; 0,8—1,4% Сг; 0,9—1,4% Si; 0,8—1,1% Мп
11 Хромоалюминиевая и хромомолибденоалюми- ниевая 0,31 —0,42%С; 1,35-1,65% Сг; 0,15-0,25% Мо; 0,7-—1,2% А1
12 Хромомолибденована- диевая 0,22—0,38% С; 1,0—1,8% Сг; 0,2—0,3% Мо; 0,1— 0,3% V
13 Никелевая 0,20—0,35% С; 0,5—1,2% Ni
14 Никелемолибденовая 0,10—0,45% С; 1,5—2,0% Ni; 0,2—0,3% Мо
15 Хромоникелевая 0,11—0,45%С; 0,45—1,75% Сг; 1,00—3,75% Ni
16 Хромоникелеванадие- вая 0,16—0,24% С; 0,7—1,1% Сг; 3,75—4,25% Ni; 0,15—0,30% V
17 Хромоникелевольфра- мовая 0,14—0,28% С; 1,35—1,65% Сг; 4,0—4,5% Ni; 0,8—1,2% W
18 Хромоникелемолибде- новая 0,10-0,44% С; 0,60-1,75% Сг; 1,25-3,75% Ni; 0,15-0,30% Мо
19 Хромоникелемолибде- нованадиевая 0,26—0,50% С; 0,6—1,1% Сг; 1,3—2,5% Ni; 0,2—0,3% Мо; 0,1—0,3% V
Влияние легирующих элементов на свойства высокоотпущенных сталей
Карбидообразующие элементы способствуют повышению прока-
чиваемости стали лишь тогда, когда они растворены в аустените.
Когда эти элементы заключены в карбидах, они не повышают про-
биваемость, а, наоборот, способствуют ускоренному распаду аусте-
нита при охлаждении стали.
Если в стали присутствует несколько легирующих элементов, то
количественное влияние каждого из элементов на прокаливаемость
стали возрастает.
Путем легирования при сравнительно небольшом суммарном со-
держании элементов становится возможным получать прокаливае-
мость стали в воде, измеряемую критическим диаметром в несколько
сот миллиметров. А в углеродистой стали критический диаметр со-
ставляет около 25 мм.
ГОСТ на конструкционные легированные стали
Классификация изготовляемых в СССР конструкционных леги-
рованных сталей, а также технические условия на них, нормиро-
ваны ГОСТ 4543—48. Им предусмотрены 19 групп сталей, приве-
денных в табл. 3.
Принятая Государственными стандартами СССР система обо-
значений конструкционных легированных сталей позволяет легко
установить химический состав данной стали. В этой системе содер-
жащиеся в стали легирующие элементы обозначаются начальными
буквами (русскими) названий этих элементов: X — хром (Сг),Н —
никель (Ni), М — молибден (Mo), Т — титан (Ti), К — кобальт
(Со), В — вольфрам (W).
Исключение составляют следующие условно принятые обозначе-
ния: Г — марганец (Мп), С —кремний (Si), Ф — ванадий (V),
Ю —алюминий (А1), Д —медь (Си).
Количественное содержание легирующих элементов и углерода
обозначается цифрами. Первые две цифры в маркировке стали по-
казывают среднее содержание углерода в сотых долях процента.
Цифры, стоящие после букв, показывают процентное содержание
соответствующего элемента в целых числах, если оно превышает
1,5%. Если содержание данного элемента меньше 1,5%, цифра не
ставится.
В конце маркировки добавляется буква А для обозначения вы-
сококачественной стали, более чистой по сравнению с качественной
в отношении серы и фосфора, и с повышенными механическими
свойствами.
3. ВЛИЯНИЕ ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ
НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
В ВЫСОКООТПУЩЕННОМ СОСТОЯНИИ
Сорбитное состояние стали после термического улучшения (за-
калка на мартенсит и последующий высокий отпуск) характе-
ризуется оптимальным сочетанием механических свойств для
16 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
большинства случаев использования стали: высокий предел прочно-
сти (ae7J=75—110 кг/мм2) и большая вязкость (а^ = 14ч-7 кгм/см2).
Поэтому термическое улучшение широко применяется для конструк-
ционных сталей.
Для получения необходимых механических свойств стали в сор-
битном состоянии необходимо создать требуемое количество карби-
дов оптимальной степени дисперсности, при сохранении определен-
ных свойств ферритной основы. Прочность стали связана главным
образохМ с количеством и степенью дисперсности карбидов, а вяз-
кость зависит также от ферритной основы.
Относительное количество карбидов в легированной стали опре-
деляется в основном содержанием углерода. Теоретически оно за-
висит и от содержания в стали легирующих элементов, но послед-
ний фактор имеет подчиненное значение. Практика показывает, что
в среднелегированной высокоотпущенной конструкционной стали
максимально допускаемое количество карбидов лимитируется кон-
центрацией углерода порядка 0,45—0,50%. С дальнейшим увеличе-
нием количества карбидной фазы и содержания углерода выше
0,45—0,50% ударная вязкость понижается до уровня, не допусти-
мого для конструкционных сталей 3 кгм/см2). В то же время
чрезмерное понижение содержания углерода в стали (меньше 0,2%)
приводит к резкому понижению ее прочности. Поэтому конструк-
ционные легированные стали, применяющиеся в сорбитном состоя-
нии, чаще всего содержат углерод в пределах 0,25—0,45%.
Для предупреждения коагуляции карбидов до размеров, резко
снижающих авр и от, в сталь вводятся легирующие элементы, ко-
торые образуют карбиды, трудно коагулируемые при отпуске в ин-
тервале температур 550—650°. В качестве основного легирующего
элемента чаще всего используется хром в количестве 0,8—1,7%.
Хромистые стали (15Х, 20Х ... 50Х) получили в машиностроении
широкое применение.
Однако, хромистые стали не обладают высокой прокаливае-
мостью и большим запасом вязкости. Для повышения прокаливае-
мое™ этих сталей их дополнительно легируют молибденом и марган-
цем. Для получения мелкозернистой структуры в их состав вводят
иногда ванадий. Эти стали представлены в ГОСТ 4543—48 мар-
ками ЗОХМ, 40ХГ, 40ХФА и др.
Хромоникелемолибденовые и хромоникелевольфрамовые стали
являются лучшими современными конструкционными сталями. При
высоком содержании никеля эти стали прокаливаются в сечениях
200 мм и выше. Кроме того, им свойственна малая склонность
к хрупкому разрушению и потому изготовленные из них детали хо-
рошо работают на удар.
Высокая стоимость этих сталей, обусловленная присутствием в их
состав,е никеля, молибдена и вольфрама, вызвала появление их за-
менителей. В отдельных случаях некоторое количество никеля за-
меняется медью или марганцем. За счет введения в сталь ванадия,
Влияние легирующих элементов на свойства низкоот пуще иных сталей 17
а также повышения содержания хрома (до 2,8%) иногда пони-
жается содержание молибдена и вольфрама. При этом удается по-
лучить равноценные результаты в отношении прочности стали после
ее высокого отпуска.
В табл. 4 приведены типичные марки современных конструкцион-
ных легированных сталей, подвергаемых термическому улучшению.
Таблица 4
Конструкционные легированные стали, применяемые в сорбитном
(высокоотпущенном) состоянии
— Химический состав в °,о Гарантируемые меха- нические свойства (по ГОСТ)
Марка стали С Сг Ni Мо Другие элементы аг в кг/мм2 | CQ «0 О 6 в о'о 0Q | а^в кгм/см^
40Х 0,35—0,45 0,8—1,1 <0,4 — 0,5—0,8 Мп 80 100 9 45 6
40ХНМА 0,36—0,44 0,6—0,9 1,25—1,75 0,15—0,25 0,5—0,8 Мп 85 100 12 55 10
37XH3A 0,33—0,41 1,2—1,6 3,0—3,5 — 0,25-0,55 Мп 100 115 10 50 6
40ХГМ 0,37—0,45 0,9—1,2 <0,4 0,2—0,3 0,9—1,2 Мп 80 100 10 45 9
38ХНЮА (азоти- руемая) 0,35—0,42 1,35—1,65 <0,4 0,15—0,25 0,7—1,1 А1 85 100 15 50 9
Указанные в таблице механические свойства предусмотрены ГОСТ.
Здесь сталь 40ХГМ представляет пример заменителя хромоникеле-
молибденовых сталей. '
Как видно, все марки стали обладают высокой прочностью и
значительной вязкостью. Несмотря на значительное различие хи-
мического состава этих сталей, в частности, в отношении содержа-
ния никеля, механические свойства их мало различаются между
собой. Из этого следует, что никель не оказывает сильного влияния
на механические свойства высокоотпущенной стали, и его роль за-
ключается главным образом в обеспечении необходимой прокали-
ваемое™ стали в заданных сечениях.
4. ВЛИЯНИЕ ЛЕГИРУЮЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ В НИЗКООТПУЩЕННОМ
(ЗАКАЛЕННОМ) СОСТОЯНИИ
Мартенситное состояние конструкционных сталей отличается
весьма высокой твердостью и прочностью при растяжении
(°вр = 120 -4- 210 кг/мм2), но пониженной ударной вязкостью
=8-4-3 кгм/см2).
2 Зак. 2832,
18 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
Термическая обработка легированных сталей на мартенсит пре-.
следует цель придать им высокие твердость и прочность при растя-
жении. На практике эти стали подвергают затем низкому отпуску,
в результате которого не происходит существенных изменений твер-
дости и прочности стали при растяжении, но несколько повышается
ее вязкость и снижаются остаточные напряжения, образовавшиеся
в процессе закалки. Такие стали принято • называть закаленными.
В действительности же — это стали, подвергнутые закалке и после-
дующему отпуску при низкой температуре.
Содержание в стали легирующих элементов должно обеспечить
полную прокаливаемость ее на мартенсит. Однако чрезмерное ле-
гирование может оказать даже отрицательное влияние, так как
получающееся при этом значительное количество остаточного аусте-
нита приводит к понижению твердости закаленной стали. Механиче-
ские свойства закаленных легированных сталей определяются
прежде всего содержанием в них углерода.
Влияние углерода
Таблица 5
Влияние углерода на механические
свойства закаленных конструкционных
сталей
Содержание углерода в стали в о’о Предел прочности при растяжении в кг/мм2 Ударная вязкость в кгм'см*
0,18 120 8,0
0,35 175 5,0
0,45 200 3,0
0,60 210 1,5
Табл. 5, составленная для среднелегированных закаленных ста-
лей, подтверждает сильное влияние содержания углерода на меха-
' нические свойства стали.
При содержании- углерода
около 0,45% достигается
почти максимальный предел
прочности при растяжении
стали. С дальнейшим повы-
шением содержания углеро-
да незначительно повы-
шается прочность стали при
растяжении, но еще более
понижается ее ударная вяз-
кость. При 0,18% углерода
и ниже закаленная сталь не
обладает высокой проч-
ностью при растяжении и
твердостью.
сталях, применяемых в зака-
В конструкционных легированных
ленном состоянии, содержится 0,2—0,4% углерода. В сталях, под-
вергаемых цементации, когда требуется иметь в детали вязкую серд-
цевину, количество углерода уменьшают до 0,12—0,25%.
Общий характер влияния легирующих элементов
Легирующие элементы оказывают незначительное влияние на
пределы прочности при растяжении и текучести закаленных сталлт.
Эти характеристики в основном определяются содержанием в стали
Влияние легирующих элементов на свойства низкоотпущенных сталей 19
углерода, а не количеством находящихся в ней легирующих элемен-
тов. Последние оказывают сильное влияние на ударную вязкость и
запас вязкости стали.
В табл. 6 приведены механические свойства различно легиро-
ванных закаленных сталей при одинаковом содержании углерода,
Можно видеть, что, несмотря на значительное количественное и ка-
чественное .различие в содержании легирующих элементов, пределы
текучести и прочности при растяжении в рассматриваемых сталях
находятся приблизительно на одном уровне. Нет большого разли-
чия и во влиянии легирующих элементов на4 относительное удлине-
ние. Только в отношении ударной вязкости имеется большая раз-
ница между марганцовой и другими сталями.
Таблица 6
Механические свойства закаленных конструкционных сталей,
легированных различными элементами
Сталь Общее со- держание легирую- щих эле- ментов в О.'о Химический состав в СГг / в кг! мм2 е о са § Я '-4 * <3 а
С Si 1 Мп Сг Ni Мо Си
Мп 2,40 0,34 0,30 2,10 — — — — 140 169 12,0 2,5
Сг—Мо 2,54 0,32 0,40 0,42 1,42 — 0,30 — 144 172 12,5 5,2
Si—Сг—Мо 3,70 0,34 1,42 0,33 1,60 — 0,35 — 152 180 15,2 6,0
Мп—Cr-Ni- — Мо—Си 7,17 0,34 0,32 1,84 1,41 2,43 0,28 0,89 146 178 16,4 5,5 1
Характер влияния отдельных легирующих элементов на механи-
ческие свойства закаленных сталей в той или иной степени сохра-
няется и в многокомпонентных сталях. Легирующие элементы слабо
влияют на прочность и твердость закаленных сталей. Некоторые
элементы заметно влияют на ударную вязкость и запас вязкости
сталей.
ч На механические свойства закаленных конструкционных сталей
решающее влияние оказывает углерод. Несмотря на это, углероди-
стые конструкционные стали с содержанием 0,2—0,4% С в зака-
ленном состоянии не применяются. Это объясняется преимуществами
перед ними легированных конструкционных сталей.
Основное преимущество заключается в том, что легированные
стали имеют меньшую критическую скорость закалки, а в связи
с этим лучшую закаливаемость и более глубокую прокаливаемость.
Малоуглеродистую нелегированную сталь, особенно при крупных
сечениях, невозможно закалить на мартенсит. Легированные стали,
*^оме того, менее склонны к росту зерна, т. е. перегреву, чем неле-
2*
20 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
Большим преимуществом легированных сталей перед углероди-
стыми закаленными сталями является также возможность достиже-
ния заметной вязкости этих сталей в закаленном (низкоотпущенном)
состоянии. Углеродистые закаленные стали отличаются хрупкостью.
Рассмотрим легирующие элементы, применяющиеся в закален-
ных конструкционных сталях.
Кремний. Кремний вводится в сталь в количестве 1,0—1,8%. Он
положительно влияет на ударную вязкость и запас вязкости стали,
понижает ее чувствительность к перегреву и сильно повышает тем-
пературу превращения мартенсита в троостит при отпуске стали.
Это позволяет повысить температуру низкого отпуска и уменьшить
остаточные напряжения закалки.
Однако кремний слабо влияет на прокаливаемость стали. По
прокаливаемости кремнистые стали мало отличаются от обычных
углеродистых сталей. В связи с этим, конструкционные стали по-
мимо кремния легируют еще другими элементами.
Хром. Чаще всего для легирования используется хром в коли-
честве 1,0—1,8%. Хромокремнистые стали обладают высокими ме-
ханическими свойствами, малой склонностью к перегреву, но йх
прокаливаемость недостаточна.
Марганец. Для увеличения прокаливаемости в хромокремни-
стые стали вводят марганец в количестве 0,8—14%. Присутствие
в стали марганца приводит к некоторому понижению ее ударной
вязкости и запаса вязкости, но при сохранении относительно вы-
сокого уровня механических свойств прокаливаемость стали резко
возрастает.
Стали, содержащие приблизительно одинаковое количество
хрома, кремния и марганца (1.0—1,5%), называют хромансилами.
Они получили наибольшее распространение как конструкционные
легированные стали, закаливаемые на мартенсит.
Иногда для увеличения прокаливаемости стали и уменьшения ее
склонности к росту зерна при нагреве в хромокремнистые стали и
в хромансилы вводят молибден в количестве 0,15—0,40%.
Никель. Введением никеля сильно повышается прокаливаемость
хромокремнистых сталей и хромансилов. Получаемые в результате
этого стали широко используются для деталей больших сечений.
Для этих же целей находят применение хромоникелемолибденовые
стали. Однако, область их применения сужается за счет кремнесо-
держащих сталей. Исключением являются стали для цементируемых
деталей. Наиболее широко здесь используются хромистые, никеле-
вые, хромоникелевые и хромоникелемолибденовые стали.
Отметим высокоуглеродистую хромистую сталь ШХ15 1 (0,95—
1,0% С; 1,3—1,5% Сг), применяемую в закаленном (мартенсит-
ном) состоянии. Из нее изготовляют детали шарико- и роликопод-
1 Это обозначение стали не соответствует ГОСТ и является заводским.
Оно прочно установилось в практике.
Современные представления о механических свойствах закаленных сталей 21
шипников, которые по условиям работы должны обладать высокой
стойкостью против истирания. Благодаря высокому содержанию
углерода (характерному для инструментальных, а не конструкцион-
ных сталей) сталь ШХ15 после закалки и низкого отпуска приобре-
тает твердость HRp > 62.
В табл. 7 'приведены цементируемые и нецементируемые марки
легированных сталей, применяемых в низкоотпущенном (мартенсит-
ном) ' состоянии. Как видно, цементируемые стали отличаются до-
статочно высокой ударной вязкостью в закаленном состоянии. Это
объясняется низким содержанием в них углерода.
Таблица 7
Типичные конструкционные легированные стали, применяемые
в закаленном состоянии
Сталь Химический состав в °<о Примерные механические свойства
С Мп Si Сг Ni аг в кг! мм2 со ь а _о е' га а к в к гм 'см- н
Цементируемая .. 15ХА 0,12-0,18 ),3—0,6 — 0,7—1,0 <0,4 50 70 И 50 8 —
Цементируемая 12ХН2А 0,11—0,17 0,3—0,6 — 0,6—0,9 1,5-2,0 60 80 12 50 9 —
Нецементируе- мая ЗОХГСА 0,28—0,35 0,8—1,1 0,9—1,2, ад-1,1 <0,4 130 155 7 40 4 —
Шарикопод- шипниковая ШХ15 0,95—1,0 — — 1,3-1,5 — — — — — — >62
Нецементируемая сталь ЗОХГСА получила широкое распростра-
нение. Благодаря высоким механическим свойствам и отсутствию
в ней дорогостоящих легирующих элементов этой сталью постепенно
стали заменять более дорогие хромоникелевые и хромоникелемолиб-
Деновые стали, ранее употреблявшиеся в закаленном состоянии.
Из-за сравнительно небольшой прокаливаемости (критический диа-
метр 60—80 мм при закалке в воду) эта сталь для крупных сечений
не применяется. В этих случаях в ее состав обычно вводят допол-
нительное количество никеля.
5. СОВРЕМЕННЫЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ О МЕХАНИЧЕСКИХ
СВОЙСТВАХ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
последнего времени механические свойства закаленных ста-
пои ХаРактеРизУют твердостью и пределом прочности
Р растяжении авр (показатели сопротивления деформированию)»
22 Механические свойства закаленных легированных конструкционных сталей
относительным удлинением б или сужением гр (показатели пластич-
ности) и ударной вязкостью при изгибе а (показатель вязкости).
У закаленных сталей высокой твердости указанные характеристики
пластичности и вязкости имеют столь низкие значения (близкие
к нулю), что такие стали обычно рассматривают как совершенно
хрупкие материалы.
Я. Б. Фридман [4] придерживается взгляда, что хрупкость при-
суща закаленным сталям только при определенных напряженных
состояниях (растяжение, изгиб), при которых доля растягиваю-
щих напряжений достаточно велика. Между тем, почти не приме-
няющееся испытание на кручение позволяет обнаружить в зака-
ленных сталях новые ствойства, не обнаруживаемые или не под-
дающиеся количественному измерению при испытаниях на растя-
жение.
По мнению Я. Б. Фридмана, уже сама возможность измерения
твердости по Бринелю показывает, что в отличие от еще более
хрупких материалов (например, многие стекла и силикаты) зака-
ленные стали при определенных напряженных состояниях способны
к довольно значительным пластическим деформациям.
При кручении отношение максимальных растягивающих напря-
жений к максимальным касательным вдвое меньше, чем при растя-
жении. Многие закаленные стали, почти совершенно хрупкие при
растяжении, обнаруживают при кручении значительные пластиче-
ские деформации.
В качестве примера Я. Б. Фридман приводит хромансил (0,38% С,
1,06% Сг; 0,89% Мп и 1,06% Si), закаленный с температуры 880°
в масло без последующего отпуска. В то время как при растяжении
эта сталь совершенно хрупка (удлинение практически равно нулю),
при кручении она показывает значительную пластичность (истинное
удлинение е = 20%).
Я. Б. Фридман' считает, что пластичность закаленных сталей вы-
сокой твердости, совершенно хрупких при растяжении, может быть
легко и достаточно надежно определена' при испытаниях на кру-
чение.
В результате «исследований механических свойств закаленных
сталей Б. Д. Грозин [5] установил, что при всестороннем неравно-
мерном сжатии закаленные стали высокой твердости и вообще хруп-
кие материалы пластически деформируются.
Механические Свойства закаленных сталей характеризуются
главным образом твердостью, которая определяется путем вдавли-
вания в испытуемый материал индентора (шарик, конус, пирамида) *
При этом металл в некотором объеме пластически деформируется.
Деформированный металл находится в напряженном состоянии
всестороннего неравномерного сжатия.
Б. Д. Грозин разработал способ испытаний механических свойств
закаленных сталей, основанный на идее, что деформируемая часть
испытуемого образца находится в объемном напряженном состоя-
Современные представления о механических свойствах закаленных сталей 23
нии подобном тому, в каком находится металл при вдавливании
индентора во время испытания на твердость.
Испытуемый цилиндрический образец запрессовывается с незна-
чительным натягом в цилиндрическую обойму из пластичного мате-
пиала (сталь 20), диаметр которой в 3,6 раза больше диаметра
образца. После запрессовки торцевые поверхности образца и обоймы
шлифуются.
Составной цилиндрический образец подвергается осевому сжа-
тию до различных степеней пластической деформации: от самых не-
значительных до весьма больших. При этом образец испытуемой
стали находится в условиях всестороннего неравномерного сжатия.
Опыты показали, что при осевом напряжении сжатия 500—
700 кг/мм2 пластическая деформация закаленной стали составляет
8—12%. Хрупкость, т. е. разрушение при весьма малых деформа-
циях, исчезает уже при боковом давлении порядка 1000 ат.
Полученные в исследовании диаграммы всестороннего неравно-*
мерного сжатия для закаленных сталей позволяют определить ос-
новные показатели их механических свойств.
Б. Д. Грозин считает, что для детали, работающей в условиях
контактного приложения нагрузки и объемного напряженного со-
стояния, показатели механических свойств закаленной стали, из
Которой изготовлена деталь, получаемые при испытаниях по пред-
ложенному им способу, лучше соответствуют реальным условиям ее
работы,щем любые другие показатели, получаемые при плоском на-
пряженном состоянии, или условные показатели твердости.
’Приведенные данные подтверждают большие потенциальные
возможности использования в машиностроении механических свойств
закаленных сталей высокой твердости.
ГЛАВА II
МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИЕ ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
И МИНЕРАЛОКЕРАМИКА
6. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Современным достижениям в области обработки металлов реза-
нием способствовало, наряду с другими факторами, появление и не-
прерывное совершенствование металлокерамических твердых спла-
вов, применяемых для оснащения режущего инструмента.
Значительное превосходство твердых сплавов (их режущих
свойств) над другими инструментальными материалами обусловило
появление и широкое развитие скоростного резания металлов,
а также возможность механической обработки (точение, резьбона-
резание, фрезерование, сверление, зенкерование и развертывание)
сталей, закаленных на высокую твердость, и других труднообраба-
тываемых сталей.
В настоящей главе изложены основные сведения о металлокера-
мических твердых сплавах отечественного и иностранного производ-
ства. Приведены также данные о новом инструментальном мате-
риале— минералокерамике, перед которой открываются перспек-
тивы широкого промышленного использования. Минералокерамика
начинает применяться при обработке закаленных сталей.
Производительность режущего инструмента в значительной мере
зависит от способности материала, из которого он изготовлен, со-
хранять продолжительное время свои режущие свойства. Режущие
свойства инструментального материала зависят главным образом
от его твердости, износостойкости, а также от его вязкости, тепло-
проводности, сопротивления удару и изгибу.
Для того, чтобы процесс резания мог быть осуществлен, режу-
щий инструмент должен обладать большей твердостью, чем обраба-
тываемый материал. В процессе резания рабочие грани инструмента
получают износ (истираются). Износ происходит непрерывно, в про-
должение всего процесса резания, при всех практически возможных
толщинах срезаемого слоя металла, скоростях резания и физико-
механических свойствах инструментального и обрабатываемого ма-
териалов. Чем выше сопротивляемость инструментального мате-
риала истиранию, т. е. его износостойкость, тем выше его режущие
свойства.
Общие сведения 25
Процесс резания сопровождается выделением тепла, благодаря
которому в зоне резания нагревается срезаемый слой металла, пре-
вращающийся в стружку, а также режущий инструмент. При работе
с высокими скоростями резания, типичными для современной меха-
нообработки, режущие кромки инструмента нагреваются до темпе-
ратуры 800° и выше.
Способность инструментального материала сохранять свои ре-
жущие свойства, главным образом твердость и износостойкость, при
высоких температурах называется теплостойкостью.
Производительность режущего инструмента тем выше, чем выше
твердость, износостойкость, теплостойкость, вязкость, механическая
прочность и теплопроводность и чем ниже хрупкость инструменталь-
ного материала, из которого изготовлена его режущая часть.
Высокие режущие свойства твердых сплавов обусловливаются
тем, что они состоят в основном из карбидов тугоплавких металлов,
характеризующихся высокими твердостью, износостойкостью и тем-
пературой плавления. В твердых сплавах применяется сравнительно
небольшое число металлов. В промышленных марках советских
твердых сплавов находят применение лишь три металла: вольфрам,
Таблица 8
Свойства некоторых тугоплавких металлов и карбидов, входящих
в состав металлокерамических твердых сплавов
Металлы Карбиды
Наименование химиче- ское обо- значение удельный вес у в Нем* 4> « с л S S СХ к о >. о t* н ч твердость по шкале Мооса Наименование химиче- ская фор- мула удельный вес •( । в г/см3 содержа- ние угле- рода в о’о темпера- тура плав- ления в °C твердость по шкале Мооса
Тугоплавка) ч группа Карбид воль- WC 15,7 6,12 2870 9
Вольфрам W 19,5 3360 7 фрама То же W2C 17,2 3,16 2700 >9
Титан Ti 4,5 1730 4 Карбид ти- TiC 4,5 20,00 3140 8-9
Тантал Ниобий Та Nb 16,6 7,4 3030 2500 7 тана Карбид тан- ТаС 14,0 6,21 3880 9
Ванадий Цирконий V Zr 5,8 6,5 1720 1860 6,5 тала Карбид нио- бия Карбид вана- NbC 7,5 11,42 3500 9
Молибден Хром Же ле • Мо 10,3 2620 6 VC 5,3 19,05 2830 >9
Сг i н а я 6,7 г р у 1920 п п а 9 дия Карбид цир- ZrC 7,9 11,65 3530 8—9
Кобальт Со г J 8,7 1480 5 кония Карбид мо- Mo2C 8,9 5,88 2690 7—9
Никель '/ 'ч” Ni 8,9 1450 5 либдена Карбид хрома То же Cr4C Сг7С3 7,2 6,5 5,45 9,00 1780 1700 7 7
26 Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
титан и кобальт. В табл. 8 приведены данные о некоторых свой-
ствах металлов и карбидов, используемых в производстве твердых
сплавов. Высокие твердость и температура плавления карбидов
тугоплавких металлов четко выявляются при сопоставлении их
с карбидом железа — цементитом (Fe3C), твердость которого по
шкале Мооса выражается числом 7, а • температура плавления
равна 1560°.
Как указывалось, карбиды тугоплавких металлов являются той
’Составной частью твердых сплавов, котовая придает им высокие
твердость, изпо’сос’]оиксс'1 ь и 1 си,нектонко-.мь. Оцпако, изготовлять
твердые сплавы целиком из карбидов нельзя, тэк как они были бы
весьма хрупкими и непрочными. Для придания: твердым сплавам
необходимой прочности к карбидам добавляется вспомогательный
металл, цементирующий частицы карбидов в прочное тело. В каче-
стве цементирующего металла используется главным образом ко-
бальт.
7. ОТЕЧЕСТВЕННЫЕ ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
Классификация твердых сплавов
По химическому составу современные советские твердые сплавы
делятся на две основные группы:
1) однокарбидные вольфрамовые сплавы, состоящие из зерен
карбида вольфрама (WC), сцементированных кобальтом (Со);
2) двукарбидные титановольфрамовые сплавы, состоящие из
зерен твердого раствора карбида вольфрама в карбиде титана
(TiC) и избыточных зерен карбида вольфрама, сцементированных
кобальтом, или только из зерен твердого раствора карбида воль-
фрама в карбиде титана, сцементированных кобальтом.
У нас в СССР стандартизованы марки твердых сплавов, форма
и сортамент пластинок, а также технические условия на твердые
сплавы. ГОСТ 3882—53, заменившим ранее действовавшие ГОСТ
3882—47 и 2209—45, а также ОСТ ЦМ-201—39, установлены три-
надцать стандартных марок твердых сплавов (табл. 9). Форма и
размеры пластинок твердых сплавов стандартизованы ГОСТ
.2209—55. В табл. 10 приведена классификация форм пластинок.
Раньше твердые сплавы обозначались по ОСТ ЦМ-201—39 так,
как показано в табл. 9: вольфрамовые сплавы через «РЭ», а ти-
тановольфрамовые через «а». Действующая в настоящее время
система обозначений построена на следующих основаниях:
1) ВК означает вольфрамовые кобальтовые сплавы; цифры,
стоящие вправо от К, показывают процентное содержание кобальта.
Так, ВКЗ означает: вольфрамовый сплав с 3-процентным содержа-
нием кобальта;
2) ТК означает титановольфрамовые кобальтовые сплавы;
цифры, стоящие после Т, показывают процентное содержание кар-
бида титана (TiC); цифры, стоящие после К, — процентное содер-
А - -
Таблица О
Состав и основные свойства советских твердых сплавов
Группа твердых сплавов Обозначение марок О] иентировочный химиче- ский состав в о 0 физико-механические свойства
ОСТ ЦМ-201-39 ГОСТ 2209—45 ГОСТ 3682—47 ГОСТ 3882—53 карбиды вольфрама WC карбиды титана TiC кобальт Со пре юл проч- ности при изгибе <звп В А'Г нс мсчее удельный вес у в г/слг нс менее гверюсть по Роквел- •’У hRa нс менее теплопровод- ность в к а Л'с \tce\- °<
Двукарбидные Однокарбидные вольфрамовые
титансвсльфрамивые 1 11
— — — ВК2 98 — 2 100 15.0—15,4 90.0 • —
РЭЗ ВИЗ вкз ВКЗ 97 -г- 3 100 14,9—15,8 89,0 0,169
— — ВКЗа — 97 — 3 100 14,9 89,0 —
РЭ6 В Кб ВКб ВКб 94 — б 120 14,6—15,0 88,0 0,145
— — ВКба — 94 — 6 110 14,6 88,5 —
РЭ8 ВК8 ВК8 ВК8 92 — 8 130 14 4—14,8 87,5 0,141
— — ВК8а — 92 — 8 130 14,35 87,5 —
— — ВК10 ВК10 90 — 10 135 14,2—14,6 87,0 —
— — ВК10а — 90 — 10 135 14,2 87,0 —
— — — ВК11 89 — 11 150 14,0—14,4 86,0 —
РЭ12 ВК12 — — 88 — 12 150 14,1 87,5 —
— — ВК15 ВК15 85 — 15 160 13,9—14,1 86,0 0,168
а—5 Т5К6 — — 89 5 6 80 12,1 88,0 —
а—10 Т5К10 Т5К10 Т5К10 85 6 9 115 12,3—1 52 88,5 0,073
— — — Т14К8 78 14 8 115 11,2—12,0 89,5 —
а—15 Т15К6 Т15К6 Т15К6 79 15 6 110 11,0—11,7 90,0 0,065
— — Т15К6а Т15К6Т 79 15 6 по 11,0—11,7 91,0 —
а—21 Т21К8 — — 71 21 8 100 10,0 88,0 —
— — Т30К4 Т30К4 66 30 4 90 9,5—9,8 92,0 —
— — — Т60К6 34 60 6 75 6,5—7,0 90,0 —
Отечественные твердые сплавы
28
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
1 а б л и ц а 10
Классификация форм пластинок металлокерамических твердых
сплавов по ГОСТ 2209—55
Условное обозначе- ние формы Эскиз Назначение (примерное)
01 1ип А Jun 5 ! ! F 1 Для проходных (прямых И отогнутых), чистовых широких, расточных и прорезных резцов
02 Тип А Тип Б
z Л । 1 । ; U i
Для проходных (прямых и
отогнутых), чистовых широких,
расточных и прорезных резцов
с наибольшим износом по задней
грани
Для проходных отогнутых рез-
цов при тяжелой нагрузке
Для прямых проходных резцов
07
08
Для подрезных и расточных
резцов при расточке глухих от-
верстий
Для подрезных и проходных
резцов
Для расточных и проходных
резцов с <р = 60°, а также для
ножей фрезерных головок
Отечественные твердые сплавы
29
Продолжение табл. 10
Условное
обозначе-
ше формы
Назначение (примерное)
Для автоматных резцов
10
Для проходных и расточных
резцов, а также для ножей тор-
цевых фрез и подрезных ножей
11
Для чистовых и резьбовых
резцов
12
Для чашечных (галтельных и
бандажных) резцов
13
Тип А Тип б
"X 1 1 11 11 \ 1 11 Xi
—
Для отрезных и прорезных
резцов
14
Для сверл спиральных и с пря-
мыми канавками
30
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Продолжение табл. 16
Условное обозначе- ние формы Эскиз Назначение (примерное)
15 Г > Для фасочных резцов и рез- цов для обработки пазов типа «ласточкин хвост>
16 m Для галтельных и бандажных резцов
17 с Для сверл при обработке не- металлических материалов
18 Для круглофасочных резцов
20 1 1 • 11 1 ✓/ Для торцевых фрез и цековок
21 - Для концевых и шпоночных фрез, для зенкеров при обработ- ке глухих отверстий и цековок
24 Для дисковых, концевых и Т-образных фрез, а также для торцево-цилиндрических фрез к агрегатным станкам
25 Для зенкеров при обработке сквозных отверстий
Отечественные твердые сплавы
31
Продолжение табл.
Условное обозначе- Эскиз Назначение (примерное)
ние формы
26 Для разверток
27 Для облицовочных зенкеров
30 Для червячных фрез
31 Для угловых фрез

32 rh Для резцов при прорезке ка-
V . навок в шкивах под клиновые
ремни
33 Для проходных резцов с меха-
ническим креплением при работе
на многорезцовых станках
34 Для центров к токарным и
1 круглошлисЬовальным станкам
35 Для торцевых насадных фрез
со спиральным зубом, диамет-
ром от 10 до 22 мм
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Продолжение табл. 10
Условное
обозначе-
ние формы
Эскиз
Назначение (примерное)
37
Для торцевых насадных и кон-
цевых фрез со спиральным зу-
бом, диаметром от 10 до 120 мм
Для проходных резцов при
работе с большими подачами
38 Тип Л Тип б VJi vJ Для сверл глубокого сверления
39 1— -h Для направляющих к сверлам глубокого сверления
41
42
44
Для торцевых фрез
Для расточных резцов при
снятии тонких стружек
Для стружкозавивателей к изде-
лиям формы 12
Для желобных резцов
Для фасочных резцов
Отечественные твердые сплавы
33
жание кобальта. Так, Т15К6 означает: титановольфрамовый сплав
с 15-процентным содержанием TiC и 6-процентным содержанием
кобальта; остальное — карбид вольфрама.
ГОСТ 4872—52 регламентирует технические условия на пла-
стинки твердых сплавов для режущего инструмента, правила
приемки и способы испытаний пластинок, а также их маркировку,
упаковку и документацию.
Пластинки твердых сплавов должны испытываться на прочность
при изгибе и твердость, а также резанием. Кроме того, должен про-
веряться их удельный вес (с точностью до 0,05), макроструктура,
а также линейные и угловые размеры.
Предел прочности при изгибе пластинки определяется при по-
мощи специального рычажного прибора на образцах квадратного
сечения размерами 5 X 5 X 35 мм, изготовленных из смеси того же
приготовления, что и пластинки данной партии.
Твердость пластинки по Роквеллу, шкала А, должна прове-
ряться на ее широкой грани, зачищенной на глубину 0,2 мм,
шлифовальным кругом из зеленого карбида кремния (керамиче-
ская связка, зернистость 80, твердость СМ2). Твердость пла-
стинки должна определяться в трех точках, расположенных по
диагонали на равном расстоянии друг от друга и от вершины
углов.
Заводы-изготовители обязаны на верхней стороне каждой пла-
стинки (или на любой другой ее поверхности, кроме опорной) нано-
сить путем штамповки или накатки марку твердого сплава. Допу-
скается также маркировка пластинки нанесением одной цветной
полосы шириной не более 5 мм. Различным маркам твердых спла-
вов присвоены следующие цвета:
ВКЗа..................черный
ВКб...................синий
ВКба.................фиолетовый
ВК8...................красный
Т5К10.................желтый
Т15К6.................зеленый
Т30К4.................голубой
Пластинки площадью 0,5 см2 и менее не подвергаются индиви-
дуальной маркировке. Для пластинок этих размеров маркировка
наносится на коробке.
Маркировка пластинок твердых сплавов имеет большое практи-
ческое значение. Следует отметить, что это важное правило не
всегда выполняется заводами-изготовителями. Поэтому на заво-
дах-потребителях нередки случаи, когда пластинки различных ма-
рок перемешиваются, и это приводит к неправильной эксплуатации
твердосплавного инструмента.
3 Зак. 2832.
34
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Краткие сведения о технологии производства твердых
сплавов
Металлокерамические твердые сплавы нельзя назвать сплавами
в обычном смысле этого слова. Технология их производства прин-
ципиально отличается от технологии изготовления углеродистых,
легированных и быстрорежущих сталей — выплавки в плавильных
печах с последующей прокаткой. Производство металлокерамиче-
ских твердых сплавов относится к процессам порошковой метал-
лургии. Твердые сплавы получают способом спекания, потому что
плавлением не удалось создать годные продукты из-за разложения
карбида вольфрама.
На фиг. 5 и 6 схематически показаны процессы изготовления
твердосплавных изделий, начиная с сырья вплоть до готовых изде-
лий. Важнейшими исходными материалами для производства твер-
дых сплавов являются вольфрамовый ангидрид (или вольфрамовая
кислота, паравольфрамат аммония), вольфрамовый порошок, дву-
окись титана, окись кобальта (или кобальтовый порошок) и сажа.
Карбиды изготовляют либо непосредственно из окислов метал-
лов, либо из металлического порошка, получаемого как промежу-
точный продукт. Отдельные карбиды или готовый сложный карбид
смешивают с кобальтовым порошком и размалывают мокрым спо-
собом до образования вполне однородной тонкой карбидной смеси.
Мокрую смесь высушивают, при необходимости восстанавливают,
а затем прессуют в виде стержней, готовых пластинок, или вообще
заготовок заданной формы.
Некоторые изделия изготовляют следующим образом.
Предварительно при температуре 800—1000° спекают крупные
пластины, которые затем разрезают на нужные заготовки.
Полученные тем или иным путем заготовки заданной формы
спекают в защитной среде в электропечах.
Твердые сплавы не нуждаются в дальнейшей термической обра-
ботке, например, в закалке, отпуске и пр.
Основные свойства твердых сплавов
Твердость. Наиболее характерным и ценным свойством твердых
сплавов является их высокая естественная твердость, обусловли-
ваемая наличием в них большого количества карбидов тугоплавких
металлов. На величину твердости оказывает влияние химический
состав сплава, его зернистость и структура. Твердость сплава тем
выше, чем выше в нем общее содержание карбидов, степень дис-
персности кристаллов и содержание карбидов в твердом растворе.
Твердость титановольфрамовых сплавов, как правило, выше воль-
фрамовых, что объясняется образованием в них более прочного
карбидного скелета и большей твердостью сложного карбида по
сравнению с карбидом вольфрама.
Отечественные твердые сплавы
35
Фиг. 5. Схема технологического процесса изготовления металлокерамических
твердых сплавов вольфрамовой группы.
3*
36
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Фиг. 6. Схема технологического процесса изготовления металлокерамических
твердых сплавов титановольфрамовой группы.
Отечественные твердые сплавы 37
Твердость современных твердых сплавов, применяемых для осна-
щения режущего инструмента, достигает Hra = 93 (сплав Т30К4).
В табл. 9 приведены нижние пределы твердости выпускаемых
в настоящее время твердых сплавов. Их фактическая твердость
обычно превышает на 1,0—1,5 единицы указанные пределы.
Твердые сплавы по твердости (при комнатной температуре)
превосходят быстрорежущую сталь на 10 единиц по Роквеллу,
шкала С. Очевидно, что обработка резанием сталей высокой твер-
дости (закаленных сталей) возможна лишь с помощью твердо-
сплавного инструмента (и минералокерамики).
Существует тесная связь между содержанием кобальта и твер-
достью Hra вольфрамовых сплавов, изготовленных в одинаковых
условиях. С увеличением содержания кобальта твердость сни-
жается. Так, сплав ВК2, содержащий 2% кобальта, имеет твер-
дость ЯдЛ=90, а твердость сплава ВК15 с 15-процентным содер-
жанием кобальта составляет 77дл=86.
Твердость титановольфрамовых сплавов повышается с увеличе-
нием содержания в них карбида титана. У этих сплавов, так же,
как и у вольфрамовых, твердость понижается с увеличением содер-
жания кобальта.
Прочность при изгибе. Предел прочности при изгибе zfl!{
является одной из основных характеристик механической проч-
ности твердых сплавов. По этой характеристике можно судить
о вязкости сплава. Предел прочности при изгибе у вольфрамовых
сплавов растет с повышением содержания кобальта, а у титано-
вольфрамовых сплавов снижается с увеличением содержания кар-
бида титана. Из табл. 9 видно, что при повышении содержания
кобальта в вольфрамовых сплавах от 2% (ВК2) до 15% (ВК15)
предел прочности а™ возрастает на 60% (от 100 до 160 кг/мм2).
В титановольфрамовых сплавах в связи с повышением содержания
карбида титана от 5% (Т5К10) до 60% (Т60К6) предел прочности
□ей понижается от 115 до 75 кг!мм2.
Титановольфрамовые сплавы ме&ее прочны и вязки, чем воль-
фрамовые. Практически средние значения оем выше указанных
в табл. 9 значений на 10—15%. В общем твердые сплавы в отно-
шении прочности при изгибе сильно уступают быстрорежущей
стали, для которой = 370 кг/мм2.
Установлено [6], что в сплавах, содержащих менее 10% кобальта,
при изгибе не наблюдается остаточной деформации, вплоть до
разрушения. Такая деформация становится заметной только при
содержании кобальта выше 20%.
Прочность при сжатии. Для вольфрамовых сплавов предел
прочности при сжатии имеет наибольшие значения при содер-
жании кобальта 3—5%. С дальнейшим увеличением содержания
кобальта предел прочности резко понижается. Он понижается
38 Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
также при увеличении содержания карбида титана в титановоль-
фрамовых сплавах.
Современные твердые сплавы отличаются высокой прочностью
при сжатии. Для сплава Т15К6 440 кг/мм2 (для быстроре-
жущей стали Р18 сгб сж 380 кг/мм2).
Прочность при растяжении и относительное удлинение. Вслед-
ствие хрупкости твердых сплавов очень трудно определить их проч-
ность при растяжении. Опытами [6] установлено, что у вольфрамо-
вых сплавов с содержанием кобальта менее 10%, после незначи-
тельной упругой деформации следует разрыв без пластической де-
формации. Для вольфрамового сплава с пределом прочности при
изгибе бек = 144— 165 кг/м,м2 предел прочности при растяжении
составил 36 — 62 кг/мм2.
У вольфрамовых сплавов отношение (% к &в сж составляет
около 0,3 (у быстрорежущей стали —0,7), а отношение авр к o5W —
около 0,5. Для промышленных марок твердых сплавов относитель-
ное удлинение при растяжении б 0.
Ударная вязкость. Хрупкость твердых сплавов обусловливает их
низкую сопротивляемость ударным нагрузкам и вибрациям в процес-
се резания. Это приводит к выкрашиванию пластинки твердого спла-
ва и преждевременному выходу из строя режущего инструмента.
Характеристикой сопротивления твердых сплавов ударным на-
грузкам может служить удельная ударная вязкость надрезанных
образцов ак, для краткости называемая'ударной вязкостью.
При механических испытаниях твердых сплавов ак обычно не
определяется. Тем не менее, значительный интерес представляют
результаты выполненного И. С. Брохиным исследования [7]. Им
установлено, что ударная вязкость вольфрамовых сплавов выше,
чем титановольфрамовых: для сплава ВК8 ак = 0,3—0,4 кгм/см2,
для сплава Т21К8 а1С = 0,20—0,25 кгм/см2. При нагреве вольфра-
мового сплава до 300°, а титановольфрамового сплава до 400° на-
блюдается резкое повышение ак: у первого в два раза, у второго —
более, чем в три раза. При дальнейшем повышении температуры до
600° ударная вязкость обоих сплавов снижается до уровня, соответ-
ствующего комнатной температуре. У вольфрамового сплава удар-
ная вязкость остается на этом же уровне вплоть до 800°; у титано-
вольфрамового сплава в интервале температур 600—800° вновь на-
блюдается некоторое повышение ак.
Для сравнения укажем, что ударная вязкость углеродистой и
быстрорежущей сталей выше, чем твердых сплавов, и составляет
а{- = 0,89 кгм/см2.
Пластичность. Металлокерамические твердые сплавы характе-
ризуются весьма низкой пластичностью. Это видно из табл. 11, где
приведены сравнительные данные по твердым сплавам и быстро-
режущей стали.
Износостойкость. Вопрос износостойкости твердых сплавов,
несмотря на его большую важность, еще мало исследован. Тем
Отечественные твердые сплавы
Зв
Таблица 11
Степень обжатия твердых сплавов при нагрузке 1000 кг/см2
Марка твердого сплава Степень обжатия в »/0 при температуре в °C
600 900 1000 1100
ВКб 0 0 0,3 1,5
ВК15 0 0,12 0,65 2,5—3,0
Т15К6 0 0 0,1 0,8
Быстрорежущая сталь, <звр — 60 кг/мм^ 7 50 60 80
больший интерес представляет выполненное Г. И. Грановским [8]
обстоятельное исследование износостойкости различных инструмен-
тальных материалов. Далее приведены основные выводы из этой
работы.
Для опытов была использована специальная установка, позво-
ляющая в условиях, приближающихся к реальным условиям трения
и износа в процессе резания, определить износостойкость образцов,
изготовленных из различных инструментальных материалов, при
трении по различным обрабатыг^емым материалам.
Износостойкость В характеризуется работой, которую необхо-
димо затратить для истирания 1 мг материала:
TL
в = ~ш кгммг'
где Т — сила трения в кг;
L — длина пути трения в м;
ДЛ4 — масса изношенного материала в мг.
Исследованием установлено, что износостойкость не является
каким-либо определенным и постоянным свойством инструменталь-
ного материала. Для одного и того же материала с изменением
условий его трения и износа износостойкость В зависит от скорости
трения V. На фиг. 7 представлена полученная в опытах зависимость
износостойкости от скорости трения для различных марок твердых
сплавов и быстрорежущей стали Р18. Трение и износ образцов про-
исходили по углеродистой стали 45. Общий путь трения у всех
образцов при всех скоростях трения L = 2000 м.
На фиг. 7 можно видеть, что все исследованные инструменталь-
ные материалы имеют общую закономерность изменения износо-
стойкости В с изменением скорости трения v. В зоне низких скоро-
стей трения (до 10 м/мин.) с увеличением v износостойкость В
у всех материалов несколько уменьшается. Наименьшее значение В
соответствует скорости трения v = 10—20 м/мин. С увеличением
свыше 20 м/мин износостойкость растет и при определенной скоро-
сти, разной для различных инструментальных материалов, достигает
40
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
своего максимального значения. С дальнейшим увеличением v из-
носостойкость снова уменьшается, причем во всех случаях у кривых
обнаруживается склонность к асимптотическому приближению к оси
абсцисс.
При наличии общей закономерности для разных испытанных
инструментальных материалов значительно расходятся максималь-
ные значения износостойкости В и скорости трения, при которой
достигается максимальная износостойкость, а также характер даль-
нейшего поведения кривых.
Фиг. 7. Зависимость износостойкости В инструментального материала
от скорости трения v при трении и износе всухую по стали 45. Нор-
мальное напряжение р = 10 кг/мм2. Площадь трения от 0,75 до 3,0 мм2,
1 — сльлъ Р18; 2 — твердый сплаЬ Т15К6; 3 — сплав ТЬОКб; 4 — сплав T30K4; 5 — сплав ВК8.
От кривых износостойкости для твердых сплавов сильно отли-
чается кривая износостойкости для быстрорежущей стали. При ско-
ростях трения до 90 м/мин износостойкость быстрорежущей стали
выше износостойкости всех исследованных марок твердых сплавов;
при v > 100 м/мин соотношение изменяется в пользу последних.
Максимальное значение износостойкости быстрорежущей стали в
несколько раз превышает износостойкость твердых сплавов.
Из испытанных марок твердых сплавов наибольшую износостой-
кость имеет сплав Т15К6 при скорости трения около 250 м/мин.
Сплавы других марок можно расположить в порядке убывания мак-
симального значения износостойкости: Т60К6 (при v 180 м!мин),
Т30К4 (при v 150 м/мин), ВК8 (при v « 80 м!мин), В интервале
Отечественные твердые сплавы
41
значений скорости трения v от 190 приблизительно до 310 м/мин
сплав Т15К6 обладает большей износостойкостью в сравнении со
сплавами Т30К4 и Т60К6.
Иная картина наблюдается для титановольфрамовых сплавов
при скоростях трения свыше 350 м/мин. В этой зоне скорости трения
наиболее износостойким является сплав Т60К6. Сплав Т15К6 по из-
носостойкости уступает сплаву Т30К4 и лишь при v > 500 м/мин их
износостойкость практически становится одинаковой.
Основываясь на полученных опытных данных (фиг. 7),
Г. И. Грановский пришел к заключению, что основной исходной фи-
зической характеристикой стойкости режущего инструмента является
износостойкость инструментального материала, из которого изготов-
лены его режущие элементы. Свой вывод он обосновывает сопостав-
лением кривых на фиг. 7 с кривой на фиг. 8, отражающей установ-
ленную рядом исследователей общую закономерность изменения
стойкости резцов, оснащенных твердыми сплавами, в зависимости
от изменения скорости резания.
Можно отметить полное тождество характера изменения износо-
стойкости В от скорости трения и изменения стойкости резца Т от
скорости резания. Стойкость Т, отображая скорость нарастания из-
носа режущих элементов резца,
в косвенной форме выражает из-
носостойкость инструментального
материала, из которого изготов-
лена режущая часть резца; с из-
менением скорости резания соот-
ветственно изменяется скорость
трения на подвергающихся износу
контактных площадках режущих
элементов резца. Отсюда сле-
дует, что показанная на фиг. 8
общая закономерность изменения
стойкости резца с изменением
скорости резания должна нахо-
диться в прямой связи с закономерностью изменения износостой-
кости материала режущей части резца от скорости трения.
Работа Г. И. Грановского теоретически подтверждает практику
эксплуатации твердосплавного инструмента и результаты различных
исследований стойкостных зависимостей для него. Известно, что
вольфрамовый сплав ВК8 не может быть эффективно использован
для обработки сталей низкой и средней твердости, а быстрорежу-
щий инструмент находит успешное применение для обработки ста-
лей со скоростями резания v = 30—80 м/мин. Эффективное исполь-
зование при обработке сталей титановольфрамовых сплавов обеспе-
чивается лишь при условии применения скоростей резания опреде-
ленного уровня: для сплава Т15К6 — v = 150—350 м/мин, для
сплава Т30К4 — v = 300—600 м/мин, для сплава Т60К6 — v =
Фиг. 8. Зависимость между скоростью
резания и стойкостью твердосплав-
ного резца.
42
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
= 300—1200 м/мин. При обработке же сталей с < 100 кг[мм2
титановольфрамовые твердые сплавы не дают должного эффекта
при v < 50 м/мин вследствие их интенсивного износа.
Из опытных данных [8] следует, что величина износостойкости
инструментального материала зависит также от прочности стали, в
паре с которой происходит трение и износ. При одинаковых усло-
виях истирания износостойкость повышается с понижением проч-
ности стали.
Остановимся еще на вопросе о коэффициенте трения, исследо-
ванном Г. И. Грановским [8]. На фиг. 9 изображены кривые зави-
т
симости коэффициента трения ц (М'=“р~, где . Р — нормальная
сила) от скорости трения для быстрорежущей стали Р18 и твердых
Фиг. 9. Влияние скорости трения v на коэффициент трения р.
при трении всухую по стали 45. Нормальное напряжение
р = 10 кг/мм\ Площадь трения от 0,75 до 3,0 мм?.
1 — ыйлъ Р18; 2 —твердый сплав BK8; 3 — сплавы Т15К6, Т30К4, Т60К6.
сплавов ВК8, Т15К6, Т30К4 и Т60К6 при трении по углеродистой
стали 45. Можно видеть, что коэффициент трения имеет почти оди-
наковую величину у быстрорежущей стали Р18 и у твердого сплава
ВК8. У всех исследованных титановольфрамовых сплавов коэффи-
циент трения имеет одинаковую величину, но значительно меньшую,
чем у сплава ВК8.
Если с увеличением скорости трения коэффициент трения р воз-
растает, уменьшается и потом снова возрастает (фиг. 9), то, как
следует из опытных данных [8], он находится в более простой зави-
симости от изменения нормального напряжения р: при прочих рав-
ных условиях, с увеличением напряжения р от 5 до 40 кг!мм2 коэф-
фициент р уменьшается.
На фиг. 10 приведены кривые, выражающие закономерности из-
менения износостойкости В, коэффициента трения р и температуры
6 в зависимости от скорости трения. Кривые построены по данным
опытов (8], выполненных в одинаковых условиях трения и износа
образцов из сплавов Т15К6 и Т30К4.
Отечественные твердые сплавы
43
Здесь отсутствует непосредственная однозначная функциональ-
ная связь между износостойкостью В и коэффициентом трения
а также между износостойкостью В и температурой изнашиваемого
образца, с одной стороны, и между коэффициентом трения ц и тем-
пературой 6 — с другой.
Теплостойкость. Теплостойкость является одной из наиболее
важных характеристик инструментального материала. Решающее
значение приобрело это свойство в настоящее время, когда в про-
цессе резания с высокими скоростями температура в зоне резания
достигает 800° и выше. Высокая теплостойкость твердых сплавов,
Фиг. 10. Влияние скорости трения v на коэффициент трения pi,
температуру 6 и износостойкость В.
значительно превосходящая теплостойкость быстрорежущей стали,
является одним из основных факторов, обеспечивших столь широкое
внедрение в металлообработку этого инструментального материала.
Изучению вопроса влияния температуры нагрева на твердость
твердых сплавов был посвящен ряд исследовательских работ.
В. Я. Рискин [9] установил зависимость между температурой
нагрева и твердостью твердых сплавов, из которой следует, что их
твердость остается неизменной даже при температурах 900—1200°.
К иным выводам пришли А. И. Бетанели [10] и Н. Ф. Казаков [11],
обстоятельно исследовавшие этот вопрос. Результаты их работ пред-
ставлены в табл. 12 и на фиг. И.
Свои испытания А. И. Бетанели проводил на специальной уста-
новке. Нагрев исследуемых образцов до необходимой температуры
производился в электрической печи, смонтированной на головке
подъемного винта пресса Бринеля. Для защиты от окисления при
44
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
нагреве образцы твердых сплавов подвергались защитной химико-
термической обработке. Наконечники из твердых сплавов имели
форму четырехгранной пирамиды с углом 136°. Так как наконечники
имели более низкую температуру, чем образцы, то при измерении
отпечатков происходило некоторое понижение температуры, иска-
жавшее результаты испытаний. Это искажение учитывалось попра-
вочным коэффициентом. Твердость /Л36 определялась путем деления
нагрузки 375 кг на площадь отпечатка, остающегося на испытуемом
образце, которая измеряется после его охлаждения.
Таблица 12
Твердость металлокерамических твердых сплавов и минералокерамики
при различных температурах нагрева (данные А. И. Бетанели)
Инструментальный материал Температура нагрева в °C
20 . | 200 | 400 | 600 800 1000
Твердость Ht36
Металло- ВК2 1370 1210 1050 900 700 500
керамиче- ские твер- ВК6 1160 1010 860 700 500 300
дые сплавы ВК8 ИЗО 1000 820 650 460 260
T5K10 1200 1030 830 640 420 250
Т14К8 1250 1080 880 680 500 300
Т15К6 1280 1120 910 720 540 370
Т30К4 1370 1200 1000 800 620 440
Т60К6 1300 1230 1050 820 570 380
Минералокерамика ЦМ-332 1370 1250 ИЗО 1010 900 790
Твердость минералокерамики испытывалась с помощью наконеч-
ников, изготовленных из этого же материала, при нагрузке 250 кг,
Н. Ф. Казаков проводил свои испытания на специальном при-
боре, позволяющем измерять твердость различных сплавов при на-
греве их в вакууме до температуры 1100°. Алмазные наконечники
имели форму четырехгранной пирамиды с углом 136°. Числа твер-
дости по пирамиде Нп определялись по обычной формуле для на-
грузки 1 кг.
Табл. 12 и фиг. 11 показывают, что при комнатной температуре
(20°) последовательность расположения отдельных марок твердых
сплавов у Н. Ф. Казакова получилась такой же, как у А. И. Бетанели.
Однако, как это более наглядно видно из табл. 13, их данные для
титановольфрамовых сплавов, особенно при высоких температурах,
существенно различаются между собой в отношении степени влия-
ния температуры нагрева на понижение твердости твердых сплавов.
Отечественные твердые сплавы
45
Из рассматриваемых данных следует, что с повышением темпе-
ратуры нагрева твердость сплавов резко понижается; чем ниже со-
держание в сплаве кобальта, тем выше твердость сплава при дан-
ной температуре, и наоборот. При температурах до 300° титано-
вольфрамовый сплав Т60К6 обладает более высокой твердостью,
чем сплав Т15К6, а при температурах выше 900° твердость обоих
Фиг. 11. Изменение твердости образцов из твердых сплавов
и минералокерамики при нагреве в 1 вакууме:
1 — мипералокерамика ЦМ-332; 2 — твердый сплав ВК2; <3 —сплав Т60К6;
4 — сплав Т30К4; <5—сплав Т15К6; 6 — сплав ВК8; 7—сплав Т5К10; 5 —сплав
ВК15.
сплавов приблизительно одинакова. А. И. Бетанели объясняет это
тем, что при температурах до 900° на твердость сплава оказывает
влияние содержание карбида титана, а при более высоких темпе-
ратурах, когда цементирующий кобальт уже размягчен, твердость
сплава зависит только от количества содержания в нем кобальта,
которое для обоих сплавов одинаково и равно 6%.
^Твердые сплавы ВК8 и Т5К10 характеризуются почти одинако-
вой твердостью в нагретом состоянии. Титановольфрамовые сплавы
46
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Т15К6 и Т30К4 при всех температурах обладают большей твердо-
стью, чем вольфрамовые сплавы ВК6 и ВК8. В то же время воль-
фрамовый сплав ВК2, содержащий малое количество кобальта
(2%), при всех температурах обладает твердостью более высокой,
чем сплавы Т30К4 и Т15К6.
Фиг. 12. Изменение твердости твердых
сплавов при нагреве:
У —сплав Т15К6; 2 — сплав BK6; 3— сплав T5K10;
4 —сплав ВК15; 5 —быстрорежущая сталь.
Еще большую твердость
имеет минералокерамика
ЦМ-332.
На фиг. 12 приведены дан-
ные Р. Киффера и П. Шварц-
копфа [6]. Они расходятся
с данными А. И. Бета-
нели и Н. Ф. Казакова.
У Р. Киффера и П. Шварц-
копфа твердость как воль-
фрамовых, так и титановоль-
фрамовых сплавов с повы-
шением температуры нагре-
ва понижается менее резко.
Табл. 13 показывает, что если
принять твердость спла-
вов при комнатной темпера-
туре за 100%, то твердость,
например, сплава ВК6 при
температуре 1000° состав-
ляет: у Р. Киффера и
П. Шварцкопфа — 55%, а у
А. И. Бетанели—только 26%.
Соответственно, для сплава
Т15К6: у Р. Киффера и
П. Шварцкопфа — 51%, у
А. И. Бетанели — 29%, у
Н. Ф. Казакова — 21%.
Рассмотренные данные
свидетельствуют, что еще
нет оснований считать ре-
шенным вопрос о влиянии
температуры нагрева на твердость металлокерамических твердых
сплавов. Для уточнения этого весьма важного вопроса необходимо
дальнейшее совершенствование способов определения твердости
твердых сплавов и минералокерамики при высоких температурах.
Теплопроводность. Высокая теплопроводность твердого сплава
является благоприятным фактором для процесса резания. С пониже-
нием теплопроводности ухудшается отвод тепла от стружки и ре-
жущей части инструмента, в пластинке твердого сплава возрастают
термические напряжения, нередко вызывающие образование на ней
трещин.
Таблица 13
Сравнительные данные о твердости металлокерамических твердых сплавов и минералокерамики
при различных температурах нагрева
Данные А. И. Бетанели Данные Н. Ф. Казакова Данные Р. Киффера и П. Шварцкопфа ')
Марка инструмен- Температура нагрева в °C
тального материала 20 200 400 600 800 1000 20 200 400 600 800 1000 20 200 400 600 800 1009
Относительная твердость в ° о (твердость данного материала при температуре ‘ 20° принята за 100 • 0) •
ВК2 100 88 77 66 51 37 100 93 85 66 52 35 — —
ВКб 100 87 74 60 43 26 — — — — — — 100 97 88 75 64 55
ВК8 100 88 73 58 41 23 100 92 72 54 39 26 — — — — — —
ВК15 — — — — — — 100 91 85 63 45 27 100 97 &0 78 62 50
Т5К10 100 86 69 53 35 21 100 86 66 47 34 20 100 95 86 71 60 55
Т14К8 100 87 70 54 39 24 — — — — — — — — — — — —
Т15К6 100 88 71 56 42 29 100 85 66 48 33 21 100 98 91 75 62 51
Т30К4 100 88 73 58 45 32 100 91 71 54 37 26 — — — — — —
Т60К6 100 94 81 63 44 29 100 86 69 50 34 24 — — — — — —
ЦМ-332 100 91 82 74 66 58 100 91 80 70 55 40 — — — — j — —
*) Немецкие марки твердых сплавов условно Исключением является сплав с содержанием 16«/0 отнесены к советским маркам, которым они строго TiC; он отнесен к сплаву Т15К6, содержащему 15»(0 । соответствуют по химическому составу. TiC.
Отечественные твердые сплавы
48
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Данные табл. 9 показывают, что теплопроводность вольфрамо-
вых твердых сплавов не зависит от содержания в них кобальта.
Теплопроводность титановольфрамовых сплавов значительно ни-
же, чем вольфрамовых; она понижается с увеличением содержа-
ния TiC.
Более низкая теплопроводность титановольфрамовых сплавов
по сравнению с вольфрамовыми обусловливается более низкой тепло-
проводностью твердого раствора TiC + WC по сравнению с WC.
Теплопроводность титановольфрамовых сплавов приближается
к теплопроводности быстрорежущей стали Р18, составляющей
0,06 кал/см* сек- °C.
Слипаемость. Под слипаемостью понимают способность инстру-
ментального материала сцепляться (свариваться) с обрабатывае-
мым материалом (стружкой) в процессе резания. Высокое сопро-
тивление слипанию (низкая слипаемость) является положительной
характеристикой твердых сплавов. В этом отношении им сильно
уступает быстрорежущая сталь.
Износостойкость твердого сплава в известной мере зависит от
той температуры, при которой происходит его слипание с обраба-
тываемым материалом. Чем выше эта температура, тем большей
износостойкостью обладает твердый сплав.
С повышением содержания кобальта в вольфрамовых сплавах
понижается температура, при которой наблюдается слипаемость:
Содержание кобальта в %: 0 1 5 20
Температура слипания в °C: 1000 775 685 625
Сами карбиды тугоплавких металлов имеют более высокую тем-
пературу слипания, чем твердые сплавы, изготовленные на их
основе:
Карбид вольфрама (WC)............ 1000° С
„ титана (TiC) ............. 1125°С
„ тантала (ТаС) ............ 1200°С
,, ниобия (NbC).............. 1250° С
Существенным преимуществом титановольфрамовых сплавов пе-
ред вольфрамовыми является их более высокое сопротивление сли-
панию. В этом видят причину большей стойкости титановольфрамо-
вых сплавов в сравнении с вольфрамовыми при обработке стали.
Полагают, что при нагреве в процессе резания на поверхности ре-
жущей части инструмента образуется тонкий слой окисла, предо-
храняющий переднюю грань инструмента от непосредственного со-
прикасания со стружкой. При этом окись титана имеет ту же кри-
сталлическую решетку, что и самый карбид титана, или твердый
раствор TiC + WC, и поэтому окись прочно удерживается на ин-
струменте, предохраняя его От соприкосновения со стружкой.
\ у однокарбидных вольфрамовых сплавов образующаяся окись
Отечественные твердые сплавы
49
вольфрама легко отпадает, так как ее кристаллическая решетка
отличается от кристаллической решетки карбида вольфрама.
Удельный вес. Удельный вес или плотность является важной
характеристикой качества металлокерамических твердых сплавов.
Плотность сплава зависит от его химического состава и качества
спекания. Практически плотность сплава ниже вычисленной теоре-
тически благодаря порам, всегда имеющимся в нем. Поры занимают
до 3% всего объема сплава. С увеличением содержания кобальта
и возрастанием пористости плотность сплава понижается. Приве-
денные в табл. 9 значения удельного веса различных марок твердых
сплавов являются нижними пределами этой характеристики. Фак-
тически удельный вес выше указанных пределов на 0,1—0,2. Чем
выше удельный вес твердого сплава, тем лучше он противостоит
ударной нагрузке.
Новые марки твердых сплавов
Во Всесоюзном научно-исследовательском институте твердых
сплавов разработаны новые марки твердых сплавов с повышенными
режущими свойствами по сравнению с существующими марками.
К ним относится вольфрамовый сплав ВК4, успешно применяю-
щийся вместо сплава ВК8 на тяжелых обдирочных работах по чу-
гуну [12]. Новый сплав ВНЗКЗ при получистовом точении чугуна
показал превосходство над сплавом ВК6 [13]. Несколько опытных
марок титановольфрамовых сплавов для обработки сталей с боль-
шими сечениями среза проходят испытания на резание [14].
Сравнительные эксплуатационные свойства твердых сплавов
и рекомендуемые марки для обработки закаленных сталей
На практике титановольфрамовые сплавы употребляются для
обработки сталей, а вольфрамовые сплавы — для обработки чу-
гуна, цветных металлов и неметаллических материалов. Основной
недостаток титановольфрамовых сплавов — повышенная хруп-
кость — несколько ограничивает область применения высокопроиз-
водительных марок этих сплавов даже при обработке сталей. При
черновой обработке с ударами сплав Т15К6 редко применяется.
В этих случаях преимущественное применение имеет менее произ-
водительный сплав Т5КЮ (режущие свойства сплава Т5К10 ниже
режущих свойств сплава Т15К6).
Все перечисленные в табл. 9 марки титановольфрамовых спла-
вов выпускаются исключительно для оснащения режущего инстру-
мента, предназначенного для обработки сталей. Сплавы ВКЗ, В1<6
и ВК8, помимо металлорежущего инструмента, применяются для
изготовления волочильных фильеров, бурения , различных горных
пород, для быстроизнашивающихся деталей машин и пр. Сплавы
ВКЮ и ВК15 не употребляются для металлорежущего инструмента.
4 Зак. 2832.
50
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Таблица 14
Сравнительные эксплуатационные свойства металлокерамических
твердых сплавов
Марка твердого сплава Эксплуатационные свойства - Сравнительные режущие свой- ства (по ско- рости резания)
ВК2 и ВКЗ Вольфрамовые сплавы Высокая твердость и износостойкость. Ограничен- ная прочность при резании. Чувствительны к ударам и вибрациям. По сравнению с другими марками воль- фрамовых сплавов допускают большие скорости реза- ния и обеспечивают большую производительность 1,2—1,3
ВК6 Достаточно высокая твердость и износостойкость, но ниже, чем у сплавов ВК2 и ВКЗ. Прочность при резании выше, чем у этих сплавов. Менее чувствите- лен к ударам и вибрациям, чем эти сплавы. Допускает меньшие скорости резания,' чем сплавы ВК2 и ВКЗ, но большие, чем сплав ВК8 1,08—1,12
ВК8 Твердость и износостойкость ниже, чем у сплава ВК6, но выше, чем у сплава ВК11. Высокая прочность при резании металлов. Хорошо воспринимает ударные нагрузки. Сопротивляемость вибрациям выше, чем у сплавов ВК2, ВКЗ и ВК6. Допускает скорости резания меньшие, чем сплавы ВК2, ВКЗ и ВК6. Значительная вязкость позволяет использовать сплав ВК8 для тяжелых обдирочных работ по сталям, когда при использовании титановоль- фрамовых сплавов происходит выкрашивание режущей кромки инструмента 1,0
ВК11 Твердость и износостойкость ниже, чем у сплава ВК8. Весьма высокая прочность при резании — выше чем у всех вольфрамовых сплавов. Высокая сопроти- вляемость ударам и вибрациям. Допускает скорости резания меньшие, чем сплав ВК8 0,75—0,80
Т5К10 Титановольфрамовые сплавы Сравнительно с другими марками титановольфра- мовых сплавов обладает большей прочностью при резании металлов и наивысшей сопротивляемостью ударам, вибрациям и выкрашиванию, но меньшей твердостью и износостойкостью. Допускает скорости резания на 15—20% выше, чем сплав ВК8 0,6—0,7
Отечественные твердые сплавы
51
Продолжение табл. 14
Марка твердого сплава Эксплуатационные свойства Сравнительные режущие свой- ства (по ско- рости резания)
Т14К8 Твердость и износостойкость выше, чем у сплава Т5К10. Высокая прочность при резании металлов и высокая сопротивляемость ударам и вибрациям, но ниже, чем у сплава Т5К10. В сравнении со сплавом Т5К10 допускает более высокие скорости резания 0,7—0,8
Т15К6 Твердость и износостойкость выше, чем у сплавов Т5К10 и Т14К8. Умеренная сопротивляемость ударам и вибрациям. Прочность при резании выше, чем у сплавов Т30К4 и ТбОКб. При большой жесткости системы станок — деталь — инструмент хорошо сопро- тивляется выкрашиванию. Допускает более высокие скорости резания, чем сплав Т14К8 1,0
Т15К6Т За счет изменения размеров карбидных зерен твер- дость и износостойкость выше, а прочность при реза- нии несколько ниже, чем у сплава Т15К6. Умеренная сопротивляемость ударам и вибрациям. Прочность при резании металлов выше, чем у сплавов Т30К4 и Т60К6. Допускает скорости резания выше, чем сплав Т15К6 1,15—1,20
ТЗОК4 Высокая твердость и износостойкость. Более чув- ствителен к ударам и вибрациям, чем сплавы Т15К6 и Т15К6Т. Невысокая прочность при резании метал- лов, но выше, чем у сплава Т60К6. Допускает более высокие скорости резания, чем сплавы Т15К6 и Т15К6Т 1,4—1,5
ТбОКб В сравнение со всеми титановольфрамовыми спла- вами обладает наибольшей износостойкостью. Особенно чувствителен к ударам и вибрациям. Прочность при резании ниже, чем у сплава Т30К4. Допускает скорости резания значительно большие, чем сплав Т30К4 1,/—1,8
Сплав ВКИ допускается для обработки резанием специальных труд-
нообрабатываемых сталей. Сплав ВК2 применяется только для осна-
щения режущего инструмента.
В табл. 14 приведены данные об эксплуатационных свойствах
различных марок твердых сплавов, которые находят применение при
оснащении режущего инструмента. Рекомендации по выбору марки
твердого сплава для различных видов обработки закаленных сталей
приведены в табл. 15.
4*
52
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Таблица 15
Рекомендуемые марки твердых сплавов для обработки
закаленных сталей
Характер и условия обработки Жесткость си- стемы станок — деталь — инструмент Сравнительная оценка сплавов по производи- тельности Рекомендуемая марка твердого сплава
Получистовое и чистовое точение при прерывистом ре- зании Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т14К8 Т5К10 ВК8
Получистовое и чистовое точение при непрерывном ре- зании Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т15К6, ВК2, ВКЗ Т14К8 Т5К10
Тонкое точение Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т30К4 Т15К6Т Т15К6
Чистовое фрезерование Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т30К4 Т15К6 Т14К8
Сплошное сверление Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная ВК6 ВК8 ВК8
Рассверливание Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная ВК2, ВКЗ ВК6 ВК8
Чистовое зенкерование Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т15К6 Т14К8 Т14К8
Развертывание Повышенная Нормальная Недостаточная Наивысшая Средняя Пониженная Т30К4 Т15К6Т Т15К6
Иностранные твердые сплавы
53
8. ИНОСТРАННЫЕ ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
Крупнейшими центрами производства твердых сплавов для об-
работки резанием являются Западная Германия, Австрия и США.
Как и до войны, в Европе владельцем важнейших патентов на
производство вольфрамовых твердых сплавов является фирма
Круппа (г. Эссен), а на производство титановольфрамовых спла-
вов— Дейче Эделыптальверке (ДЭВ, г. Крефельд). Несколько ме-
нее важных патентов на производство твердых сплавов на основе
других компонентов имеет австрийская фирма Бёлер. Все осталь-
ные западногерманские и австрийские фирмы, производящие твер-
дые сплавы, работают на основе лицензий фирм Круппа и ДЭВ.
В 1936 г. все немецкие заводы, производившие твердые сплавы,
объединились в концерн твердых сплавов. К нему были присоеди-
нены также австрийские фирмы. Концерн нормировал состав от-
дельных марок твердых сплавов, в связи с чем сплавы всех марок,
независимо от производящих их фирм, имели одинаковое качество.
Эта идентичность обусловливалась еще и тем, что все маломощные
фирмы использовали смеси исходных порошков, получаемые от
фирм Круппа и ДЭВ. Они, таким образом, были предприятиями по
формовке и спеканию твердых сплавов. Процессы спекания были
стандартизованы и различались только величиной и системой уста-
новок для спекания.
Такая же, примерно, организация существует и в настоящее
время. Например, на австрийских заводах, особенно на крупнейшем
из них — Планзееверке (г. Тироль), производятся немецкие твер-
дые сплавы по немецким техническим условиям.
Выпускаемые в Западной Германии и Австрии твердые сплавы
для металлообработки наряду со стандартными обозначениями
имеют свои собственные, фирменные обозначения, например: «Ви-
дна» (акционерное общество Крупп, г. Эссен); «Титанит» (ДЭВ и
его фактический филиал в г. Ройтте-Планзееверке).
Европейские твердые сплавы
В табл. 16 приведены характеристики твердых сплавов, выпус-
каемых в Западной Германии, Австрии и Швеции. Сопоставим их
с данными табл. 9, относящимися к современным твердым сплавам
отечественного производства. Прежде всего следует отметить, что
немецкие, австрийские и шведские твердые сплавы, как и советские,
выпускаются однокарбидными (WC—Со) и двукарбидными (WC—
TiC—Со). Номенклатура советских сплавов, особенно вольфрамо-
вой группы, несколько шире номенклатуры немецких (мы имеем
ввиду также и австрийские) и шведских сплавов. Марками Gl, G2
и G3, приблизительно соответствующими нашим маркам В Кб, BK11I
И ВК15, ограничивается номенклатура немецких сплавов вольфра-
мовой группы. Сплавы G4, G5 и G6 имеют специальное назначение
54
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Таблица 16
Металлокерамические твердые сплавы, изготовляемые
в Западной Германии, Австрии и Швеции
Название страны Марка твердого сплава Химический состав В °,'о Физико-механические свойства
WC TiC Со твер- дость по пи- рамиде Нп твер- дость по Рок- веллу Н^А удель- ный вес у предел прочности при изгибе Qeu в кг/мм- предел прочности при сжатии авсж в кг/мм2
Вол ьфрамовые сплавы
G1 94,3 — 5,7 1500 90,0 14,8 160 580
G2 89,3 — 10,7 1300 88,5 14,2 210 465
Западная Германия , и Австрия G3 85,5 — 14,5 1200 87,0 13,7 240 415
G4 80,0 — 20,0 1100 86,0 13,4 260 370
G5 75,0 — 25,0 1050 85,0 13,1 270 330
G6 70,0 — 30,0 950 83,5 12,7 280 —
Швеция | Секо-1 94,0 — 6,0 — 91,0 14,5 150 —
Секо-3 94,0 — 6,0 — 90,5 14,6 130 —
Титановольфрамовые сплавы
S3 88,0 5,0 7,0 1550 90,5 13,3 150 500
Западная S2 77,3 14,7 8,0 1600 91,0 11,3 140 —
Германия - S1 77,2 17,1 5,7 1700 92,0 11,2 110 460
и Австрия F1 70,5 24,0 5,5 1750 92,0 9,9 80 —
F2 34,5 60,0 5,5 1850 93,0 6,8 60 —
' Секо-5 85,0 6,0 9,0 — 89,5 12,6 140 —
Швеция - Секо-6 81,0 8,0 11,0 — 90,0 11,6 135 —
Секо-2 79,0 15,0 6,0 — 90,5 14,6 120 —
и служат для обработки графитовых электродов. Шведские сплавы
Секо-1 и Секо-3 соответствуют нашему сплаву ВК6. В то же время
ГОСТ 3882—53 предусматривает весьма распространенный сплав
ВК8, зарекомендовавший себя с лучшей стороны, особенно при об-
работке чугуна, а также сплавы ВК2 и ВКЗ, отличающиеся исклю-
чительно высокими режущими свойствами и показавшие хорошие
результаты при точении закаленных сталей.
Число марок титановольфрамовых сплавов немецкого и отече-
ственного -производства совпадает. Приблизительно соответствуют
Иностранные твердые сплавы
55
друг другу следующие марки: S3 — Т5КЮ; S2 — Т14К8; S1 —
Т15К6; Fl — Т30К4; F2 —Т60К6. Но если в сплаве Т30К4 карбид
вольфрама составляет 66%, то в сплаве F1 — WC = 70,5%. Некото-
рое несовпадение химического состава характерно и для других при-
веденных пар твердых сплавов.
Шведские марки Секо-2 и Секо-5 строго соответствуют совет-
ским маркам Т15К6 и Т5КЮ. Марка Секо-6 не имеет подобных себе
как среди немецких, так и среди отечественных марок.
Обратимся к наиболее важной характеристике механических
свойств твердых сплавов, какой является предел прочности при из-
гибе oew. Предварительно отметим, что установившаяся методика
испытаний на прочность при изгибе позволяет считать сопостави-
мыми величины о™ у советских и западно-европейских твердых
сплавов.
По-иному обстоит дело с американскими твердыми сплавами.
Величины вей этих сплавов и советских сплавов не всегда могут
быть сопоставимы.
Кроме того, следует иметь в виду, что ГОСТ 3882—53 преду-
сматривает минимальное значение , а зарубежные данные —
среднее значение.
Как видно, предел прочности при изгибе немецких вольфра-
мовых сплавов выше, чем у соответствующих отечественных
сплавов. Например, немецкий сплав G1 имеет предел прочности
ое, = 160 кг!мм2, а соответствующий ему отечественный сплав
ВКб— 120 кг!мм2. Шведская марка Секо-1 по величине вви также
превосходит соответствующую ей марку ВКб.
То же наблюдается и для титановольфрамовых сплавов Т5КЮ
и Т14К8, которым соответствуют немецкие марки S3 и S2 и швед-
ская марка Секо-5.
Наряду с этим для отечественных сплавов Т15К6, Т30К4 и
Т60К6 характерна равная и большая прочность на изгиб в сравне-
нии с соответствующими немецкими сплавами SI, F1 и F2.
Немецкие, австрийские и шведские твердые сплавы имеют
те же области применения, что и соответствующие им отечественные
марки: вольфрамовые сплавы — для обработки чугуна, цветных
металлов и сплавов, а также неметаллических материалов; титано-
вольфрамовые сплавы — для обработки сталей.
Американские твердые сплавы
В США, за исключением вольфрамового сплава «Карболой»
А-55 (87% WC и 13% Со), используемого для черновой обработки
чугуна, все остальные твердые сплавы по своему химическому со-
ставу принципиально отличаются от европейских сплавов. Они из-
готовляются на основе WC—ТаС (NbC) —Со или на основе WC—
TiC—ТаС (NbC) —Со. В табл. 17 приведены характеристики пер-
вой группы сплавов.
56
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Таблица 17
Американские танталовольфрамовые сплавы
Химический состав в °/о Физико-механические свойства
WC ТаС (NbC) Со твердость нп твердость удельный вес у в г/см3 предел прочности при изгибе ави в лгг/лслс2
93 0,7 + (0,3 VC) 6 1600—1700 91—91,5 14,6—14,8 140—160
91,5 1 +(0,5 VC) 7 1650—1750 91,5—92 14,5—14,7 135—150
92 2,5 5,5 1600—1700 91—92 14,8—15,0 140—160
75 5 20 1100—1200 84—86 13,1—13,3 210—240
70 5 25 950—1050 82—84 12,8—13,0 200—230
84 10 6 1500—1600 89—90 14,5—14,7 140—160
81 10 9 1400—1500 88-90 14,3-14,5 160-180
74 20 6 1450—1550 88-89 14,4—14,6 150—170
60 27 13 1200—1300 , 86—88 13,7—13,9 180—210
Таблица 18
Американские танталотитановольфрамовые твердые сплавы
Химический состав в о/о Физико-механические свойства
WC TiC ТаС (NbC) Со твердость п твердость удельный вес у в г/см? предел прочности при изгибе ави в кг1мм2 предел прочности при сжатии ° в сж в кг/мм2 теплопро- водность X в кал/см-сек- •°C
85 4 1 10 1350—1450 89—90 13,2—13,4 170—190 — 0,134
80,5 5 5,5 9 1400—1500 90—91 13,1—13,3 170—200 — —
77 6,5 9 7,5 1550—1650 91—92 12,5—12,7 140—160 — 0,127
59 7 22 12 1300—1400 89—90 12,3—12,5 160—180 — —
76 7,5 6,5 10 1350—1450 89—90 12,0-12,2 170—200 450 0,113
73,5 10 8 8,5 1450—1550 90,5—91,5 11,8—12,0 140—160 — —
72,5 10 8 9,5 1400—1500 90—91 11,7-11,9 150—175 — —
71,5 10 8 10,5 1350—1450 89—90 11,7—11,8 160—190 — —
62 12 18 8 1600—1700 91—92 11,7—11,9 120—140 510 —
59 12 18 11 1400—1500 90—91 11,4—11,6 130—150 400 —
69,5 12,5 8 10 1450—1550 90,5—91,5 11,2—11,4 140—170 — —-
70,5 13,5 7,5 8,5 1500—1600 91—92 11,1—11,3 130-150 470 0,068
Иностранные твердые сплавы
57
Аналогично карбиду титана добавление карбида тантала к воль-
фрамовым сплавам повышает их износостойкость и сопротивление
слипанию при обработке сталей. Так как ТаС1 по твердости значи-
тельно уступает TiC (при нагрузке 50 г микротвердость TiC соста-
вляет 3200 кг/мм2, а ТаС— 1800 кг/мм2 [6]), стойкость твердых спла-
вов WC — ТаС (NbC) — Со ниже стойкости твердых сплавов WC—
TiC—Со и WC—TiC—ТаС (NbC)—Со. Этим объясняется неудача
с внедрением чистых танталовых твердых сплаёов с кобальтом или
никелем, изготовлявшихся в США под названием «Рамет».
Таблица 19
Влияние присадки ТаС (NbC) на свойства титановольфрамовых
твердых сплавов
Химический состав сплава в Твердость Н*А Предел прочности при изгибе °ви в кг/мм*
TiC ТаС (NbC) WC Со
40,5 0 53 6,5 92—93 80—90
38 5 50,5 6,5 92 95—105
20,5 0 72 7,5 91,5 115—125
18 5 69,5 7,5 91 130—140
15 0 76,5 8,5 90 130—145
13 4 74,5 8,5 90 155—165
7,5 0 83,5 9 89 150—160
5 5 81 9 89 . 175—190
7 0 86,5 6,5 91 130—140
4 6 83,5 6,5 91,5 150—170
Танталовольфрамовые сплавы с содержанием 0,75—3,5% ТаС
и 0,1—0,8% VC хорошо оправдали себя при обработке чугуна вы-
сокой твердости. При содержании 5—10% ТаС и 6% Со они при-
годны как универсальные сплавы для обработки чугуна и стали.
Однако танталовольфрамовые сплавы, содержащие 9% Со, и эти
же сплавы с содержанием 20—30% ТаС находят применение
только для обработки сталей низкой и средней твердости.
1 Технический карбид тантала в большинстве случаев содержит значитель-
ное количество карбида ниобия, который при одинаковых других свойствах
имеет несколько большую твердость, чем чистый карбид тантала. Для ясности
вместо ТаС введено обозначение ТаС (NbC).
58
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Танталотитановольфрамовые твердые сплавы (табл. 18) полу-
чили широкое распространение в США и почти полностью вытес-
нили танталовольфрамовые сплавы. Следует отметить, что твер-
дые сплавы WC—TiC—TaC(NbC)—Со, особенно с высоким со-
держанием ТаС, по стоимости сырья несколько дороже сплавов
WC—TiC—Со.
В табл. 19 приведены данные, позволяющие судить о влиянии
карбида тантала (карбида ниобия) на твердость и прочность при
изгибе титановольфрамовых твердых сплавов. Как видно, обладая
приблизительно такой же твердостью, сплавы, содержащие ТаС,
в отношении прочности при изгибе превосходят такие же сплавы, но
без ТаС. Добавление 4—6% ТаС повышает предел прочности при
изгибе на 12—18%.
Танталотитановольфрамовые твердые сплавы в последнее время
успешно применяются в европейских странах, вытесняя титановоль-
фрамовые сплавы. По сравнению с последними они менее хрупки
и более надежны в эксплуатации.
Новые экспериментальные марки твердых сплавов
Из научных исследований, проведенных за рубежом в области
твердых сплавов для обработки металлов резанием, представляют
интерес работы, посвященные изысканию возможностей замены
кобальта другими цементирующими металлами, а также отказа от
применения в твердых сплавах вольфрама.
Были предприняты попытки применить в вольфрамовых спла-
вах, вместо кобальта, являющегося самым дорогим из компонентов
твердых сплавов, другие цементирующие металлы и сплавы: же-
лезо, никель или сплавы никель—медь, никель—хром, никель—
молибден, кобальт—вольфрам и др. Все эти опыты не дали поло-
жительных результатов. Например, использование, вместо кобальта,
никеля и железа приводит к резкому понижению предела прочно-
сти твердого сплава при изгибе (на 40%). В обширной патентной
литературе имеются указания на различные цементирующие ме-
таллы и сплавы; однако ни один из них не может служить полно-
ценным заменителем кобальта. Вместе с тем, во многих новых экс-
периментальных марках твердых сплавов кобальт заменен никелем
и сплавами никель—хром, железо—никель, железо—никель—
хром.
Экономические причины и отчасти дефицит вольфрама привели
к многочисленным попыткам полностью или частично заменить
в твердых сплавах карбид вольфрама другими карбидами или иными
твердыми веществами. Эти исследования ведутся в двух направле-
ниях:
1) заменой WC другими некарбидными твердыми веществами,
например, нитридами, боридами, силицидами, окислами (корунд)
и карбидами неметаллов (карбид кремния, карбид бора);
Иностранные твердые сплавы
59
2) заменой WC карбидами других тугоплавких металлов и их
твердыми растворами.
До настоящего времени обнадеживающие результаты дали
только работы второго направления.
Таблица 20
Титаномолибденовые твердые сплавы
№ п/п Химический состав в о/о Физико-механические свойства
карбид молибдена Мо2С карбид титана TiC цементирующие металлы удельный вес у в г/см3 твердость предел прочности при изгибе в кг/мм?
1 42,5 ‘ 42,5 15NI 6,9 91 90
2 30 55 15N1 6,4 91,5 85
3 20 65 15Ni 6,2 92 80
4 12 73 15Ni 6,1 92 70
5 8 77 15Ni 6,0 92,5 70
6 3 82 15Ni 5,2 92 70
7 35 35 28Ni + 2Cr 7,1 86 110
,8 15 58 25Ni + 2Cr 6,1 87 100
9 15 63 20Ni + 2Cr 5,9 87,5 100
10 17,6 70,4 12Ni 5,8 90,5 98—108
11 17,2 68,8 14Ni 5,9 90 102—112
12 44 44 12Ni 6,9 89,5 98—106
13 43 43 14№ 7,0 89,5 102—110
В табл. 20 приведены характеристики твердых сплавов на основе
Мо2С—TiC. Эти сплавы при недефицитности молибдена в настоя-
щее время являются наиболее перспективными и производитель-
ными безвольфрамовыми твердыми сплавами.
Таблица показывает, что все сплавы, за исключением трех, об-
ладают высокой твердостью. Для сплавов № 3—6 характерна низ-
кая прочность при изгибе; она находится на уровне прочности со-
ветского сплава Т60К6 — наиболее хрупкого из современных твер-
дых сплавов титановольфрамовой группы. По прочности сплавы
№ 1 и 2 близки сплаву Т30К4, а № 7—13 — сплавам ВК2, ВКЗ и
Т15К6. Во всех марках кобальт заменен никелем или сплавом ни-
кель—хром.
Табл. 21 характеризует безвольфрамовые твердые сплавы на
основе VC—TiC. Испытания на резание показали, что первые два
сплава по производительности при черновой и чистовой обработке
60
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Таблица 21
Титанованадиевые твердые сплавы
Химический состав в °10 Физико-механические свойства
карбид ванадия VC карбид титана TiC никель Ni удельный вес у в г!см'Л твердость HR А предел прочности при изгибе <зви в кг/мм?
25 65 10 5,05 93,5 90—100
45 45 10 5,15 92,5 90—100
65 25 10 5,25 92 70—80
сталей iHe уступают сплаву Т15К6. Третий сплав при чистовой об-
работке сталей также позволяет достичь производительности, ха-
рактерной для сплава Т15К6.
Из других двукарбидных твердых сплавов некоторое практиче-
ское значение для чистовой обработки сталей имеют сплавы на ос-
нове TiC—ZrC, TiC—NbC, TiC—ТаС и ТаС—Mo2C (табл. 22).
Таблица 22
Безвольфрамовые двукарбидные твердые сплавы
Химический состав в о/о Физико-механические свойства
карбид титана TiC карбид цирко- ния ZrC карбид ниобия NbC карбид тантала ТаС карбид молибдена Мо2С цементирую- щие металлы удельный вес у в г/см3 твердость Н«А предел прочности при изгибе cr6w в кг/мм2
68,8 17,2 — — — 14Со 5,5 92,5 75—80
51,6 34,4 — — — 14Со 6,7 88,5 65—70
69,6 — 17,4 — — 12Ni+ 1Сг 5,6 * 89 85—90
72,0 — 18,0 — — ЮСо 5,6 91 70—80
36,0 — 54,0 — — ЮСо 6,1 90 70—80
18,0 —— 72,0 — — ЮСо 7,2 90 75-85
42,5 — — 42,5 — 15Ni 8,7 89 80—90
— — — 42,5 42,5 15Ni 10,6 87 60—70
По прочности эти безвольфрамовые сплавы в общем значи-
тельно уступают сплавам на основе Мо2С—TiC и VC—TiC. Тантало-
молибденовый сплав имеет предел прочности при изгибе даже мень-
ший, чем сплав Т60К6.
В табл. 23 приведены характеристики трехкарбидных сплавов,
практическое значение которых экспериментально доказано. Как
Минералокерамика
61
Таблица 23
Безвольфрамовые трехкарбидные твердые сплавы
№№ п/п Химический состав в Физико-механические свойства
карбид титана TiC карбид ванадия VC карбид ниобия NbC карбид тантала ТаС цементирующие металлы удельный вес у в г/см3 твердость предел прочности при изгибе °ви в кг/мм*
1 72 — 6 12 ЮСо 5,7 91,5 85—100
2 45 — 15 30 ЮСо 6,6 90,5 80—90
3 18 — 24 48 ЮСо 7,7 90 75—85
4 61,6 17,6 8,8 — 9Fe + 3Ni 6,3 92,5 80—90
5 59,5 17 8,5 — llFe 4- 4Ni 6,3 92 80—90 •
6 61,6 17,6 8,8 — 12Co 6,3 93 70—80
7 60,9 8,7 17,4 — 9Fe + 3Ni+ ICr 5,6 90,5 60—70
видно, твердость всех сплавов весьма высока. По прочности при из-
гибе сплавы № 1, 2, 4 и 5 приблизительно соответствуют твердому
сплаву Т30К4, а сплавы № 3 и 6 — сплаву Т60К6. Сплав № 7 ме-
нее прочен, чем сплав Т60К6.
Исследованы также безвольфрамовые четырехкарбидные твер-
дые сплавы. Практическое значение имеют сплавы на основе
TiC—VC—NbC—М02С. Сплав, содержащий 53% TiC, 20% VC,
10% NbC, 5% M02C и 12% цементирующего металла группы же-
леза, по износостойкости приближается к сплаву Т15К6. При вы-
сокой твердости (НцА —91—92) этот сплав по прочности на изгиб
(ави = 90—105 кг 1мм2) превосходит сплав Т30К4.
В последнее время за рубежом предпринимаются попытки со-
здать новые твердые сплавы, которые по прочности при изгибе зани-
мали бы промежуточное положение между существующими твер-
дыми сплавами (о< 160 кг/мм2) и быстрорежущей сталью
(а<ш = 300 кг/мм2 и выше) и одновременно обладали твердостью и
износостойкостью, свойственными существующим твердым сплавам.
К ним относятся: сплав ТТ4 (Западная Германия), австрийский
сплав S4T, шведский сплав S5 и сплавы S4H и S6HL (ГДР).
9. минералокерамика
Общие сведения
Режущие свойства лучшего современного инструментального
материала, каким являются твердые сплавы, можно считать в зна-
чительной степени исчерпанными в условиях скоростной обработки,
когда температура в зоне резания достигает 800—900°.
62
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
Задача дальнейшего прогресса в области резания металлов вы-
двигает необходимость изыскать такие инструментальные мате-
риалы, которые превосходили бы твердые сплавы по режущим свой-
ствам, главным образом в отношении теплостойкости, и в то же
время не содержали дорогостоящих легирующих элементов, какие
входят в состав твердых сплавов (вольфрам, кобальт и др.).
В 1951—1952 гг. на многих отечественных машиностроительных
заводах активно взялись за внедрение в производство нового ин-
струментального материала — минералокерамики, которая обладает
весьма высокой теплостойкостью и в то же время не содержит до-
рогих и дефицитных материалов. С этой целью были проведены мас-
совые производственные испытания минералокерамики следующих
марок:
а) ЦМ-332 (микролит) производства Московского комбината
твердых сплавов;
б) ТВ-48 (термокорунд) производства Ленинградского опытного
абразивного завода Всесоюзного научно-исследовательского инсти-
тута абразивов и шлифования (ВНИИАШ).
Испытания показали значительное превосходство минералокера-
мики ЦМ-332 над термокорундом ТВ-48 и всеми другими марками
термокорунда (ТВ-13 (ЦВ-13), ТВ-14 (ЦВ-14), ЦВ-18 и ТВ-44], ра-
нее выпускавшимися абразивным заводом ВНИИАШ и снятыми с
производства, как менее совершенные в сравнении с ТВ-48.
Несмотря на удовлетворительные результаты лабораторных ис-
пытаний пластинок, изготовленных в лабораторных же условиях,
указанные производственные испытания в большинстве случаев дали
отрицательные результаты. Выявилась низкая стойкость минерало-
керамических пластинок, нестабильность их режущих свойств даже
в пределах одной партии, большое количество сколов и поломок
пластинок в процессе резания. У производственников появилось в
связи с этим недоверие к новому инструментальному материалу.
В 1953—1954 гг. были предприняты меры по повышению прочно-
сти минералокерамики, а также по совершенствованию конструкции
и технологии изготовления резпов, оснащенных минералокерамикой.
Благодаря этому успешно проходит возобновленная в последние
годы работа по внедрению в производство режущего инструмента,
оснащенного минералокерамикой ЦМ-332.
Минералокерамика находит применение для резания металлов и
за рубежом. Несмотря на то, что там инструментальная керамика
была создана сравнительно давно, практического применения она
не получила вследствие неудачных опытов, проведенных во время
войны в Германии и Англии.
Новые исследования в этой области увенчались успехом, и в
иностранной литературе в последнее время появились многочислен-
ные сообщения о положительных результатах применения минерало-
керамики для резания стали и чугуна и о значительных ее преиму-
Минералокерамика
63
ществах перед быстрорежущим и твердосплавным инструментом
в отношении допускаемых скоростей резания и стойкости резцов.
Исходным сырьем для получения минералокерамики служат де-
шевые бокситы. В результате переработки бокситов получают окись
алюминия (А120з). Минералокерамические пластинки изготов-
ляются из смеси тонкоизмельченного белого корунда (одна из мо-
дификаций А120з) и весьма малого количества окиси хрома (Сг2О3).
Порошкообразная смесь формуется и спрессовывается под большим
давлением в специальных стальных прессформах определенной
формы и размеров. Процесс изготовления минералокерамических
пластинок завершается спеканием при температуре 1800°.
Форма пластинок из минералокерамики
Московский комбинат твердых сплавов выпускает для обработки
металлов резанием около 40 формо-размеров пластинок из мине-
ралокерамики. Большая часть из них соответствует пластинкам из
металлокерамических твердых сплавов (ГОСТ 2209—55), предназ-
наченных для оснащения проходных, расточных, прорезных и от-
резных резцов. Изготовление пластинок других форм комбинат
твердых сплавов производит по специальным заказам, при условии
поставки заказчиком требующихся прессформ.
Физико-механические свойства минералокерамики
Опытами установлено, что изменение удельного веса минерало-
керамики в пределах г = 3,80—3,91 не оказывает большого влия-
ния на ее износостойкость в условиях непрерывного точения. С уве-
личением у износостойкость инструментального материала повы-
шается незначительно. При прерывистом точении с частыми входами
и выходами резца удельный вес минералокерамики оказывает су-
щественное влияние на прочность режущей кромки резца: с увели-
чением удельного веса прочность режущей кромки резко по-
вышается.
Технические условия комбината твердых сплавов предусматри-
вают, что удельный вес минералокерамики должен быть не менее
Y = 3,83 а/сж3.
Твердость. На режущие свойства минералокерамики влияет ее
твердость. Опыты показывают, что снижение твердости минерало-
керамики НцА с 88 до 82 приводит к понижению стойкости резца
в шесть раз. Согласно техническим условиям комбината твердых
сплавов твердость минералокерамических пластинок для режущего
инструмента должна составлять не менее Hra = 90.
Прочность при изгибе. Минералокерамика сильно уступает дру-
гим инструментальным материалам в отношении прочности при
изгибе. Предел прочности при изгибе сг*?. у минералокерамики
в три — пять раз ниже, чем у твердых сплавов. К тому же ми-
64 Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
нералокерамики имеет значительные колебания у пластинок различ-
ных партий и даже в пределах одной и той же партии. Согласно
техническим условиям комбината твердых сплавов годными
признаются те минералокерамические пластинки, у которых
° ви > 30 кг/мм2.
Как показали опыты, при непрерывном точении изменение проч-
ности минералокерамических пластинок в пределах = 19,6—
44,1 кг/мм2 не оказывает заметного влияния на износостойкость
инструмента. В условиях же прерывистого точения с увеличением
предела прочности бви минералокерамической пластинки значи-
тельно повышается прочность режущей кромки резца и его изно-
состойкость.
Теплостойкость. Наиболее ценным свойством минералокерамики
является ее высокая теплостойкость, значительно, превосходящая
теплостойкость твердых сплавов. Из табл. 12 и фиг. 11 видно, что
при комнатной температуре твердость минералокерамики незначи-
тельно отличается от твердости сплавов ВК2, Т60К6 и Т30К4. Од-
нако с повышением температуры разрыв в твердости возрастает
в пользу минералокерамики (табл. 13). Если при температуре 800°
твердость сплава Т60К6 составляет 44% относительно твердости при
20°, то для минералокерамики это соотношение выражается 66%
(данные А. И. Бетанели); по данным Н. Ф. Казакова — 55% против
34%.
Износостойкость. Для сравнения износостойкости минералоке-
рамики ЦМ-332 и твердых сплавов различных марок были прове-
дены опыты [18] по методике, изложенной на стр. 39—40. Испытания
производились на стали 60, овр = 80 кг/мм2 при постоянном удель-
ном давлении 10 кг/мм2. Испытанные минералокерамические пла-
стинки имели удельный вес у = 3,89 г/см3, твердость Ни 4 =91 и
предел прочности беи = 35 кг/мм2. Скорость трения изменялась
в пределах v = 5 -4- 600 м/мин. Зависимость износостойкости В от
скорости трения v для всех испытанных инструментальных мате-
риалов имела такой же характер, как и в исследованиях, резуль-
таты которого представлены на фиг. 7.
Опытные данные показывают, что максимум износостойкости
для минералокерамики соответствует скорости трения порядка
300 м/мин, а для титановольфрамовых сплавов при скоростях по-
рядка 200 м/мин. Наибольшую величину максимальной износостойко-
сти показал твердый сплав Т60К6. Затем идут сплав Т30К4, минера-
локерамика ЦМ-332, сплавы Т15К6, Т14К8 и Т5К10. Вольфрамовые
сплавы показали максимальную износостойкость в 2—8 раз мень-
шую, чем титановольфрамовые сплавы и минералокерамика.
При скоростях трения v = 300 — 600 м/мин износостойкость ми-
нералокерамики ЦМ-332 оказалась выше износостойкости титано-
вольфрамовых сплавов. В порядке убывания износостойкости они
расположились следующим образом: Т60К6, Т30К4, Т15К6, Т14К8,
Т5КЮ.
Минералокерамика
65
Приведенные данные показывают, что при высоких скоростях
резания минералокерамика ЦМ-332 обладает большей износостой-
костью, чем твердые сплавы титановольфрамовой группы, для ко-
торых характерна весьма высокая износостойкость при обработке
сталей.
Износ минералокерамических резцов
Вследствие большой хрупкости минералокерамики особенностью
износа резцов является мелкое выкрашивание (осыпание) режу-
щей кромки в начале резания и в результате этого сравнительно
большое округление кромки и значительный первоначальный износ
резца по задней грани (~ 0,1 мм). В связи с этим применение ми-
нералокерамики для тонкого точения не рекомендуется.
При обработке сталей износ резцов, оснащенных минералокера-
микой, происходит как по задней, так и по передней грани с обра-
зованием лунки. Износ сопровождается появлением характерных
трещин на контактных поверхностях рабочих граней резца, обра-
батываемого материала и стружки.
С увеличением твердости обрабатываемого материала и по-
дачи интенсивность износа резца возрастает.
Следует отметить еще, что характер износа резцов, оснащенных
минералокерамикой, мало изучен.
Заточка и доводка минералокерамических резцов
Правильная заточка является основным условием рациональ-
ного использования минералокерамического инструмента. Заточка
производится абразивными кругами из зеленого карбида кремния
на керамической связке, зернистостью 46—80, твердостью СМ1-М1.
Круги зернистостью 46 применяют для черновой заточки, круги бо-
лее высокой зернистости — для чистовой заточки. После заточки
рабочие грани инструмента подвергаются доводке.
По вопросу выбора окружных скоростей шлифовального круга
практика дает сильные расхождения. Широкое применение имеют
скорости 8—15 м/сек. На некоторых заводах, однако, заточку про-
изводят при значительно меньших скоростях: 2,5—5 м/сек. Иссле-
дование этого вопроса [18] подтвердило целесообразность примене-
ния малых скоростей. Выявился следующий оптимальный режим
заточки: окружная скорость шлифовального круга — 2 м/сек, на-
жатие — приблизительно 75 кг/мм2, наличие продольной подачи и
охлаждения.
При этих условиях происходит полное самозатачивание круга,
получается хорошее качество заточки, режущая кромка без выкра-
шиваний и сколов. Во всех исследованиях кругов из зеленого
карбида кремния зернистостью 46—120, твердостью МЗ-СМ2, на
керамической связке чистота поверхности заточенных граней ин-
струмента соответствовала 7—8-му классам, В зависимости от
5 Зак. 2832,
66
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
характеристики круга производительность заточки составляет
450—750 мм3/мин, что в 30—40 раз превышает производительность
заточки при высоких скоростях шлифовального круга.
Так как при данном режиме заточки шлифовальный круг рабо-
тает в условиях полного самозатачивания, расход абразива велик
и составляет в зависимости от характеристики круга 900—1500%
от съема минералокерамики. Однако большой расход абразива оку-
пается высокой производительностью и качеством заточки. Кроме
того, здесь полнее используется круг, вследствие низких окружных
скоростей и того, что правка круга производится лишь при необхо-
димости исправления его геометрии.
Опыты показали, что доводка минералокерамических резцов
должна производиться при направлении вращения чугунного диска,
противоположном направлению, применяемому при доводке твердо-
сплавных резцов, т. е. от режущей кромки к подошве пластинки.
В противном случае происходит выкрашивание режущей кромки.
После заточки минералокерамические резцы должны подвер-
гаться доводке пастой из карбида бора зернистостью М28 (20—
28 мк) для чистовых работ и зернистостью М14 и М10 (17 и 7 мк)
для особо точных работ.
Геометрия режущей части резпов, оснащенных
минералокерамикой
Практика эксплуатации минералокерамических резцов позво-
ляет рекомендовать следующие геометрические параметры для чи-
стового и получистового точения углеродистых и легированных
конструкционных сталей:
а) положительный передний угол (у —5—10°) с целью умень-
шения вибраций и сил резания;
б) фаска на передней грани шириной 0,1—0,3 мм с углом —20°;
в) угол наклона главной режущей кромки: X = 4° — при преры-
вистом резании; X = 8° — при непрерывном резании;
г) остальные параметры той же величины, какие применяются
при чистовом точении резцами Т30К4: a=ai = 6°; L?i = 10—15°;
г = 1 мм.
Сравнение стойкости минералокерамических и
твердосплавных резцов
Согласно опытным данным [18], сравнение стойкости резцов,
оснащенных минералокерамикой ЦМ-332 и твердым сплавом
Т30К4, при точении стали с авр = 80 кг/мм2 и чугуна твердостью
Нъ = 140— 160, дало следующие результаты:
а) при обработке стали со скоростью резания v ==100 м!мин
стойкость резцов одинакова; при v = 200 — 400 м/мин стойкость
минералокерамических резцов на 75% выше стойкости резцов
Минералокерамика
67
Т30К4; при v = 500—600 mImuh резцы Т30К4 не показали прак-
тически приемлемой стойкости, а стойкость минералокерамических
резцов составила Т — 20—30 мин.
6Х при чистовом точении чугуна резцы, оснащенные минералоке-
рамикой, показали достаточно высокую стойкость Т = 170-4-20 мин.
на скоростях резания в диапазоне v = 100—1000 м/мин (износ
резца по задней грани Л = 0,4 мм). Резцы, оснащенные значи-
тельно менее хрупким твердым сплавом Т30К4, показали стой-
кость Т = 4 мин. при v =300 м/мин и Т = 2 мин. при v = 600 м/мин
(h = 0,74-0,8 мм).
Минералокерамику ЦМ-332 следует считать единственным со-
временным инструментальным материалом, позволяющим обраба-
тывать чугун со скоростями резания v > 200—300 м/мин.
Исследованиями получистового точения сталей с a*?? = 60 н-
90 кг/мм2, проведенными в НИАТ, установлено, что мйнералокера-
мика позволяет работать со значительно более высокими скоро-
стями резания, чем твердые сплавы Т15К6 и Т60К6, причем пре-
восходство минералокерамики над твердыми сплавами возрастает
с повышением скорости резания. Это объясняется более высокой
теплостойкостью минералокерамики и меньшей слипаемостью. Если
скорость резания для сплава Т15К6 принять за единицу, скорость
резания для сплава Т60К6 выражается коэффициентом 1,50, а для
минералокерамики ЦМ-332 — коэффициентом 1,75.
Сила резания и мощность
Опыты [18] показали, что при точении сталей резцами, осна-
щенными минералокерамикой ЦМ-332 и твердым сплавом Т15К6,
величина силы резания примерно одинакова.
Для полного использования режущих свойств минералокерамики
токарные станки должны обладать высокой жесткостью, быстро-
ходностью (число оборотов шпинделя до 3000 в минуту) и боль-
шой мощностью (10—50 кет).
Чистота поверхности, обработанной минералокеоамикой
ЦМ-332, и состояние поверхностного слоя деталей
При равных условиях работы резцов, минералокерамика ЦМ-332
обеспечивает получение несколько более высокой чистоты поверх-
ности, чем твердый сплав Т15К6.
Опыты на сталях 35, 45, 40Х и 45Х [19] показали, что при об-
работке минералокерамическими резцами происходит наклеп по-
верхностного слоя металла, распространяющийся на глубину 20—
30 мк. При этом отмечается повышение микротвердости поверхност-
ного слоя на 25—30% по сравнению с основным металлом. В тон-
ком поверхностном слое возникают остаточные напряжения растя-
жения, которые при скорости резания v = 350 м[мин достигают
5*
68
Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика
значительно большей величины, чем при обработке твердосплав-
ными резцами.
При увеличении скорости резания со 100 до 500 mJ мин величина
остаточных напряжений возрастает, причем более интенсивно на
глубине 0,005—0,006 мм. При изменении износа резца по задней
грани до h = 0,6 мм остаточные напряжения растяжения в тонком
поверхностном слое увеличиваются. При h = 0,7 мм остаточные на-
пряжения растяжения переходят в напряжения сжатия.
Область и перспективы применения минералокерамики
при обработке металлов резанием
Минералокерамика ЦМ-332 может быть рекомендована для чи-
стового и получистового точения сталей, чугуна, цветных металлов,
их сплавов и неметаллических материалов, а также для чистового
точения закаленных сталей в условиях безударной нагрузки и до-
статочной жесткости системы станок — деталь — инструмент. При
точении сталей достигаемая чистота обработанной поверхности со-
ответствует 6—7-му классам, а .при обработке чугуна — 7—8-му
классам. Точность обработки соответствует 4—3-му классам.
В лабораторных и производственных условиях получены поло-
жительные результаты при торцевом фрезеровании чугуна и стали
инструментом, оснащенным минералокерамикой.
Дальнейшее усовершенствование минералокерамики, в первую
очередь в направлении повышения ее прочности, обусловит значи-
тельное расширение области применения нового инструментального
материала.
Минералокерамика менее чувствительна к повышению скорости
резания, чем твердые сплавы. Благодаря этому целесообразно при-
менять минералокерамический инструмент при высоких скоростях
резания и малых стойкостных периодах.
Для работы с высокими скоростями резания преимущественное
применение должны получить резцы с механическим креплением
минералокерамических пластинок, так как замена изношенной пла-
стинки занимает здесь мало времени.
Создание рациональной формы минералокерамических пласти-
нок многократного использования, в сочетании с удешевлением
нового инструментального материала, позволит применять резцы
с механическим креплением новых пластинок без их переточки.
Благодаря этому откроются новые возможности для дальнейшего
развития скоростных методов обработки металлов резанием и по-
вышения производительности металлорежущего оборудования.
ГЛАВА HI
ТОЧЕНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
10. ХАРАКТЕРИСТИКА УСЛОВИЙ ИССЛЕДОВАНИЙ, ПРОВЕДЕННЫХ
АВТОРОМ
Обрабатываемый материал
В настоящем разделе изложены результаты работ по резанию
закаленных конструкционных легированных сталей, проведенных
автором. Исследовались три стали: среднелегированная хромонике-
лемолибденовая, высоколегированная хромоникелемолибденокрем-
нистая и высоколегированная хромоникелевая. Первая сталь
(ОХНЗМ) имеет химический состав: С 0,29—0,30%; Сг 0,82—
0,92%; Ni 2,84—2,94%; Мо 0,34—0,47%; Si 0,17—0,27%; Мп 0,36—
0,42%; Р 0,023—0,030%; S 0,017—0,019%. Вторая сталь отличается
от стали ОХНЗМ повышенным содержанием кремния и молибдена,
а третья сталь — повышенным содержанием углерода и хрома.
Для удобства изложения материала исследованные -стали обо-
значены литерами А (сталь ОХНЗМ), В и С.
Стали подвергались закалке и низкому отпуску.
Форма и размеры стальных болванок. Сталь А: полые цилин-
дрические болванки с наружным диаметром D ,ip ^270 мм, вну-
тренним диаметром ~ 150 мм и длиной 1700 мм. Сталь В:
сплошные цилиндрические болванки D 250 мм и 1600 мм.
Сталь С: сплошные цилиндрические болванки 0^200 мм и
L 1150 мм.
С болванок предварительно снимались окалина и наружный
неровный слой материала, что обеспечивало при испытаниях равно-
мерную нагрузку на резец и отсутствие ударов.
Было испытано пять болванок стали А, четыре болванки стали
В и одна болванка стали С. Металлографическому анализу под-
вергались все стали. На фиг. 13 представлен микрошлиф стали А.
Он показывает мартенситную структуру. Микрошлифы сталей В и
С показали также мартенситную структуру. До травления во всех
образцах было обнаружено небольшое количество неметаллических
включений.
Твердость. Необходимость систематически проверять твердость
исследуемого материала, не снимая болванки со станка, а также
70
Точение закаленных сталей
большие размеры болванок обусловили применение прибора Польди
для определения твердости. По мере стачивания болванок произ-
водились испытания твердости стали в 7—10 точках по их длине.
В табл. 24 сведены результаты испытаний на твердость болванок
Таблица 24
Данные о твердости сталей А и В
Сталь А Сталь В
№ бол- ванки диаметр болванки в мм твердость по Роквеллу сред- ние данные HrC № бол- ванки диаметр болванки в мм твердость по Роквеллу средние данные Hrc
1 | 250 233 41,0 39,0 40,0 249,6 234,4 220,2 205,7 50,0 49,0 49,0 49,0
256 45,0 6 - 49,0
2 - 229 41,0 41,0 197,4 48,5
209 38,0 175,0 48,5
255 47,5

3 1 1 1 236 212 193 47,0 47,0 46,5 47,0 7| 1 236,0 220,4 201,2 54,5 55,5 56,5 56,0
258 40,5 1 195,9 57,0
4 - 239 232 41,5 41,0 41,0 ( 246,5 58,5
212 41,0 1 232,5 60,0 59,0
5 - 255 244 230 50,0 49,0 49,5 8 j 213,2 157,0 59,0 58,0
49,0
217 186 50,0 50,0 9 246,2 60,5 60,5
сталей А и В. Число твердости на данном диаметре болванки пред-
ставляет среднюю арифметическую величину из 7—10 показаний,
полученных по ее длине. Пересчет твердости по Польди на твер-
дость по Роквеллу (шкала С) произведен по выведенным для ста-
лей А и В экспериментальным зависимостям.
Характеристика условий исследований, проведенных автором
71
Из данных табл. 24 следует:
1) болванки стали одинакового химического состава имели раз-
личную твердость, несмотря на одинаковый режим термической
обработки;
2) болванки показали различную степень прокаленности. В бол-
ванках № 1, 2 и 3 стали А твердость понижалась по мере прибли-
жения к оси болванки, а в болванке № 4, наоборот, наружный слой
металла оказался мягче. Это можно объяснить его обезуглерожива-
нием. Болванка № 5 отличалась постоянством твердости в попереч-
ном сечении, что указывает на ее сквозную прокаленность.
Болванки стали В в пределах исследованных значений их диа-
метра показали в общем постоянство твердости.
Все без исключения болванки показали непостоянство твердости
стали по длине. Наиболее сильную закалку получили участки, рас-
фиг. 13. Микроструктура стали А.
положенные у торцов болванок. Наименьшая твердость наблюда-
лась в средней части болванок.
Болванка стали С показала в поперечном сечении постоянство
твердости. От болванки был отрезан диск толщиной 55 мм. «Вну-
тренний» торец диска (торец, прилегавший к остатку болванки
стали) имел твердость Hrc — 65 в четырех точках, расположенных
от центра диска на расстоянии 30, 44, 79 и 88 мм (диаметр диска
равен 198 мм).
В заключение следует отметить, что, определяя твердость за-
каленных сталей с помощью прибора Польди, мы получаем далеко
не точные данные. Числа твердости по Польди имеют расхожде-
ние с числами твердости по Роквеллу, причем расхождение увели-
чивается с возрастанием разницы в твердости между эталоном и
испытуемой закаленной сталью. Расхождение вызывается тем, что
закаленная сталь высокой твердости испытывается шариком (при-
бор Польди), а не алмазным наконечником (прибор Роквелла).
72
Точение закаленных сталей
Шарик деформируется, искажая оставляемые им отпечатки на
эталоне и испытуемом материале. Однако, пользуясь предвари-
тельно составленными формулами, учитывающими величину рас-
хождения между числами твердости по Польди и Роквеллу для
данной закаленной стали, .можно применять прибор Польди.
Испытанию на растяжение были подвергнуты образцы Гага-
рина, взятые из болванок № 3 (сталь А) и № 6 и 8 (сталь В).
Полученные значения предела прочности при растяжении хорошо
согласуются с литературными данными для этих сталей.
Станок
Опыты со сталями А и В производились на станке ДИП-400
с высотой центров Н = 400 мм и расстоянием между центрами
L = 3000 мм. Станок был оснащен электродвигателем постоянного
тока мощностью 9,5 л. с., цепью Ренольда для передачи движения
от вала электродвигателя к станку и двумя реостатами для гру-
бого и тонкого регулирования скорости резания.
Опыты со сталью С выполнялись на станке ДИП-300 с Н =
= 300 мм и L = 3000 м. Оснащение станка такое же, как и у
станка ДИП-400.
Режущий инструмент
Исследование производилось проходными прямыми и отогну-
тыми правыми резцами с сечением державки 20 X 30 мм. На дер-
жавки резцов напаивались 1вердосплавные пластинки с размерами
20 X 20 X 7 мм. Исключением являлись резцы, оснащенные спла-
вом ВКЗ, пластинки у которых имели размеры 16X16X5 мм
(сечение державок резцов 16X25 мм). Напайка пластинок на
державки производилась красной медью и латунью. Оба припоя
дали удовлетворительные результаты.
/ Заточка резцов производилась всухую в два приема:
7 1) черновая на абразивных кругах из зеленого карбида крем-
\ния зернистостью 36;
. • 2) чистовая на таких же кругах зернистостью 80.
Доводка резцов производилась по передней и задней граням,
а также по радиусу закругления вершины резца. Доводочным мате-
риалом служила паста из карбида бора № 3 зернистостью 28—21
(число зернистости характеризует величину зерен в микронах).
11. СТРУЖКООБРАЗОВАНИЕ
Различают следующие виды стружки, получающейся при обра-
ботке металлов резанием.
1. Сливная стружка, у которой слабо заметные элементы сдви-
нуты друг относительно друга, но тесно связаны между собой.
Со стороны, прилегающей к резцу, стружка имеет зеркально глад-
кую поверхность; на противоположной стороне, при больших се-
Стружкообразование 73
чениях среза, заметны незначительные зазубрины. Сливная стружка
образуется при обработке пластичных металлов с высокими скоро-
стями резания.
2. Стружка скалывания (или элементная), у которой четко вы-
раженные элементы все же остаются связанными между собой.
Ср стороны, обращенной к резцу, стружка имеет гладкую поверх-
ность; на противоположной стороне хорошо видны невооруженным
глазом зазубрины. Стружка скалывания получается при обработке
пластичных металлов с невысокими скоростями резания.
3. Стружка надлома, у которой отдельные элементы не связаны
между собой. В отличие от стружек сливной и скалывания стружка
надлома имеет неровную поверхность со стороны, обращенной
к резцу. Такая стружка получается при обработке малопластичных
металлов, например, чугуна.
При обработке закаленных сталей, исследованных автором,,
образуется сливная стружка. Вид сходящей стружки в большой'
степени зависит от марки твердого сплава, которым оснащен ре-
зец. При работе резцами, оснащенными вольфрамовыми твердыми
сплавами (ВК6, ВК8 и др.), благодаря значительным размерам
лунки на передней грани резца стружка сходит в виде длинной
спирали. В начале резания, когда лунка на передней грани резца
еще не образовалась, стружка имеет вид прямой ленты и колец
с большим радиусом закругления. По мере затупления резца с воль-
фрамовой пластинкой радиус закругления витков стружки умень-
шается, а при сильном затуплении резца стружка сходит корот-
кими спиралями и отдельными кусочками.
На фиг. 14 изображены четыре стружки, полученные при раз-
личной степени затупления резца ВК8 в процессе точения стали В
твердостью HRC = 59. Верхняя стружка соответствует острому со-
стоянию режущей кромки резца, когда на передней грани еще не
было лунки (в начале резания). С образованием лунки стружка при-
няла вид спирали; по мере затупления резца радиус витка стружки
уменьшается.
На фиг. 15 показаны три стружки, соответствующие различной
степени затупления резца ВК8. Обрабатывалась сталь В твердостью
Hrc— 59. Верхняя стружка, полученная в начале резания, когда
на передней грани резца еще не было лунки, имеет вид длинной
спутанной ленты. В момент сильного затупления резца стружка
посыпалась отдельными кусочками (нижняя стружка на фиг. 15).
Четыре стружки, показанные на фиг. 16, получены при обра-
ботке резцом ВКЗ стали С твердостью Н rc— 65. Верхняя стружка
получена после 10 мин. работы резца; следующие за ней соответ-
ственно после 20 и 30 мин. работы; нижняя стружка соответствует
нормальному затуплению резца (после 37 мин. его работы). Сни-
мок показывает, что для твердого сплава ВКЗ также характерно
уменьшение радиуса витков стружки по мере затупления резца.
Фиг. 14. Влияние степени затупления
резца, сснащеннсго вольфрамовым
твердым сплавом ВК8, на вид сходя-
щей стружки. Точение стали В твер-
достью * HRG = 59 при t — 2,4 мм,
5 = 0,155 мм/об, v = 20 м/мин.
Точение закаленных сталей
Фиг 15. Влияние степени затупления резца, оснащенного
вольфрамовым твердым сплавом ВК8, на вид сходящей струж-
ки. Точение стали В твердостью HRc~№ при / = 2,4
5 = 0,395 мм/об и v = 12 м/мин.
Стружкообразование
75
При работе титановольфрамовыми твердыми сплавами (Т15К6
и др.) характерным признаком полного затупления резца является
приобретение стружкой «гофрированного» вида.
На фиг. 17 представлены четыре стружки, полученные при то-
чении титановольфрамовым резцом стали В твердостью Hrc~^ 59.
Нижняя стружка, имеющая гофрированный вид, получена в момент
нормального затупления резца.
Шесть стружек, изображенных на фиг. 18, получены при обра-
ботке резцом Т15К6 стали С твердостью /7т?с = 65.
Из фиг. 18 видно, что при точении такой стали с относительно
большими глубиной резания и подачей процесс затупления резца не
Фиг. 16. Влияние степени затупления резца ВКЗ
на вид сходящей стружки, Точение стали С твер-
достью = 65 при t = 0,75 мм, s — 0,14 мм/об
и v = 10 м/мин.
сопровождается закономерным изменением вида сходящей стружки.
В начале резания, когда резец еще мало затуплен, стружка плавно
сходит в виде правильной спиральной ленты, имея совершенно
гладкую наружную поверхность (которой стружка соприкасается
с передней гранью резца). Затем, по мере затупления резца, стружка
теряет форму правильной спирали.
Иная картина наблюдается при меньших глубинах резания и
подачах (/ = 0,25 мм, $ = 0,053 мм/об — фиг. 19).
В начале резания стружка также сходит в виде правильной спи-
ральной ленты, но не теряет этой формы на протяжении почти всего
периода резания. И только незадолго до момента затупления резца
стружка теряет форму спирали, сходя в силе спутанного пучка,
причем ее наружная поверхность приобретает характерный гофриро-
ванный вид.
I6.
Точение закаленных сталей
Следовательно, в рассматриваемом случае при малых значе-
ниях t и s критерием затупления резца Т15К6 может служить при-
обретение стружкой гофрированного вида. Было бы, однако, непра-
вильным считать, что при точении закаленной стали резцами Т15К6
затупление резца сопровождается характерным изменением вида
сходящей стружки только при малых / и $. Автор наблюдал и иные
результаты: стружка приобретала гофрированный вид при больших
значениях t и s, а при малых значениях этого не было.
фиг. 17. Влияние степени затупления титановольф-
рамлвию резца на вид сходящей стружки. Течение
стали В твердостью = 59 при t — 2,4 мм,,
s — 0,155 мм/об и v — 25 м!мин.
Рассмотренный признак затупления резца — приобретение струж-
кой гофрированного вида — является весьма наглядным, а по-
тому и ценным в производственных условиях, хотя к сожалению,
наблюдается не во всех случаях. Он может служить критерием за-
тупления резцов, оснащенных титановольфрамовыми сплавами.
Для резцов, оснащенных вольфрамовыми твердыми сплавами
(ВК8, ВК6 и др.), изменение вида сходящей стружки является ме-
нее наглядным критерием затупления. Тем не менее, и для этих
резцов при внимательном наблюдении за процессом резания не-
трудно проследить уменьшение радиуса закругления витка стружки.
Приведенные фотоснимки стружек показывают, что износ по
передней грани резцов, оснащенных вольфрамовыми сплавами,
Стружкообразование
17

VWA/W/VWV\A
Фиг. 18. Влияние степени затупления резца Т15К6 на
вид сходящей стружки Точение стали С тверда стью
HRq == 65 ПРИI — 0,75 мм, s = 0,11 мм/об и v=10 м/мин.
Фиг. 19. Влияние степени затупления резца Т15К6 на вид сходя-
щей стружки. Течение стали С твердостью HR — 65 при t — 0,25 мм,
s =. 0,053 мм)об и v = 22 м{мин.
78
Точение закаленных сталей
непрерывно растет, в то время как у резцов, оснащенных титано-
вольфрамовыми сплавами, он мало изменяется после того, как на
передней грани резца в начале резания образуется небольшая лунка.
Это видно из того, что в связи с постепенным углублением лунки на
передней грани вольфрамовых резцов непрерывно уменьшается ра-
диус витков сходящей стружки; у резцов, оснащенных титановоль*
Фиг. 20. Влияние скорости резания на вид сходящей
стружки при точении стали А твердостью Hrq — 41
с t = 1,2 мм и s = 0,225 мм/об.
/ — ^=80 м/мин,', 2 — т?=55 м/мин', <3 — 77=30 м/мин,-,
4 — 77 = 15 M/MUH', 5 — 77=5 м/мин.
фрамовыми сплавами, в начале резания на передней грани резца
образуется лунка, в связи с чем стружка принимает спиральную
форму, но в дальнейшем, вплоть до полного затупления резца, глу-
бина лунки почти не изменяется, а радиус закругления витка
стружки также не изменяется.
На фиг. 20 показаны пять стружек, полученных при точении
стали А твердостью HRf, — 41 резцами ВК8. Скорость резания изме-
нялась в пределах v — 5—80 м/мин. Как видно, при всех скоро-
Критерий затупления резца
стях резания образовалась сливная стружка. Следовательно, точе-
ние закаленных сталей характеризуется образованием сливной
стружки при различных скоростях резания, в том числе и низких.
Известно, что на характер образующейся стружки оказывают
влияние следующие факторы: передний угол резца у, скорость ре-
зания v, толщина среза а и механические свойства обрабатываемого
материала.
Обработка резанием закаленных сталей производится резцами
с отрицательным передним углом (у < 0°) при относительно невы-
соких скоростях резания 1 и малых толщинах среза, т. е. в усло-
виях, благоприятствующих получению стружки скалывания. В то
же время во всех опытах автора при точении сталей, закаленных
на твердость Hrc = 414- 65, получалась сливная стружка. Сливная
стружка получалась при обработке стали А (наименее твердой из
исследованных сталей) с относительно высокими скоростями реза-
ния и малыми подачами; такого же вида стружка получалась при
обработке стали В твердостью Нра = 59 с v = 12 м/мин, t = 2,4 мм
и $ = 0,395 мм/об (фиг. 15) и стали С твердостью Hrq = 65 с
v = 10'м/мин, t = 0,75 мм и $ = 0,14 мм/об (фиг. 18).
Получение при обработке закаленных сталей сливной стружки,,
несмотря на то, что условия резания благоприятствуют образова-
нию стружки скалывания, объясняется механическими свойствами
сталей: высокими твердостью и пределом прочности при растяжении
и малым относительным удлинением.
12. КРИТЕРИЙ ЗАТУПЛЕНИЯ РЕЗЦА
Износ резца как критерий его затупления
Приводится описание испытаний резцов, оснащенных вольфра-
мовым и титановольфрамовым сплавами, при точении стали В твер-
достью Нrc = 59. В течение периода стойкости резец несколько раз
снимался со станка для определения полученного им износа по пе-
редней и задней граням. Величина истирания резца по задней грани
(высота площадки износа — фиг. 21) измерялась с помощью инстру-
мёнтального микроскопа.
Ниже описана картина постепенного износа вольфрамового
резца, работавшего при режиме резания: t = 1,2 мм, s = 0,225 мм/об
и v = 35 м/мин. Резец проработал до нормального затупления
40 мин. Износ резца протекал следующим образом.
1 . В начале резания: невидимое невооруженным глазом, но
ясно различимое через микроскоп мельчайшее выкрашивание рабо-
1 Далее будет показано, что скорости резания, применявшиеся автором и
другими исследователями в опытах по резанию закаленных сталей, отличаю-
щихся высокой твердостью, являются, в сущности, скоростями, соответствую-
щими «скоростному» резанию металлов. Однако, по сравнению со «скоростями,
применяющимися в настоящее время при обработке сталей обычной твердости,,
эти скорости низки.
80
Точение закаленных сталей
чей части режущей кромки; обозначение на передней грани резца
контуров будущей лунки в виде светлого блестящего участка (са-
мой лунки еще нет); появление незначительного истирания по
задней грани на длине контакта режущей кромки с обрабатываемым
материалом; стружка сходила в виде спутанной ленты с большим
радиусом закругления, не завиваясь в спираль из-за отсутствия
лунки на передней грани; нагрев стружки небольшой.
2. По мере дальнейшего затупления резца наблюдалось: увели-
чение выкрашивания рабочей части режущей кромки; появление по-
степенного углубления и расширения лунки на передней грани; уве-
Фиг. 21 Схема износа твердо-
сплавного резца, h — высота пло-
щадки износа резца по задней
личение истирания по задней грани,
а также радиуса закругления вер-
шины резца; заметное повышение
нагрева стружки и обрабатываемого
материала; возрастание осевой и ра-
диальной сил Рх и Ру, отмечаемое
динамометром; некоторое увеличе-
ние расходуемой мощности; струж-
ка сходила в виде длинной спирали;
начало понижения чистоты обрабо-
танной поверхности; появление по-
ясков переменного (разного) диа-
метра.
3. В конце периода резания,
дальнейшее углубление и расшире-
ние лунки на передней грани резца
и слияние лунки в ее крайних точ-
ках с режущей кромкой; значитель-
ное увеличение зазубрин на рабо-
чей части режущей кромки, видимое
уже невооруженным глазом; увели-
чение размера истирания по задней
грани до h = 1,08 мм\ сильный от-
гРани жим резца от обрабатываемой дета-
ли; появление своеобразного зву-
ка— гудения и свиста; сильный нагрев стружки и обработанной
поверхности (при соприкосновении с обработанной поверхностью
можно обжечь руку); изменение вида сходящей стружки — вместо
длинной короткие спирали и мелкие кусочки; резкий подскок
сил Рхтл Ру, увеличение расхода мощности на 10—15% по срав-
нению с начальным периодом резания; резкое понижение чистоты
обработанной поверхности — появление на ней грубых рисок.
4. При передержке резца (резец не был снят со станка по исте-
чение 40 мин. его работы, т. е. после его затупления) наблюдались
сильная вибрация станка и прерывистость в подаче — резание про-
исходило неравномерно, толчками и в результате пластинка твер-
дого сплава обломалась.
Критерий затупления резца
81
Фиг. 22. Вольфрамовый резец, работавший до
нормального затупления, при точении стали В
твердостью HRg = 59 с t = 1,2 мм, s = 0,225 мм/об
и и = 35 м!мин. Износ резца по задней грани
h = 1,08 мм.
Фиг. 23. Резец ВК8, работавший
до нормального затупления при
точении стали В твердостью
HRg = № с = 0,3 мм,
s = 0,112 мм/об и v = 41 м/мин.
Износ резца по - задней грани
h = 0,78 мм.
Фиг. 24. Резец Т15К6, работавший
до нормального затупления. Точе-
ние стали В твердостью = 59
при t == 0,3 мм. s = 0,112 мм/об и
и = 64 м/мин. Вид сверху.
6 Зак. 2832,
82
Точение закаленных сталей
На фиг. 22 показан резец, испытание которого описано. На
снимке четко видна площадка износа резца по задней грани в мо-
мент его нормального затупления после 40 мин. работы.
Испытание резца, оснащенного сплавом ВК8, при обработке той
же стали В твердостью Hrп— 59, но с меньшими глубиной резания
и подачей, показало (фиг. 23), что процесс затупления резца проте-
кал так же, как и в описанном случае, и сопровождался теми же
явлениями, но менее резко выраженными. Резец после работы в те-
чение 60 мин. получил нормальное затупление; истирание по задней
грани составило h = 0,78 мм. Резец получил также сильный износ
Фиг. 25. Резец Т15К6, показанный на фиг. 24.
Вид сбоку.
и по передней грани; на снимке четко видна образовавшаяся лунка.
Были произведены аналогичные испытания резцов, оснащенных
титановольфрамовыми сплавами. Процесс затупленйя протекал
в основном так же, как и в предыдущих случаях, за исключением
того, что лунка на передней грани и истирание по задней грани
в момент нормального затупления резца были значительно мень-
шими, а стружка имела гофрированный вид. На фиг. 24 и 25 пока-
зан резец Т15К6 в момент его нормального затупления. Резец испы-
тывался при точении той же стали, что и резец ВК8, при тех же
глубине резания и подаче, но при большей скорости резания
v = 64 м/мин. Здесь истирание по задней грани h = 0,53 мм, в то
время как для резца ВК8 оно составляло 0,78 мм.
Из приведенных материалов видно, что при обработке закален-
ных сталей твердосплавные резцы — как вольфрамовые, так и ти-
тановольфрамовые — получают износ по передней и задней граням,
причем износ начинается с самого начала резания и непрерывно
возрастает в течение всего периода резания.
< Следует отметить, что определение величины износа резца по
задней грани значительно проще, чем по передней. Износ по перед-

Критерий затупления резца
83
ней грани у титановольфрамовых резцов настолько ^незначителен, ,
что он не всегда может быть измерен. В связи с этим, все после-
дующие рассуждения и выводы по износу резцов отнесены к их
задней грани.
Далее приведены графики, характеризующие зависимость из-
носа твердосплавных резцов по задней грани от продолжительности
их работы при точении закаленных сталей.
На фиг. 26 и 27 приведены кривые износа для резцов, оснащен-
ных различными марками твердых сплавов при точении стали В
твердостью Hrc = 59. Резцы работали до нормального затупления.
Как видно, резцы ВК8 получили значительно больший износ, чем
резцы Т15К6 и Т21К8. Если к тому же учесть, что резцы ВК8
работали с меньшими скоростями резания, чем резцы Т15К6 и
Фиг. 27. Зависимость износа резца
по задней грани от продолжитель-
ности его работы для различных
марок твердых сплавов. Точение
стали В твердостью HRg = 59
с t == 0,3 мм и s = 0,112 мм! об.
Фиг. 26. Зависимость износа резца
по задней грани от продолжитель-
ности его работы для различных
марок твердых сплавов. Точение
стали В твердостью HRg = 59
с t = 1,2 мм и s = 0,225 мм!об.
Т21К8, то становится очевидным преимущество титановольфрамо-
вых сплавов перед вольфрамовыми при точении закаленных сталей.
Так, резец Т15К6, работая со скоростью резания v = 44 м/мин,
через 30 мин. получил износ Л = 0,55 мм (фиг. 26), а за то же
время резец ВК8, при значительно меньшей скорости резания
(у = 35 mImuh.), получил больший износ (Л = 0,8 мм).
Кривые износа для резцов Т21К8 и Т15К6 почти совпадают ме-
жду собой, но из этого нельзя сделать вывод, что их износостой-
кость одинакова. Дело в том, что резцы Т15К6 работали с более
высокими скоростями резания: v = 56 м/мин для резца Т21К8,
v = 64 м/мин для резца Т15К6 (фиг. 27). Если при более высоких
скоростях резания резцы Т15К6 получили износ, одинаковый по
величине с резцами Т21К8, то отсюда следует, что износостойкость
сплава Т15К6 выше, чем сплава Т21К8.
Процесс тонкого точения закаленных сталей нескольких марок
был исследован Н С Лэгаком [21]. Построенные им кривые
6*
84
Точение закаленных сталей
износа резцов, оснащенных твердым сплавом Т30К4, представлены
на фиг. 28.
Как видно, нормальный износ резцов Т30К4 по задней грани
при точении закаленных сталей 40ХС и ШХ15 = 50-4- 63) со-
ставляет, примерно, h — 0,5 мм. Такая же величина нормального
износа характерна для резцов Т15К6 при обработке стали В твер-
достью Явс = 59 с / = 0,3 мм и 5 = 0,112 мм]об (фиг. 27).
При точении закаленных сталей следует работать до нормаль-
ного затупления резца. При дальнейшей работе резца в большин-
стве случаев происходит выкрашивание или разрушение его режу-
Фиг. 28. Зависимость износа по задней грани резцов Т30К4 от
продолжительности их работы при тонком точении закаленных
сталей с t = 0,2 мм и s = 0,1 мм/об:
/ — обработка стали 40ХС твердостью Яд>^==50—52 при ^ = 80 м/мин', 2 —обработка
стали 40ХС твердостью Яд>^=50—52 при '27 = 100 м/мин", 3 — обработка стали
ШХ15 с твердостью /7^>^=61—63 при w=37 м/мин.
Стрелкой отмечено начало выкрашивания пластинки твердого сплава.
щей кромки. Чаще всего это имеет место с резцами, оснащенными
j титановольфрамовыми сплавами, которым свойственны более вы-
сокая хрупкость в сравнении с вольфрамовыми сплавами.
Работать до полного разрушения режущей кромки резца нельзя,
так как при этом усложняется его переточка, сокращается срок
службы пластинки твердого сплава (снижается допустимое число
переточек пластинки) и, кроме того, на обработанной поверхности
образуются риски, рванины и пр. Резец следует доводить до нор-
мального затупления, определяемого допустимой величиной износа
по задней грани. Так например, для резца Т15К6 (фиг. 25) в дан-
ных условиях работы предельным износом и критерием затупления
следует считать величину h = 0,53 мм.
Критерий затупления резца
85
Величина предельного износа резца зависит также от характера
обработки. Для черновой обработки она может быть принята боль-
шей, чем для чистовой. При отделочных операциях предельный из-
нос резца устанавливается с учетом требований, предъявляемых
к точности размеров и чистоте обработанной поверхности. Следует
иметь в виду, что тонкое точение закаленных сталей связано с не-
обходимостью обеспечения 2—3-го класса точности и 7-го класса
чистоты обработанной поверхности.
Износ резца является весьма надежным критерием его затупле-
ния. Он находит применение в лабораторных условиях при прове-
дении исследований процесса резания. Однако использование этого
критерия в производственных условиях затрудняется тем, что то-
карю пришлось бы для этого останавливать работу, снимать резец
и измерять величину его износа. Поэтому желательно найти другие,
более простые и наглядные критерии затупления резца, которые
могут быть использованы в производственных условиях.
Изменение вида сходящей стружки и понижение чистоты
обработанной поверхности как критерии затупления резца
В п. 11 рассмотрен вопрос об изменении вида сходящей стружки
по мере затупления резца. При работе титановольфрамовыми рез-
цами (Т15К6 и др.) критерием затупления может служить приоб-
ретение стружкой характерного гофрированного вида. Хотя этот
признак наблюдается не во всех случаях, все же его можно принять
в практике обработки закаленных сталей.
При тонком точении закаленных сталей резцами Т30К4 крите-
рием затупления может служить изменение направления схода
стружки: вместо сбега в виде спирали по передней грани резца она
в момент его затупления сразу меняет свое направление, устрем-
ляясь вертикально вверх.
Для вольфрамовых резцов (ВК8 и др.) наглядным критерием
затупления в производственных условиях может служить резкое
уменьшение радиуса витка стружки, по сравнению с начальным
периодом резания, в совокупности с понижением чистоты обрабо-
танной поверхности, различимым невооруженным глазом.
Следует отметить, что для резцов, оснащенных титановольфра-
мовыми сплавами, чистота поверхности менее пригодна в качестве
критерия затупления. Вообще говоря, по мере затупления резца и
здесь чистота поверхности понижается, но это трудно заметить
невооруженным глазом. Кроме того, необходимо учесть, что с уве-
личением твердости закаленной стали рассматриваемый критерий
вообще теряет свою рельефность.
Затупление резца сопровождается повышением расхода мощно-
сти, а также осевой и радиальной сил Рх и Ру. Эти признаки за-
тупления используются в лабораторных условиях.
86
Точение закаленных сталей
Выводы
1. При точении сталей быстрорежущими резцами критерием за-
тупления резца может служить появление блестящей полоски на
обработанной поверхности. При точении закаленных сталей этот
признак неприемлем, так как поверхность закаленной детали, очи-
щенная от корки и окалины, отличается сильным блеском как до
обработки, так и после нее.
2. Наиболее объективным и надежным критерием затупления
твердосплавных резцов при точении закаленных сталей является
величина износа по задней грани. Резцы, оснащенные твердыми
сплавами, вольфрамовой группы, допускают большую величину из-
носа, чем резцы, оснащенные титановольфрамовыми сплавами.
Поэтому для резцов первой группы критерием их затупления
должна служить большая величина износа, чем для резцов второй
группы. Кроме того, допустимая величина износа резца зависит
от характера обработки. При обдирке допускается больший износ
по сравнению с чистовой обработкой.
В табл. 25 приведена рекомендуемая автором величина предель-
ного износа резца по задней,грани h как критерий его затуп-
ления при точении легированных сталей, закаленных на твердость
HRq ==41 4-65.
и
Таблица 25
Величина износа резца по задней грани как критерий его затупления
Вольфрамовые резпы (ВК8 и др.) Титановольфрамовые резцы (Т15К6 и др )
Глубина резания t . в мм Подача 5 в мм/об Износ резца по задней грани h В МЬс Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Износ резца по задней грани h в мм
1,0—1,5 1,5—3,0 0,2—0,5 0,5—0,8 0,7—1,0 До 1,5 о о о СО 1 1 1 о о Си СО 0,05—0,15 0,15—0,35 0,35—0,50 0,2—0,4 До 0,6 До 0,8
Меньшие значения h соответствуют меньшим значениям глубины
резания t и подачи $; большие значения h — большим значениям
t и S.
3. В производственных условиях ценным критерием затупления
резца является изменение вида сходящей стружки. При работе
титановольфрамовыми резцами критерием затупления может слу-
жить приобретение стружкой характерного гофрированного вида.
Для вольфрамовых резцов наглядным критерием их затупления
может служить совокупность двух признаков:
Выбор твердых сплавов
87
а) резкое уменьшение радиуса закругления витка стружки по
сравнению с начальным периодом резания;
б) понижение чистоты обработанной поверхности, различимое
невооруженным глазом.
13. ВЫБОР ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
Некоторые исследователи придерживаются мнения, что закален-
ную сталь высокой твердости следует обрабатывать резцами, осна-
щенными твердыми сплавами вольфрамовой группы, и что титано-
вольфрамовые сплавы непригодны для этих целей из-за своей по-
вышенной хрупкости.
Автором были проведены опыты по точению сталей, закаленных
на весьма высокую твердость, резцами, оснащенными различными
Фиг 29. Зависимость между скоростью резания v и стойкостью резца Т для
различных марок твердых сплавов. Течение стали В твердостью //^^—56 при
t ~ 1,2 мм и 0,225 мм!об.
марками твердых сплавов. Были получены данные, позволяющие
сравнить режущие свойства этих сплавов. Значение полученных
данных не снизилось до настоящего времени, несмотря на то, что
некоторые марки сплавов, применявшиеся в испытаниях (Т21К8 и
ВК12), уже вышли из употребления.
Опыты показывают, что при точении закаленных сталей титано- '
вольфрамовые сплавы позволяют работать со значительно .более
высокими скоростями резания, чем вольфрамовые сплавы, и это
превосходство возрастает с уменьшением размеров среза и повы-
шением твердости обрабатываемого материала.
На графиках (фиг. 29 и 30) приведены результаты опытов со
сталью В твердостью Ядс=56. Обработка велась при двух сече-
ниях среза: a) t — 1,2 мм, s = 0,225 мм/об\ б) t = 0,3 мм и
5 = 0,112 мм/об. Резцы доводились пастой из карбида бора; они
работали до нормального затупления.
Графики показывают, что титановольфрамовые твердые сплавы
обладают значительно более высокими режущими свойствами
88
Точение закаленных сталей
по сравнению с вольфрамовыми сплавами. Действительно, при
/=1,2 мм и s = 0,225 мм/об резец ВК8 показал стойкость
Т = 18 мин. при скорости резания v = 39 м/мин, а резец Т15К6 —
примерно такую же стойкость (Г = 17 мин.) при значительно боль-
шей скорости резания — v = 49 м/мин. Еще более показательны
Фиг. 30. Зависимость между скоростью резания v и стойкостью резца Т
для различных марок твердых сплавов. Точение стали В твердостью = 56
при t = 0,3 мм, s = 0,112 мм!об.
опыты с £ = 0,3 мм и 5 = 0,112 мм/об. Резец ВК6 показал стой-
кость Т = 40 мин. при v = 43 м/мин., в то время как резцом Т15К6
такая же стойкость была достигнута при и = 70 м/мин.
Таблица 26
Значения t>60 и показателя относительной стойкости m
для различных марок твердых сплавов
Точение стали В твердостью HR^ = 56
Марка твердого сплава /=1,2 мм; 5=0,225 мм/об / = 0,3 мм; 5 = 0,112 мм/об
^80 в м/мин. показатель m v о в м/мин. показатель ш
«абсолютное значение относительное значение абсолютное значение относительное значение
Т15К6 45,7 1,00 0,063 69,0 1,00 0,030
Т21К8 38,3 0,84 0,069 57,5 0,83 0,045
ВК12 35,3 0,77 0,119 44,8 0,65 0,083
ВК8 34,0 0,74 0,106 40,0 0,58 0,150
ВК6 33,3 0,73 0,103 41,2 0,60 0,097
Выбор твердых сплавов
89
Из табл. 26, содержащей данные о скоростях резания, соответ-
ствующих 60-минутной стойкости резца, видно, что превосходство
титановольфрамовых сплавов над вольфрамовыми возрастает
с уменьшением размеров срезаемого слоя металла. Приняв ско-
рость резания убо при t= 1,2 мм и s = 0,225 мм/об для твердого
сплава Т15К6 за единицу, можно скорость резания €>во для сплава
ВК8 выразить коэффициентом 0,74; при t = 0,3 мм и s = 0,112 мм/об
соотношение режущих свойств этих сплавов еще более изменяется
в' пользу сплава Т15К6 (1,0:0,58). Следовательно, при точении
закаленной стали высокой твердости с малым сечением среза
сплав Т15К6 позволяет работать со скоростями резания почти в два
раза более высокими, чем сплав ВК8. Режущие свойства сплавов
ВК12, ВК8 и ВК6 приблизительно одинаковы.
Результаты проведенных испытаний убедительно доказывают
необходимость применения титановольфрамовых сплавов для обра-
ботки закаленных сталей, особенно при работе с малыми глубинами
резания и подачами.
Для получения полного представления о режущих свойствах
различных марок твердых сплавов автором были проведены испы-
тания на стали С, закаленной на твердость Нрс = 65. Результаты
этих испытаний приведены в табл. 27. Опыты производились при
глубине резания / = 0,5 мм и подаче s = 0,14 мм/об.
Резцы были доведены пастой из карбида бора.
Данные табл. 27 подтверждают предыдущие выводы о более вы-
соких режущих свойствах титановольфрамовых сплавов по сравне-
нию с вольфрамовыми.
Таблица 27
Значения #60 и показателя m для различных марок твердых сплавов
Обработка стали С твердостью /7^^ = 65 при t = 0,5 мм и $ = 0,14 мм/о.б
Марка твердого сплава в м/мин Показатель тп
абсолютное значение относительное значение
Т21К8 11,7 1,01 0,150 •
Т15К6 11,6 1,00 0,137
ВКЗ 11,3 0,97 0,216
ВК12 9,3 0,80 0,175
ВК6 8,1 0,70 0,285
ВК8 7,4 0,64 0,293
Необходимо отметить, что сплав ВКЗ, относящийся к группе
вольфрамовых сплавов, приближается по своим режущим
90
Точение закаленных сталей
свойствам к сплаву Т15К6. Этот твердый сплав с успехом может
быть использован при точении закаленных сталей. То же отно-
сится к новой марке вольфрамовых сплавов ВК2.
Для тонкого точения закаленных сталей следует применять ти-
тановольфрамовый сплав Т30К4 [21]. Этот сплав показал значи-
тельные преимущества не только перед сплавом ВК.8, но и перед
сплавом Т15К6. Сделанный вывод
подтверждается результатами срав-
нительных испытаний твердых сила-
Фиг. 32. Зависимость износа рез-
цов Т15К6 по задней грани от
продолжительности их работы.
Точение стали 40ХС твердостью
77^^ = 50—52 при v= 40 м/мин;
t = 0,2 мм; s — 0,1 мм/об. Гео-
метрия резцов: а == 5°; у = — 5°,
X = 5°; ср = 45°; ср1== 10°; г = 0,5 мм.
Стрелкой отмечено выкрашивание
пластинки твердого сплава.
Фиг. 31. Зависимость износа резцов Т30К4
по задней грани от продолжительности их
работы. Точение стали 40ХС твердостью
HRc — 50—52 при v = 40 м/мин, t = 0,2 мм,
5 = 0,1 мм/об. Геометрия резцов: а = 5°;
7 = — 5°; К = 5°; ср = 45°; cpt = 10°; г=0,5мм.
Стрелкой отмечено выкрашивание пла-
стинки твердого сплава.
bob Т30К4 и Т15К6 при точении стали 40ХС (Hrc =50-?-52)
с Z = 0,2 мм и 5 = 0,1 мм)об (фиг. 31—33).
После 40 мин. работы резцы Т30К4 получили износ по задней
грани в пределах h = 0,3 0,7 мм (фиг. 31), а резцы Т15К6 —
h = 0,65 -?• 0,95 мм (фиг. 32). Из шести испытанных резцов Т30К4
только на двух произошло выкрашивание пластинки твердого
сплава, а из шести резцов Т15К6 выкрошились пять резцов, причем
выкрашивание начиналось после 20—30 мин. работы.
Из фиг. 33 видно, что резец Т15К6, проработав 30 мин., получил
износ по задней грани h = 0,35 мм и выкрошился, а резцы Т30К4
после 90-минутной работы получили значительно меньший износ
(/г = 0,25 мм,).
Выбор твердых сплавов
91
Таким образом, для точения значительной группы легированных
сталей, закаленных на высокую твердость, лучшими оказались ти-
тановольфрамовые твердые сплавы Т15К6 и Т30К4, особенно при
работе с малыми сечениями среза. Полученные результаты вполне
увязываются с теорией и практикой применения твердых сплавов:
вольфрамовых — для обработки чугуна и неметаллических мате-
риалов, дающих стружку надлома, и титановольфрамовых — для
обработки сталей, образующих сливную стружку или стружку ска-
лывания. В п. И показано, что при точении хромоникелемолибдено-
Фиг. 33. Результаты сравнительных испытаний
резцов, оснащенных твердыми спавами Т30К4 и
Т15К6, с одинаковой геометрией режущей части.
Точение стали 40ХС твердостью HRg = 50 — 52 при
v = 60 м/мин, t = 0,2 мм и s = 0,1 мм/об.
Стрелкой отмечено выкрашивание пластинки твер-
дого сплава.
кремнистой и хромоникелевой сталей В и С, несмотря на их весьма
высокую твердость (Ядс=59 и 65), образуется сливная стружка.
А. Я. Малкин [23] обосновывает свою рекомендацию сплава
ВК8 для точения закаленных сталей твердостью Hrg = 62 н- 65
соображением о значительно более высокой прочности этого сплава
по сравнению со сплавом Т15К6.
С точкой зрения А. Я. Малкина нельзя согласиться в отношении
тонкого и вообще чистового точения закаленных сталей. Одному
из основных требований к этому процессу — высокой чистоте обра-
ботанной поверхности — могут удовлетворить только сплавы ти-
тановольфрамовой группы: Т15К6 и Т30К4. Исключением являются,
как указывалось, вольфрамовые сплавы ВК2 и ВКЗ.
Возможно, что при предварительной обработке со значитель-
ными сечениями, среза, в условиях недостаточной жесткости системы
деталь—станок—резец целесообразно применять сплав ВК8,
92
Точение закаленных сталей
учитывая повышенную хрупкость сплавов Т15К6 и особенно Т30К4.
Но и в этих случаях следует принять меры к усилению жесткости
системы и ориентироваться на титановольфрамовые сплавы, позво-
ляющие работать со значительно более высокими скоростями ре-
зания.
Выводы
1. Закаленные стали хорошо обрабатываются всеми существую-
щими марками твердых сплавов, причем сплавы титановольфрамо-
вой группы имеют большие преимущества в режущих свойствах
перед вольфрамовыми сплавами. Превосходство титановольфрамо-
вых сплавов над вольфрамовыми усиливается при малых значениях
глубины резания t и подачи $.
Важнейшей мерой борьбы с хрупкостью титановольфрамовых
сплавов является тщательная доводка резцов.
2. Вольфрамовые сплавы ВК8 и ВК6, а также титановольфра-
мовый сплав Т5КЮ характеризуются приблизительно одинаковыми
режущими свойствами.
3. Твердые сплавы вольфрамовой группы ВК2 и ВКЗ отли-
чаются весьма высокими режущими свойствами, приближаясь
в этом к сплаву Т15К6.
4. Твердый сплав Т30К4 при тонком точении закаленных сталей
позволяет работать со скоростями резания на 20% выше по сравне-
нию £о сплавом Т15К6.
5. При точении закаленных сталей без ударной нагрузки сле-
дует применять твердые сплавы Т30К4, Т15К6, ВК2 и ВКЗ,
а с ударной нагрузкой — сплавы ВК8, ВК6 и Т5К10.
14. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
В этом разделе излагаются результаты исследований по уста-
новлению зависимостей сил резания от различных факторов при
точении закаленных сталей.
Влияние скорости резания на силы резания
В литературе по обработке незакаленных сталей преобладает
точка зрения, что с повышением скорости резания силы резания
уменьшаются.
Влияние скорости резания на силы резания при точении зака-
ленных сталей было исследовано автором на стали В твердостью
Н$с = 49. Опыты производились титановольфрамовыми резцами.
Результаты этих опытов приведены на фиг. 34 и 35. Фиг. 34 отра-
жает результаты опытов с глубиной резания t = 2,41 мм, подачей
s = 0,395 мм/об, при изменении скорости резания в пределах
р = 5—40 м/мин-, фиг. 35 — результаты опытов с t— 1,19 мм-,
s = 0,225 мм/об, при изменении скорости резания от 5 до 60 м/мин.
Влияние различных факторов на силы резания
93
Как видно из кривых, с увеличением скорости резания танген-
циальная сила Рг уменьшается. В то же время изменение скорости
резания оказывает на радиальную силу Ру столь незначительное
влияние, что без большой погрешности можно принять, что эта
сила не зависит от скорости резания. Осевая сила Р^ также не за-
висит от скорости резания.
Н. Н. Зорев [22] указывает, что при небольшом износе резца по
задней грани все три силы уменьшаются с увеличением скорости
резания. При большом износе резца возможно увеличение сил
Рд, и Ру с увеличением скорости резания.
К противоположным выводам пришел А. Д. Макаров [24].
В проведенном исследовании стали Х12М твердостью HR(1= 61 4- 62
он установил; что при глубине
резания t = 0,45 мм и подаче
s — 0,2 мм/об изменение скорости
Фиг. 35. Влияние скорости реза-
ния v на силы Рх, Ру и Рг. Точе-
ние стали В твердостью HRc = 49
при t = 1,19 мм и 5 = 0,225 мм/об
(а = 6°: у = — 5°, X = 0°, ф = 45°,
Фиг. 34. Влияние скорости резания v на
силы Рх, Ру и Рг. Точение стали В твер-
достью Нрс = 49 при t = 2,41 мм и
$ = 0,395 мм/об. Геометрия резца: а = 6°;
7 = — 5°; X = 0°; = 45°; ?i=15°; г=1,15 мм.
ср1= 15°, г == 1,15 мм).
резания v от 9 до 23 м/мин привело к уменьшению силы Pz и уве-
личению сил Р х и Ру.
Расхождение между данными А. Д. Макарова и автора можно
объяснить тем, что А. Д. Макаров проводил свои испытания рез-
цами, имевшими, по-видимому, значительное затупление по задней
грани, в то время как опыты автора производились со свежезаточен-
ными резцами. f
Следовательно, при точении закаленных сталей скорость реза-
ния оказывает существенное влияние на силу резания Для за-
каленной стали средней твердости (Явс = 49) это влияние четко
проявилось в диапазоне скоростей резания v от 5 до 60 м/мин\ для
94
Точение закаленных сталей
стали высокой твердости (Нрс =61 -4-62) —при изменении скоро-
сти резания в значительно меньшем диапазоне: от 9 до 23 м/мин.
При сопоставлении данных А. М. Вульфа [25] для незакаленной
стали и автора для закаленной стали твердостью Нрс = 49 выяви-
лось, что при одинаковой степени увеличения скорости резания v
сила Pz уменьшается тоже в одинаковой степени. Это опровергает
утверждение Н. Н. Зорева о том, что при точении закаленных ста-
лей сила резания зависит от скорости резания в меньшей степени,
чем при обработке незакаленных сталей.
Влияние геометрии резца на силы резания
Фиг. 36. Влияние переднего угла резца 7 на
силы Рх, Ру, Pz при различных значениях
подачи s. Точение стали В твердостью HR = 49
при 5 = 1,2 мм, 5 = 0,112 и 0,395 мм/об и
v ~ 20 м/мин. Геометрия резца: а = 6°
К = 0°, т = 45°, = 15°, г = 1,15 мм.
Передний угол резца. Опыты по установлению характера влия-
ния переднего угла резца на силы резания проведены автором на
стали В твердостью
Hrc = 49. Обработка про-
изводилась титановоль-
фрамовыми резцами с
постоянными скоростью
резания (у = 20 м/мин)
и глубиной резания
(/ = 1,2 мм), при различ-
ных значениях подачи s.
Передний угол у изменял-
ся от +10 до —12°. Ре-
зультаты проведенных ис-
пытаний для подач $ =
= 0,112 и 0,395 мм) об
представлены на фиг. 36.
Как видно, с уменьше-
нием переднего угла рез-
ца силы Рх, Ру и Pz воз-
растают, причем влияние
угла у на величину сил
резания проявляется в зо-
не отрицательных значе-
ний переднего угла (у<0°)
более резко, чем в зоне
его положительных значе-
ний (у > 0°).
Передний угол у ока-
зывает на силы Рг и Р,
большее влияние, чем на силу Pz. Например, при изменении перед-
него угла от +10 до —12° (s = 0,395 мм/об) осевая сила Р г воз-
росла от 34 до 99 кг, т. е. в 2,9 раза, а радиальная сила Ру — от
63 до 126 кг, т е. в два раза. В то же время тангенциальная
сила Рг увеличилась только в 1,27 раза (от 157 до 200 кг).
Влияние различных факторов на силы резания
95
В зоне отрицательных значений переднего угла у отношения
Рд. Ру
и -р- больше, чем при положительных значениях угла у, причем
*2 Р 2
по мере уменьшения переднего угла эти отношения возрастают
(табл. 28). Данные этой таблицы показывают также, что с увели-
Рд» Ру
чением подачи отношения — и убывают.
*~2
Таблица 28
Рх Ру
Отношения-^- и для различных значений переднего угла резца т
*2 *2
при точении стали В твердостью //рр=49 с различными подачами,
глубиной резания £=1,2 мм и скоростью резания v = 20 м/мин
т= + ю° у = 0° Т = — 5° т=- -12°
Подача 5 в мм/об Р.г ру ру р 2 Р.т р1/ р^ ру
рг р* р, Ч" рг р 2
0,112 0,42 0,75 0,51 0,82 0,68 0,90 0,70 0,92
0,155 0,35 0,63 0,41 0,64 0,62 0,83 0,68 0,87
0,225 0,31 0,54 0,38 0,63 0,54 0,73 0,61 0,79
0,307 0,27 0,49 0,36 0,58 0,48 0,66 0,57 0,78
0,395 0,24 0,48 0,34 0,49 0,46 0,63 0,52 0,69
Полученные автором результаты подтверждаются другими ис-
следованиями процесса обработки закаленных сталей [22, 23].
Можно заключить, что влияние переднего угла резца на силы
резания при точении закаленных сталей имеет тот же характер, что
и при обработке обычных (незакаленных) сталей.
Главртый угол резца в плане. При точении закаленных сталей
уменьшение главного угла в плане вызывает увеличение осевой
силы Рх и радиальной силы Pv, причем изменение угла <р оказы-
вает на силу Рх большее влияние, чем на силу Ру. Согласно опыт-
ным данным [22], уменьшение угла <р на каждые 10° вызывает уве-
личение силы Ри на 7,5%, а силы Р„ — на 30%. Влияние угла <р
на тангенциальную силу Рг незначительно.
Угол наклона главной режущей кромки резца. Исследование
А. А. Маслова [26] показало, что при точении закаленных сталей с
увеличением угла наклона главной режущей кромки % от —30 до
+45° радиальная сила Р,, возрастает, а осевая сила Р„ убывает.
По данным Н. Н. Зорева [22] увеличение угла X на каждые 10°
вызывает увеличение силы Руна 15% и уменьшение силы Рж на 5%.
96
Точение закаленных сталей
Эти данные действительны при главном угле в плане ср, = 20°,
толщине среза а = 0,1 мм и износе резца по задней грани
h = 0,2 мм. С увеличением угла <р влияние угла X на силу Ру умень-
шается, а на силу Рх — увеличивается. Влияние угла X на силы
Рх и Ру уменьшается также с увеличением износа резца, и тем
сильнее, чем тверже закаленная сталь и меньше толщина среза а.
Тангенциальная сила Ps с изменением угла X практически не
изменяется.
Влияние глубины резания и подачи на силы резания
Для установления зависимостей сил Рх, Ру и Рг от глубины
резания t и подачи s при точении закаленных сталей автором были
проведены несколько серий опытов. Приводятся результаты четырех
серий испытаний: трех для стали В твердостью /7дс=49 и одной
для той же стали твердостью Нцс = 59. Силовые испытания произ-
водились титановольфрамовыми резцами, имевшими следующую гео-
метрию режущей части: а = 6°; у == —5°; X = 0°; <р = 45°;
Ф1 = 15°; г= 1,15 мм.
На фиг. 37—42 в двойной логарифмической системе координат
изображены графики зависимостей сил Рх, Ру и Рг от глубины
резания t и подачи s для закаленной стали В твердостью 49.
Для той же стали на фиг. 43 и 44 в простой системе координат пред-
Р Р
ставлены отношения сил -б~ и -р- для различных значений по-
*2 *2
дачи $.
Р
На фиг. 43 можно видеть, что отношение -£ возрастает с
уменьшением подачи и с увеличением глубины резания (значительно
слабее). Отношение радиальной силы Ру к тангенциальной по-
вышается с уменьшением подачи и глубины резания (фиг. 44).
Зависимости осевой Рх, радиальной Ру и тангенциальной Рг
сил от глубины резания и подачи при точении закаленных сталей
можно представить в следующем виде:
Рх = Ср • tXpx-sVpx кг',
Py = CPy-tXpy.sypy кг-,
Рг = Ср •^,-Л кг;
где Сря, Сру и Срз — коэффициенты, зависящие от обрабатывае-
мого материала и других условий резания;
t — глубина резания в мм;
s — подача в мм/об.
Влияние различных факторов на силы резания
97
Фиг. 37. Влияние глубины реза-
ния t на силу Рх при различных
значениях подачи $. Точение стали
В твердостью HRc = 49 при скоро-
сти резания v = 20 mImuh. Геомет-
рия резца: а = 6°, у = — 5°,
Х = 0°, — 45°, ?i=15°,
г = 1,15 мм.
1 — 5=0,505 мм/об; 2 — 5=0,395 мм/об;
3 — 5=0,28G мм/об; 4—5=0.197 мм/об;
5~5=и,122 мм/об.
Фиг. 38. Влияние глубины реза-
ния t на силу Ру при различ-
ных значениях подачи s. Усло-
вия испытаний указаны на фиг. 37.
Фиг. 39. Влияние глубины реза-
Лодпчп <?. мм/об
Фиг. 40. Влияние подачи $ на силу Рх
при различных значениях глубины реза-
ния t. Точение стали В твердостью
HR = 49 при скорости резания
v = 20 м/мин. Геометрия резца: а = 6°;
т = 5°; X = 0°; ср = 45°; ^ = 15°;
г = 1,15 мм.
l — t=3,47 мм; 2 —t *=1,74 мм; 5 —/=0,88 мм.
7 Зак. 2832,
98
Точение закаленных сталей
Фиг. 41. Влияние подачи s на силу
Ру при различных значениях глу-
бины резания Л Условия испытаний
указаны на фиг. 40.
Подача s, мм/об
Фиг. 42. Влияние подачи s на силу
Рг при различных значениях глубины
резания t, Условия испытаний ука-
заны на фиг. 40.
Фиг. 43. Влияние глубины резания t
р
и подачи s на отношение . Условия
Г?
испытаний указаны на фиг. 40.
Фиг. 44. Влияние глубины резания t
Ру \г
и подачи s на отношение . Уело-
вия испытаний указаны на фиг. 40.
Влияние различных факторов на силы резания
99
Анализ опытных данных показывает, что величина показателей
хр и хр зависит от подачи s, а величина показателей уР и ур —
от глубины резания t: хР и хр уменьшаются с увеличением s,
X V
а ур и ур уменьшаются с увеличением t. Однако колебания ве-
® у
личины показателей хр и хр , а также показателей уР и ур ,
а> у гв у
при изменении подачи и глубины резания оказывают незначитель-
ное влияние на величину сил Рх и Ру. Поэтому нет смысла услож-
нять уравнения Рх =f\ (/ и s) и Ру = /2 (t и s) введением допол-
нительных зависимостей показателей хр% и хр^, а также уря и
уРц от подачи s и глубины резания t. С достаточной для практики
степенью точности величины этих показателей можно принять на
уровне средних для них значений по результатам четырех серий ис-
пытаний (табл. 29).
Таблица 29
Значения показателей степени при t и з в зависимостях: и з),
Ру—М и S) и = И 3)
Сила резания Показатели степени при t и S Сталь В твердостью Я#£=49 Сталь В твердостью Я/?с=59
Серия опытов
I п ш средние данные IV
Рх X р X 0,94 0,95 0,98 0,96 0,72
Ур X 0,58 0,62 0,51 0,57 0,86
Ру Хр У 0,61 0,66 0,64 0,63 0,31
Ур У 0,60 0,78 0,49 0,62 1,08
р» Хр 2 0,95 0,96 0,99 0,97 0,83
ч 0,76 0,83 0,87 0,82 0,80
Подача и глубина резания оказывают незначительное влияние
на величину показателей хр и у Р- В уравнении Р3 = /з U и $)
Z %
можно принять, что показатели хр и уР не зависят от подачи s
и глубины резания t. г «
Отмеченные закономерности характерны для сталей обеих твер-
достей (//Вс=49 и 59).
7*
100
Точение закаленных сталей
Данные табл. 29 позволяют судить о характере влияния твердо-
сти закаленной стали на величину показателей степени при t и $
в зависимостях, связывающих Рх, Ру и Pz с t и s. Как видно, в
уравнениях P^ — h (t к s) и Py = f2 (t п s) с повышением твердо-
сти стали Нцс от 49 до 59 показатели при глубине резания умень-
шаются: хрх— от 0,96 до 0,72; хр —от 0,63 до 0,31. Показатели
при подаче, наоборот, возрастают: ур — от 0,57 до 0,86, а ур —
я? у ч
от 0,62 до 1,08. В уравнении Pz=fz(t и s) показатель при глубине
резания хР также уменьшается с повышением твердости стали (от
0,97 до 0,83); показатель при подаче ур незначительно изменяется.
Отсюда следует, что с повышением твердости закаленной стали
резко усиливается влияние подачи s на величину Рх и Ру.
Согласно опытным данным автора, уравнения сил резания для
закаленных сталей имеют следующий вид.
Для стали твердостью
/\=129./0’% • s°’57 кг\
Py = 2<Xl -sw кг;
Pz = 330 t™1 s°’S2 кг;
для стали твердостью Нрс = 59:
Рх = 243 • • s°’86 кг;
Ру = 670 sw кг;
/-*г = 400 • £0,83 • s0,80 кг.
На величину показателей степени при t и $ в уравнениях для
Ру и Pz влияет также величина износа резца по задней грани
h [22]. С увеличением h показатели уР , уР и ур уменьшаются,
и тем в большей степени, чем тверже закаленная сталь. При этом
показатели хр^, хр и Хрг также уменьшаются, но в меньшей
степени, чем показатели ур , уР и ур .
Эти уравнения справедливы для резцов со следующей геомет-
рией режущей части: а = 6°; у = —5°; X = 0°; ф = 45°;
ф1 = 15°; г == 1,15 мм.
Для расчета режимов резания (приложение I) автором принята
следующая формула для тангенциальной силы Pz:
Pz = Cp -s0'8 кг, (1)
где Ср. — 250 для стали твердостью Нрс = 38.
Табл. 30 позволяет сделать сопоставление величин показателей
степени при t и s в уравнениях для Рх, Ру и Рг для закаленных
Влияние различных факторов на силы резания
101
сталей по различным источникам. Из приведенных данных следует,
что при точении закаленных сталей, так же, как и незакаленных,
подача s оказывает на силу Р3 меньшее влияние, чем глубина ре-
зания t (во всех исследованиях хр^ур ). Сделать обобщающие
выводы о характере влияния t и s на силы Рх и Ру невозможно,
так как данные сильно расходятся между собой.
Таблица 30
Значения показателей хР , хР , , у,, и V»
X Г^ J' Гу
по данным различных исследований
Данные Обрабатываемый материал Р х ~ Ср X Х X хр ур xt х • $ х X ъ чГ II Vй X ч,8 II * X
Показатели степени
X р X Ур X Хр У Ур У Хр а
Автора Закаленная сталь В, 0,96 0,57 0,63 . 0,62 0,97 0,82
Закаленная сталь В, ^й(7=59 0,72 0,86 0,31 1,08 0,83 0,80
Н. Н. Зоре- ва [22] Закаленные стали, ЯД(?=35-65 1,0 0,60 1,0 0,60 1,0 0,76
А. А. Масло- ва [26] Закаленная сталь Х12М/7, р =45 0,91 0,37 0,91 0,47 1,0 0,77
А. Д. Мака- рова [24] Закаленная сталь Х12М Яр =61-4-02 1,03 0,98 0,87 0,95 0,70 0,58
Справочник режимов ско- ростного реза- ния метал- лов [27] Сталь конструк- ционная незакален- ная, ав = 75 кг/мм2 1,20 0,55 0,90 0,75 1,0 0,75
Сравним величину силы резания Рг при точении закаленных
сталей по различным источникам (табл. 31). В таблице приведена
также незакаленная сталь, = 75 кг!мм2,
102
Точение закаленных сталей
Таблица 31
Величина силы резания Pz для закаленных и незакаленной сталей
по различным исследованиям
Обрабатываемый материал / Данные Сечение среза: tXs
2,0 X 0,8 1,0 X 0,4 0,5 ХОЛ
сила резания Р% в кг
Закаленные стали ^Лс=45 ^=50 ^с = 60 Автора 465 520 620 142 158 190 22 29 34
Закаленные стали ^С = 45 Н. Н. Зорева [22] 450 440 125 130 150 28 31 33
Закаленная сталь Х12М, ЯЛС = 45 А. А. Масло- ва [22] 595 174 30
Закаленная сталь Х12М, ^ = 614-62 А. Д. Макаро- ва [24] 360 148 40
Незакаленная сталь, авр ~ 75 кг/мм? (НВ = 207 -ь 241) Справочника режимов реза- ния [27] 320 96 17
Данные А. Д. Макарова, подсчитанные по рекомендуемой им
формуле, скорректированы с учетом большого отрицательного пе-
реднего угла (у = —24°) у использованных им в исследовании рез-
цов. Неодинаковые соотношения в величине Pz для разных сечений
среза между данными различных исследований объясняются раз-
личной структурой формул для Pz (разная величина показателей
степени при глубине резания t и подаче s).
Как видно, величины силы Pz для сталей одинаковой твердости
значительно расходятся у разных исследователей: у А. Д. Макарова
они занижены, а у А. А. Маслова завышены; данные автора зани-
мают промежуточное положение между данными Зорева и Маслова.
Влияние различных факторов на силы резания
103
Из таблицы далее видно, что тангенциальная сила Рг для зака-
ленных сталей больше, чем для незакаленных; разница между ними
возрастает с повышением твердости стали.
Следует иметь в виду, что приведенные значения силы резания
относятся к резцам, режущая кромка которых не изношена (свеже-
заточенным резцам). По мере износа резца сила Р? возрастает, и
тем сильнее, чем тверже закаленная сталь и меньше толщина
среза а. Согласно опытным данным Н. Н. Зорева [22], например,
увеличение износа резца по задней грани h от 0,2 до 0,8 мм (глу-
бина резания t— 1,0 мм и подача s = 0,4 мм/об) приводит к воз-
растанию силы Рг для закаленной стали твердостью /Увс = 40 на
50%, а для стали твердостью /Увс = 65 — на 71 %. Для закаленной
стали твердостью /7яс = 50 (/ = 1,5 мм) увеличение износа резца h
от 0,2 до 0,8 мм дает возрастание силы Р. для подачи $ = 0,8 мм/об
на 35%, а для s = 0,l мм/об — на 106%.
Существенно, что для закаленных сталей относительное значе-
ние сил Ру и Рх много выше, чем для незакаленных сталей. Если
для последних отношение изменяется в пределах 0,18—0,67,
р
а —в пределах 0,17—0,46, то для закаленных сталей эти от-
“г
ношения колеблются в пределах, соответственно, 0,75—1,81 и 0,51—
0,96. По данным А. Д. Макарова [24], для стали твердостью
Hrg = 61 4- 62 (t = 2 мм, $ = 0,4 мм/об) относительные значения
Р Р
сил Ру и Рд еще выше: -^- = 2,80; -^-=1,14.
Необходимо при этом учитывать, что с увеличением износа резца
по задней грани h радиальная сила Р„ и осевая сила Рда резко воз-
растают, причем более интенсивно, чем тангенциальная сила Р г
По данным Н. Н. Зорева [22], для t = 1,0 мм и $ = 0,4 мм/об, при
увеличении износа резца по задней грани h от 0,2 до 0,8 мм, сила
Ру возрастает для стали твердостью /7вс = 40 на 120%, для стали
твердостью Явс = 65 — на 181%; сила Рх, соответственно, — на 94
и 187%. Напомним, что при этих же условиях сила Рг возрастает
на 50 и 71%.
Обрабатываемость закаленных сталей
Обрабатываемость металлов резанием (способность поддаваться
обработке режущим инструментом) определяется следующими ос-
новными показателями:
1) скоростью резания, соответствующей 60-минутной стойкости
резца, при определенных условиях резания (материал и геометри-
ческие параметры режущей части инструмента, глубина резания,
подача и др.);
104
Точение закаленных сталей
2) чистотой обработанной поверхности;
3) величиной сил при резании.
Обрабатываемость металла тем выше (лучше), чем выше ско-
рость резания, допускаемая
обработанной поверхности и
Здесь рассматривается
обрабатываемость закален-
ных сталей по признаку силы
резания.
инструментом, и достигаемая чистота
чем ниже сила резания.
Таблица 33
Таблица 32
Величины по данным
z
различных исследований
Данные 1 Пределы изменения твердости закаленной стали HRq Значе- ния показа- теля
Автора 49—59 1,05
Н. Н. Зорева 35—60 0,88
[22] >60 3,25
НИБТН [27] 38—58 1,30
Величина удельной силы резания
для закаленных и незакаленных сталей
Обрабаты- ваемый материал Сечение среза F—t-SMM*
£,0-0,8 = 1,6 11,0-0,4=0,4 0,5-0,1 = 0,05
Удельная с ила резания р в кг! мм?
Закален- ные стали ^Д(?=38 246 300 440
% =49 325 395 580
^ = 59 395 480 705
Незака- ленная сталь, 200 240 340
вр = 75 кг! мм2
Влияние твердости закаленной стали на ее обрабатываемость.
Из предыдущего материала видно, что с повышением твердости за-
каленной стали ее обрабатываемость понижается — сила резания
Pz возрастает. Эта закономерность может быть выражена равен-
ством
Пр z_4
DP=A-H* (2)
z
где А = Cps для стали данной твердости.
В табл. 32 приведены величины показателя степени пр , полу-
ченные из различных исследований.
При расчете рекомендуемых режимов резания (приложение I)
автором приняты следующие значения пр:
Z
Твердость закаленной Значение
стали Нр показателя пр
Ь z
38—60 1,0
>60 3,0
Удельная сила резания при точении закаленных сталей. Для
сравнительной оценки обрабатываемости металлов введено понятие
Влияние различных факторов на силы резания
105
о так называемом коэффициенте резания Kz- Часто смешивают ко-
эффициент резания с удельной силой резания р. В отличие от коэф-
фициента резания /Q, являющегося постоянной величиной для
данного металла, удельная сила резания р — переменная величина^
зависящая от размеров снимаемого слоя металла и других условий
резания. Однако удельная сила р может служить для сравнительной
оценки обрабатываемости различных металлов, если сила резания
Р~ определена для них при одних и тех же условиях.
В табл. 33 приведены значения удельной силы резания р для за*
каленных сталей различной твердости и для незакаленной стали с
пределом прочности при растяжении = 75 кг!мм2.
Как видно, удельная сила резания, характеризующая обрабаты-
ваемость металла, увеличивается с уменьшением площади сечения
снимаемого слоя F и с повышением твердости закаленной стали.
Для незакаленной стали она меньше, чем для закаленных сталей.
Обрабатываемость закаленных сталей ниже, чем незакаленных.
Выводы
1. Точение закаленных сталей отличается от обработки незака-
ленных сталей большей величиной всех сил резания, а особенно ра-
диальной и осевой сил Ру и Р х. Это объясняется высокими проч-
ностью и твердостью закаленных сталей, а также тем, что для
их обработки применяются резцы с отрицательным передним
углом.
2. Закаленные стали характеризуются худшей обрабатываемо-
стью, чем незакаленные. Удельная сила резания р для закаленных
сталей значительно выше.
3. Точение закаленных сталей отличается высокими относитель-
ными значениями радиальной и осевой сил Ру и Рх. Для незака-
ленных сталей Ру 0,4 Р и Рх^ 0,3 Pz, для закаленных сталей
осевая сила Рх = 0,5 — 0,9 Рг, радиальная же сила Ру прибли-
жается по своей величине к тангенциальной силе, а при малых се-
чениях среза значительно превышает ее.
4. С увеличением износа резца по задней грани возрастают все
силы резания, а особенно сильно радиальная и осевая силы Ру
и Рх.
5. С повышением твердости закаленной стали убыстряется рост
сил резания.
6. При точении закаленных сталей скорость резания оказывает
существенное влияние на величину тангенциальной силы Pz. С по-
вышением скорости сила Pz уменьшается. Следовательно, с точки
зрения нагрузки на резец выгоднее работать с относительно высо-
кими скоростями резания.
Практически при точении закаленных сталей, особенно высокой
твердости, влияние скорости резания на силы резания незначи-
тельно, так как диапазон применяемых скоростей достаточно узок.
100
Точение закаленных сталей
7. Для закаленных сталей влияние переднего угла резца г на
силы резания имеет тот же характер, что и при обработке незака-
ленных сталей: с уменьшением переднего угла возрастают все силы,
а особенно сильно' радиальная и осевая силы Ри и Рх.
8. При точении закаленных сталей уменьшение главного угла
в плане <р приводит к увеличению радиальной и осевой сил Ри и
Изменение угла <р оказывает на силу Р, меньшее влияние, чем
на силу Рх. Влияние угла <р на тангенциальную силу Рг незначи-
тельно.
9. С увеличением угла наклона главной режущей кромки X ра-
диальная сила Pv возрастает, а осевая сила Рх понижается; тан-
генциальная сила Pz практически не изменяется.
10. Для закаленных сталей зависимости сил резания от глубины
резания t и подачи s имеют тот же вид, что и для незакаленных
сталей.
Для незакаленных сталей показатель степени при глубине реза-
ния больше показателя степени при подаче, т. е. глубина реза-
ния оказывает на силу Р большее влияние, чем подача. Это же
положение справедливо и для закаленных сталей. Однако, в отли-
чие от незакаленных сталей, для которых показатель хр = 1,для
них этот показатель может иметь меньшую величину.
11. На достижимую точность обработки влияют многие фак-
торы, среди которых важнейшим является отжим резца под воздей-
ствием радиальной силы Ру . Действие этой силы приводит к иска-
жению геометрической формы обработанной поверхности и образо-
ванию на ней конусности.
Так как рассматриваемый процесс отличается большим относи-
тельным значением радиальной силы Pv, особенно при малых сече-
ниях снимаемого слоя металла, то обработку закаленных сталей
следует вести на станках повышенной жесткости.
12. Несмотря на то, что точение закаленных сталей характери-
зуется значительно ббльшими силами резания по сравнению с об-
работкой незакаленных сталей (при одних и тех же значениях глу-
бины резания t и подачи $), абсолютное значение этих сил относи-
тельно невелико, так как точение закаленных сталей ведется с ма-
лыми t и s. Кроме того, сравнительно с незакаленными сталями,
обработка закаленных сталей производится со значительно мень-
шими^ скоростями резания. В результате при. точении закаленных
сталей расходуемая на резание мощность относительно неве-
лика.
15. ГЕОМЕТРИЯ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ РЕЗЦА
В этом разделе приведены результаты исследований, имевших
целью определить оптимальные величины геометрических парамет-
ров резца при точении закаленных сталей.
Геометрия режущей части резца
107
Передний угол резца
В табл. 34 приведены результаты опытов автора с закаленной
сталью В твердостью Hrc = 56. Обработка велась резцами Т21К8
при глубине резания t = 2,4 мм и подаче s = 0,307 мм/об. Резцы
имели геометрию: задний угол а = 6°; угол наклона главной режу-
щей кромки X = 0°; главный угол в плане <р = 45°; вспомогатель-
ный угол в плане cpi = 15°; радиус закругления вершины резца
г =1,15 мм. Передний угол у изменялся в пределах от +10 до
—12°. Резцы были доведены пастой из карбида бора.
Из таблицы видно, что с уменьшением переднего угла резца
процесс резания ухудшался. При работе резцами с г = +10° и
+6° резание происходило легко, с хорошим отводом стружки. При
больших отрицательных передних углах (у = —8 и —12°) резко
Фиг. 45. Зависимость между скоростью резания v
и стойкостью резца Т для различных значений
переднего угла резца у. Точение стали В твер-
достью//д = 56 при t = 2,4 мм и s = 0,307 мм/об.
возрастали все силы резания, и особенно радиальная Ру, что при-
водило к сильному отжиму резца от обрабатываемой детали,
а также увеличивалась деформация срезаемого слоя металла и
резко повышался нагрев стружки. Но при у = +Ю° наблюдалось
выкрашивание режущей кромки резцов.
' На фиг. 45 приведены в логарифмической системе координат
графики зависимости между скоростью резания и стойкостью
резца Т. Они построены по данным табл. 34. Скорости резания,
.приведенные к 60-минутной стойкости резца (veo), а также величина
показателя относительной стойкости для исследованных значений
переднего угла у представлены в табл. 35.
Влияние величины переднего угла резца на скорость резания
исследовалось автором также на стали А твердостью Hrc— 47,
Опыты производились резцами Т21К8, имевшими такую же геомет-
рию, как и резцы в опытах со сталью В твердостью /7в0=56. Ре-
зультаты испытаний приведены в табл, 36;
108
Точение закаленных сталей
Таблица 34
Влияние переднего угла резца г на его стойкость и на скорость резания
Точение стали В твердостью Ядс=56 при t = 2,4 мм и s = 0,307 мм/об
Передний угол г Скорость резания V в м/мин Стойкость резца Т в мин. Характеристика зату- пления резца Особые отметки
— 12 24 22 18 18 30 100 Нормальное зату- пление То же » Резание происходило тяжело; с самого начала стружка сильно нагрева- лась. Сильный отжим резца от обрабатываемой детали
— 8 28,5 26 15 35 Нормальное зату- пление То же
24 55
— 5 31 28,5 18 38 Нормальное зату- пление То же Резание происходило легче; нагрев стружки значительно меньший
28,5 40
27 57
31 8 Нормальное зату- пление
31 8 То же
0 29 24
28 24
28 32
+6 29 27 24 12,5 22 76 Нормальное зату- пление То же » Резание происходило легко, с хорошим сходом стружки в виде длинной спирали; нагрев стружки незначительный, но зато
+ 10 26,5 26 26 26 26 1,5 0,16 3 0,16 0,16 Выкрашивание резца ’ То же массовое выкрашивание пластинки твердого сплава по вершине и рабочему участку режущей кромки резцов при небольшой степени их затупления
26 0,16
24 37
23,5 26
Геометрия режущей части резца
109
На фиг. 46 графически представлены данные табл. 35 и 36. Из
приведенных материалов видно, что для обеих испытанных сталей
наибольшая скорость резания соответствует переднему углу ре^ца
Y = —5°. В то же время при изменении величины переднего угла
в обе стороны от его значения у — —5° скорость резания с>бо пони-
Таблица 36
Скорости резания для
различных значений переднего
угла резца у
Таблица 35
Скорости резания и показатель
относительной стойкости m для
различных значений переднего
угла резца у
Обработка стали В твердостью HRc = 56
при t = 2,4 мм и s = 0,307 мм/об
Передний угол резиа 7° Скорость резания 77(0 в м/мин Показа- тель m
абсолютное значение относи- тельное значение
— 12 19,6 0,80 0,169
— 8 24,1 0,98 0,096
— 5 26,8 1,09 0,122
0 25,6 1,04 0,096
+ 6 24,5 1,00 0,105
Точение стали А твердостью = 47
при t = 1,2 мм и s = 0,305 мм/об
Передний угол резна 7° Скорость резания vw в м/мин
абсолютное значение относительное значение
— 8 55,4 0,99
— 5 58,2 1,04
0 58,0 1,04
+ 6 55,6 1,00
жается. Если для у = —5° скорость и6о = 26,8 м/мин, то для
у = 4-6° она равна 25,4 м/мин, а для у = —12° скорость
^60 = 19,6 м/мин (табл. 35). Следовательно, для у = —12° скорость
резания значительно меньше, чем для у = +6°. Кроме того, ско-
рость резания для у = —5° больше скорости резания для у = +6°
на незначительную величину — 9%. Для второй марки стали
(табл. 36) эта разница еще меньше — 4%.
Таким образом, при точении высоколегированной хромоникеле-
молибденокремнистой и среднелегированной хромоникелемолибде-
новой сталей твердостью НВс = 56 и 47 небольшой отрицательный
передний угол резца (у = —5°) дает незначительный выигрыш в
скорости резания по сравнению с положительным передним углом
(у ==+6°), а большие отрицательные передние углы (у = —12°)
приводят, наоборот, к значительному снижению скорости ре-
зания.
Следует подчеркнуть, что при большом положительном переднем
угле происходит выкрашивание режущей кромки резца при точении
закаленных сталей высокой твердости.
Оптимальное значение переднего угла для исследованных авто-
ром сталей А и В лежит в интервале от у = —5° до у = 0°.
Таблица 37
Величина переднего угла у для резцов, оснащенных твердыми сплавами, при точении закаленных сталей
Автор исследования Твердость закаленной стали Марка твердого сплава Рекомендуемые значения перед- ! него угла у° Значение других углов резца Режимы резания
Н. И. Щелко- ногов [28] 49 — 64 ВКб и ВК8 ОТ —5 ДО —7 ? = 45 — 90°; к = 4° t = 0,25—0,50 мм} s = 0,25 мм/об
П. П. Трудов [29] 44 — 49 50 — 54 55—58 Т15К6 и Т5К10 Т15К6 и Т5К10 Т15К6 и Т5К10 —10 И —5 —15 и —10 —20 и —15 <f = 45 — 90°; X — 4° t = 0,20—2,0 мм} s = 0,05—0,30 мм/об
А. Я. Малкин [23] 41—50 51—60 61—65 ВК8 и Т5К10 ВК8 и Т5К10 ВК8 и Т5К10 —10 —10 от —15 до —20 <f> = 30°; X = 45° <f = 25°; X = 45° <? = 15—20°; X = 45° t = 0,5—2,5 мм\ s = 0,15—0,32 мм/об
Е. А. Бело- усова [30] 49—57 ВКЗ и ВК8 —12 <? = 25°; к = 10° t = 0,5—1,5 мм\ s = 0,1—0,84 мм/об
Т30К4 t = 0,5 мм\ s = 0,1—0,48 мм/об
58—62 ВКЗ и ВК8 —15 <р = 20°; Х = 30—40° t = 0,5—1,5 мм} s — 0,1—0,84 мм/об
ТоОК4 t = 0,5 мм\ s = 0,1—0,48 мм!об
63—65 ВКЗ и ВК8 —20 <р = 15°; Х = 40 —45° t = 0,5—1,5 мм\ s = 0,1—0,84 мм/об
Т00К4 t = 0,5 мм, s = 0,1—0,48 мм/об
М. Н. Ларин [31] 45—64 — —15 — —
А. А. Маслов [26] 45—65 ВКб и Т15К6 от —15 до —20 <е = 20—30°; X =*10—15° t =2 мм} s = 0,3 мм/об
Точение закаленных сталей
Геометрия режущей части резца
111
Обратимся к другим работам по точению закаленных сталей.
В табл. 37 приведены значения переднего угла резца, рекомендуе-
мые авторами этих исследований.
Влияние переднего угла на износ резцов Т30К4 при чистовой
обработке стали 40ХС, закаленной на твердость //Рс = 48-=-50
(t = 0,2 мм; s = 0,1 мм/об; v = 40 м/мин), исследовано Н. С. Лога-
ком [21]. Им были испытаны следующие значения переднего угла:
у = 10, 5, 0, —10 и —15°. В каждом опыте определялась величина
износа резца по задней грани после 40 мин. его работы. Результаты
испытаний представлены на фиг. 47.
Как видно, в опытах с положительным углом у резцы выкраши-
вались. Это явление не наблюдалось при работе резцов с отрица-
Фиг. 46. Влияние переднего угла рез-
ца 7 на скорость резания иГ)0. Гео-
метрия резцов: а = 6°; к = 0°;
<р = 45°; <pt ® 15°; г = 1,15 мм.
/ — сталь А твердостью //р^=47, /«1,2 мм,
5=0,305 ммюб\ 2 —сталь В твердостью
HRq “56, /“2,4 мм, 5=0,307 мм/об.
Фиг. 47. Зависимость износа резца
Т30К4 по задней грани от величины
переднего угла 7. Точение стали 40ХС
твердостью Hrq = 48 -г- 50 при
t = 0,2 мм, s = 0,1 мм/об и
v=40 м!мин (а = 5°, ср = 45°, <pt = 10°,
к = 5°, г = 0,5 мм). Стрелкой отме-
чено выкрашивание пластинки твер-
дого сплава.
тельным передним углом. В то же время по мере уменьшения
угла у уменьшался износ резца h по задней грани. Оптимальное
значение переднего угла оказалось в интервале —10-=-15°.
По опубликованным В. А. Кривоуховым [32] данным резцы
КБЕК ’ работали весьма успешно при точении закаленных сталей.
Отличительной особенностью этих резцов являются весьма малые
углы в плане <р и <pi при отсутствии у вершины резца радиуса за-
кругления г. Резцы КБЕК имеют следующую геометрию режущей
части: задний угол 12°; передний угол у = — 5°; угол наклона
главной режущей кромки X = 0°; главный угол в плане <р = 10°;
вспомогательный угол в плане <pi = 10°.
1 Резец получил название по начальным буквам фамилий авторов изобре*
тения: Кривоухова, Бруштейна, Егорова и Козлова.
112
Точение закаленных сталей
Приведенные материалы показывают, что для точения закален-
ных сталей резцам должен придаваться отрицательный передний
угол (у <0°). Однако, по вопросу величины отрицательного перед-
него угла мнения исследователей расходятся. Преобладает точка
зрения о необходимости точить закаленные стали резцами с
большими отрицательными передними углами, доходящими до
—20 -4 25° для сталей высокой твердости. В то же время,
Н. И. Щелконогов, В. А. Кривоухов и автор выявили, что оптималь-
ное значение переднего угла у —5°.
Считаем необходимым остановиться на преимуществах малых
значений отрицательного переднего угла для обработки закаленных
сталей.
Ранее указывалось, что отрицательный передний угол служит
средством повышения прочности режущей кромки твердосплавных
резцов. При работе резцом, имеющим положительный передний
угол, его режущая кромка подвергается изгибу, т. е. деформации,
которой твердые сплавы плохо сопротивляются. Если для быстро-
режущей стали предел прочности при изгибе = 320 кг/мм2, то
для сплава Т15К6 вей =110 кг!мм2, а для сплава Т30К4 — только
90 кг/мм2. В то же время для твердых сплавов характерен
весьма высокий предел прочности при сжатии, достигающий
^бсж = 450 кг/мм2. А режущая кромка резца с отрицательным перед-
ним углом подвергается, главным образом, сжатию.
Наряду с этим, отрицательный передний угол обусловливает
резкое повышение радиальной силы Ру и усиление отжима резца
от обрабатываемой детали. При недостаточной жесткости системы
станок — деталь — инструмент возникает дробление. Согласно опыт-
ным данным автора, относящимся к стали В твердостью ii rq = 49,
испытанной при глубине резания t = 1,2 мм и подаче s = 0,395 мм/об,
уменьшение переднего угла резца у от 4-10 до —12° привело к уве-
личению радиальной силы Ру в два раза. Тангенциальная сила Pz
увеличилась при этом только в 1,27 раза.
Таким образом, работа резцами с отрицательным передним уг-
лом связана с явлениями, крайне нежелательными для процесса
чистовой обработки, к какому относится точение закаленных ста-
лей. Понятно поэтому стремление к выбору возможных малых отри-
цательных передних углов, тем более, что, по данным автора, при
увеличении отрицательного значения переднего угла свыше у= —5°
скорость резания не повышалась, а понижалась.
За исключением П. П. Грудова и Н. С. Логака, все исследова-
тели рекомендуют большие отрицательные значения угла у в соче-
тании с малыми значениями главного угла в плане ср, а А. Я. Мал-
кин и Е. А. Белоусова, кроме того, —с большими значениями угла
наклона главной режущей кромки X.
С уменьшением главного угла в плане ф толщина среза а умень-
шается, ширина среза Ь увеличивается и стойкость резца Т повы-
шается. По данным автора, для закаленной стали твердостью
Геометрия режущей части резца
113
HR =41 при изменении угла ср от 60 до 20° скорость резания
повысилась на 19%.
х Однако с уменьшением угла ср возрастает относительное значе-
ние радиальной силы Ру, а также интенсивность вибраций, особенно
для режущих инструментов с углом ср < 30°. Следовательно, здесь
уменьшение главного угла в плане действует в том же направле-
нии, что и увеличение отрицательного значения переднего угла.
Различие состоит в том, что с уменьшением угла ср возрастает стой-
кость резца и скорость резания, а с уменьшением переднего угла у
повышается прочность режущей кромки резца при одновременном
снижении его стойкости.
Нельзя согласиться с рекомендациями применять при точении
закаленных сталей резцы, имеющие одновременно большие отрица-
тельные углы у (до —20°), малые углы в плане ср (10—30°) и
большой угол наклона режущей кромки (Z = 45°), тем более, что
здесь речь идет о твердых сплавах, отличающихся относительно вы-
сокой прочностью и пониженной хрупкостью (ВК8, Т5КЮ).
Заводская практика обработки закаленных сталей подтверждает
преимущество резцов с небольшим отрицательным передним углом.
На Московском заводе «Красный пролетарий» [33] сталь ШХ15,
закаленная на твердость Н = 60, обрабатывается резцами Т30К4
с передним углом у = —5°. Заметим, что сплав Т30К4 является
одним из самых хрупких твердых сплавов.
На Московском заводе «Борец» [34] обработка закаленной
стали 40Х твердостью Hrc = 42 4- 46 производится резцами
|Т15К6 и ВК8 с передним углом у =—5°. Точение стальных зака-
ленных деталей твердостью //^с = 40 4-48 производится на Горь-
ковском станкозаводе [35] резцами Т15К6, имеющими передний
•угол у = —5°.
Наряду с этим С. С. Некрасов [36] сообщает, что на подшипни-
ковых заводах крупногабаритные кольца шариковых и роликовых
подшипников, изготовляемые из сталей ШХ15, ШХ15СГ и 12ХНЗ,
имеющих твердость //^ = 60 4- 65, обрабатываются на карусель-
ных станках резцами ВК8 со следующей геометрией режущей ча-
сти: а = 12°; у = —15 -4—20°; Ф = 20 4-25°; ф1 = 12 4- 15°; А, =45°;
г = 0,5 мм. В заключение остановимся на двух вопросах:
1) влияние твердости закаленной стали на величину переднего
угла резца;
2) влияние ширины фаски на передней грани на прочность режу-
щей кромки резца.
Вообще говоря, с повышением твердости закаленной стали,
в связи с возрастанием при этом сил резания, передний угол резца
должен уменьшаться, т. е. должно увеличиваться его отрицательное
значение. Так, по данным Н. Н. Зорева [22] для глубины резания
= 2,0 мм и подачи s = 0,3 мм!об с повышением твердости стали
Hrc от 45 до 55 тангенциальная сила резания Pz возрастает на
8 Зак. 2832.
114
Точение закаленных сталей
20%. Большая нагрузка на резец требует большего упрочнения его
режущей кромки. Однако, как это видно из фиг. 46, при повышении
твердости стали Hrc от 47 до 56 (приблизительно на ту же вели-
чину и в той же примерно зоне твердостей) величина оптимального
переднего угла, г изменилась от —2,5° (среднее значение между
Y = 0° и г = —5°) до —5°.
Следовательно, увеличение твердости закаленной стали на
9 единиц по Роквеллу (шкала С) вызвало необходимость в увели-
чении отрицательного значения переднего угла резца, приблизи-
тельно на 3°. Для закаленной стали твердостью Н r0 = 65 опти-
мальное значение переднего угла будет равно на этом основании
<—8°, но не —20° или —25°. Автор считает, что для точения зака-
ленных сталей твердостью Hrc =38 4-65 передний угол у должен
выбираться в пределах от 0 до —10°.
Исследованием [21] установлено, что принятая при точении не-
закаленных сталей ширина фаски на передней грани резца (в тех
случаях, когда отрицательный передний угол образуется не по всей
передней грани, а только по фаске на ней) неприемлема для зака-
ленных сталей. При точении закаленных сталей резцами, оснащен-
ными твердым сплавом Т30К4, фаска на передней грани резца с от-
рицательным передним углом должна. иметь ширину не менее
3—4 мм, т. е. во много раз превосходить величину подачи s. У рез-
цов с фаской f = 2,5 4- 3 мм, получивших износ по задней грани,
соответствующий принятому критерию затупления, происходило
значительно меньшее выкрашивание режущей кромки, чем у рез-
цов, у которых ширина фаски составляла /=1,04-1,2 мм. Если
при износе h = Q,l 4-0,9 мм на резцах с фаской /=1,04-1,2 мм
выкрашивание (или скол) пластинки твердого сплава не только
перекрывало всю ширину фаски, но распространялось дальше по
передней грани на расстояние 3 4-5 мм от режущей кромки, то на
резцах с более широкой фаской (/ = 2,04-2,5 мм), при той же
величине износа по задней грани, выкрашивание пластинки твер-
дого сплава было значительно меньшим, распространяясь от ре-
жущей кромки на расстояние только 0,8—1,0 мм.
Задний угол резца
На фиг. 48 приведены результаты проведенных автором опытов
по установлению влияния заднего угла резца а на его стойкость Т
и на скорость резания v. Опыты производились на стали С твердо-
стью Hrc =65 резцами Т15К6. Задний угол изменялся в пределах
а = 4 4- 16°. Обработка велась при глубине резания t = 0,5 мм и
подаче s = 0,14 мм/об.
Как видно, с увеличением заднего угла а при одинаковой стой-
кости резца Т „допустимы более высокие скорости резания v, или
при одной и той же скорости резания повышается стойкость резца 7\
Так, для а = 4° при скорости резания v = 13 м/мин стойкость
Геометрия режущей части резца
115
7=16 мин., а при а =16° и той же скорости резания стойкость
7 = 70 мин. При а = 4° резец показал стойкость Т = 16 мин. для
у = 13 м/мин, а при а = 16° такая же стойкость получена для более
высокой скорости резания v = 16 м/мин.
В табл. 38 и на фиг. 49 приведены скорости резания Veo для раз-
личных значений угла а, полученные из графиков Т—v (фиг. 48).
Фиг. 48. Зависимость между скоростью резания v
и стойкостью 7 резца для различных значений зад-
него угла резца а. Точение стали С твердостью 65
при t = 0,5 мм и s = 0,14 мм/об (7 = — 5°, X = 0°,
Ч> = 45°, cp-t = 15°, г — 1,3 мм}.
Приведенные данные показывают, что с увеличением заднего
угла резца скорость резания повышается: для а= 16° она выше на
15%, чем для а = 4°. Пониженная скорость резания для а= 12°
(она составляет 95% от скорости резания для а = 4°) не нарушает
общей, достаточно четко выраженной закономерности.
Таблица 38
Влияние заднего угла а на скорость резания г>60 и показатель относи-
тельной стойкости m резца
Задний угол резца а° Скорость резания в м/ман Показатель пг
абсолютное значение относительное значение
4 11,1 1,00 0,111
6 11,5 1,04 0,132
8 12,3 1,11 0,109
12 10,5 0,95 0,135
16 12,8 1,15 0,166
8*
116
Точение закаленных сталей
Результаты другой серии опытов показаны в табл. 39. Обраба-
тывалась сталь С твердостью =65 при постоянном режиме
резания: £ = 0,5 мм, s = 0,14 мм!об и у = 12 м/мин. Задний угол
изменялся в пределах а = 6 4-25°. Опыты производились резцами
Т21К8 со следующей геометрией: у = — 5°; Л = 0°; ф = 45°;
===15°; г = 1,3 мм.
Таблица 39
Влияние заднего угла резца на его стойкость
Точение стали С твердостью HR^=^ при / = 0,5 мм\
s — 0,14 мм/об и v = 12 м/мин
Задний угол резца а0 Стойкость резца Т в мин. Задний угол резца а® Стойкость резца Т в мин.
1 7
1 32
2 15 25
6 2 46
1 26
1 2
1 15
2 20 15
8 22
9 28
10 5 4
10 14 32
42
11 25 42
5 42
2 28
15 3 50
5
Можно видеть, что с увеличением заднего угла стойкость резца
повышается. Если для а =6° в семи опытах она составляет
Т = 1 -4- 2 мин., то для а = 25° Т = 28 4- 50 мин.
Некоторые опыты, главным образом, при меньших значениях
заднего угла, могут вызвать сомнение в связи с малой стойкостью
резца (Т меньше 10 мин.). Необходимо указать, что малая стой-
Геометрия режущей части резца
117
кость резцов здесь вызвана не преждевременным их затуплением
или выкрашиванием (резцы, показавшие стойкость меньше 10 мин.?
получили нормальный износ), а закономерным влиянием скорости
резания и заднего угла рез-
ца на его стойкость.
Данные табл. 39 с исклю-
чением опытов, в которых
стойкость резцов оказалась
ниже 10 мин., представлены
в табл. 40. Как видно, с уве-
личением заднего угла а от
10 до 25° стойкость резца
возросла в 3,25 раза. Если
при а = 25° стойкость Т =
<=39 мин., то при а=10°она
составляет только 12 мин.
|(при а = 6° стойкость Т =
= 1-4-2 мин.)
Полученные данные пред-
оставляют несомненный ин-
Фиг. 49. Влияние заднего угла резца а на
скорость резания Точение стали С
твердостью /7^=65 резцами Т15К6 при
f — 0,5 мм и s = 0,14 мм/об.
терес. Установлено, что при точении титановольфрамовыми рез-
цами стали, закаленной на почти предельную для конструкцион-
ных сталей твердость =65), стойкость резца закономерно
повышается по мере увеличения его заднего угла. Практически
доказана возможность обра-
Таблица 40 ботки этой стали резцами с
Влияние заднего угла а на стойкость задним углом а = 25 .
резца Фиг. 50 показывает ре-
зультаты исследования зад-
него угла [21] при точении
резцами Т30К4 стали 40ХС,
закаленной на твердость
Hrc~№> 4- 50. Износ резцов
по задней грани измерялся
после 40 мин. их работы.
Как видно, оптимальное зна-
чение заднего угла а нахо-
дится между 10 и 12°. Ха-
рактер . зависимости h =
= /(а°) для больших значе-
ний заднего угла не изве-
Точение стали С твердостью = при
t = 0,5 мм, s — 0,14 мм/об и v — 12 м/мин
Задний угол резца а° Стойкость резца Т в мин.
абсолютное значение относительное значение
10 12 1,00
15 32 2,67
20 20 1,67
25 39 3,25
стен, так как исследование
ограничилось а =12°. Во всяком случае, с увеличением заднего
угла износ резца по задней грани уменьшался.
Углы резца: задний а, заострения 0 и передний у —связаны
равном з_90_(2;т.
118
Точение закаленных сталей
При заданном переднем угле у угол заострения |3 тем больше,
чем меньше задний угол. С увеличением угла Р повышается меха-
ническая прочность режущей кромки резца и усиливается его тепло-
отводящая способность. Отрицательный передний угол дает увели-
чение угла заострения резца, а в связи с этим и повышение проч-
ности режущей кромки резца. Но угол (3 увеличивается также с
уменьшением заднего угла а. С этой точки зрения следовало ожи-
дать, что при обработке стали
Фиг. 50. Зависимость износа резца Т30К4
по задней грани от величины заднего
угла. Точение стали 40ХС твердостью
Яд = 48 — 50 при i = 0,2 мм,
s = 0,1 мм!об и v — 40 м/мин.
мя стойкость резца с а =10° значительно ниже, чем
шего а = 25°.
высокой твердости резцами,
оснащенными титановольфра-
мовыми твердыми сплавами,
которым свойственна большая
хрупкость, лучшие результаты
по стойкости покажут резцы,
имеющие меньший задний
угол а, а следовательно, боль-
шой угол заострения р. Про-
веденные автором опыты да-
ли противоположные резуль-
таты.
Данные табл. 40 относятся
к резцам, имевшим одинако-
вый передний угол у = —5° и
разные задние углы. Для двух
значений заднего угла (а = 10
и 25°) имеем: при а = 10° угол
заострения р значительно боль-
ше, чем при а = 25°, а следо-
вательно, выше и прочность
режущей кромки; в то же вре-
резца, имев-
Результаты проведенного исследования позволяют сделать вы-
вод, что в обеспечении прочности режущей кромки твердосплавных
резцов передний угол у играет более важную роль, чем угол за-
острения р. Действительно, резцы с у = —5°, а = 25° и Р = 70° ра-
ботали без преждевременного затупления и выкрашивания их режу-
щей кромки. Указанная геометрия резцов обеспечивала необходи-
мую прочность последней. В то же время резцы с несколько боль-
шим углом заострения (р = 74°) при а = 6° и у = +10° (табл. 34)
оказались совершенно непригодными для работы из-за преждевре-
менного выкрашивания режущей кромки, вследствие ее недостаточ-
ной прочности.
Следовательно, задний угол резца должен рассматриваться не
только как параметр, обеспечивающий свободное перемещение зад-
ней грани резца относительно поверхности резания. Установлено,
Геометрия режущей части резца
119
что правильным выбором заднего угла, с учетом технологических
условий обработки, можно обеспечить значительное повышение
стойкости резца.
Главный угол в плане ф резца
Правильный выбор главного угла в плане ср при точении зака-
ленных сталей имеет весьма важное значение, учитывая высокую
твердость обрабатываемого материала и повышенную хрупкость
титановольфрамовых сплавов.
Таблица 41
Средние Г н для различных значений угла ф
Главный угол в плане с° Стойкость резца Т в мин. Скорость резания г/60 в м/мин
абсолютное значение относительное значение
30 80 81,7 1,07
45 36 76,5 1,00
60 22 73,2 0,96
Автор исследовал влияние главного угла в плане ср на стойкость
резца при точении стали А, закаленной на твердость Н'цс = т 1..
Угол (р изменялся в пределах от 30 до 60°. Обработка производи-
лась резцами Т21К8 при глубине резания /=1,2 мм, подаче s ~
= 0,305 мм/об и постоянной скорости резания v = 80 м/мин. Ана-
литическая обработка опытных данных (табл. 41 и фиг. 51) позво-
лила выразить зависимость скорости резания ц6о от величины глав-
ного угла в плане уравнением
(3)
Как видно, при точении закаленной стали влияние главного угла
в плане на скорость резания имеет тот же характер, что и для не-
закаленных сталей: с уменьшением угла <р скорость резания повы-
шается.
Наряду с повышением скорости резания при уменьшении угла <р,
в опытах с закаленной сталью резцами, имевшими ср = 30°, наблю-
дались вибрации. Они имели место несмотря на то, что условия
обработки характеризовались достаточной жесткостью системы
станок — деталь — инструмент. Эти опыты производились на станке
ДИП-400, супорт которого отличается высокой жесткостью, а отно-
шение длины обрабатываемой детали к ее диаметру равнялось 6,3
(длина болванки L «=< 1700 мм, ее диаметр D 270 мм).
120
Точение закаленных сталей
Учитывая наличие вибраций при работе с ф = 30°, автор во всех
других опытах (не связанных с исследованием угла ф) пользовался
резцами с углом ф = 45°.
Зависимость износа резцов Т30К4 по задней грани от величины
главного угла в плане ф установлена при точении стали 40ХС твер-
достью Hrc =48н-50 [21]. Испытанные резцы имели геометрию:
v = —Ю°, а = 10°, ф1 = 10°, X = 5°, г = 0,5 мм. Главный угол в
плане изменялся в пределах ф = 10 4- 60°. Опытные данные изо-
бражены на фиг. 52. Зафиксированный на графике износ резцов
соответствует продолжительности их работы Г = 40 мин.
Фиг. 52. Влияние главного угла
в плане ср на износ резца по задней
грани. Точение стали 40ХС твердостью
/Где — 48 ч- 50 резцами Т30К4 при
t = 0,2 мм, s = 0,1 мм/об и
v = 40 м/мин.
Фиг. 51. Влияние главного угла в плане ср
резца на скорость резания t/60. Точение
стали А твердостью ^rg = 41 при
t = 1,2 мм и s = 0,305 мм/об. Геометрия
резцов: а = 6°, у — — 5°, X = 0°, <pi—15°,
г = 1,15 мм.
Можно видеть, что для зоны ф = 30 4- 45° характерен наимень-
ший износ резцов. Н. С. Логак указывает, что при малых значениях
угла ф наблюдались вибрации и на обработанной поверхности появ-
лялись следы дробления. При ф = 60° выкрашивалась режущая
кромка резцов.
При обработке закаленных сталей оптимальным значением
главного угла в плане следует считать ф 45°.
Вспомогательный угол в плане ?i резца
Автор не исследовал вопрос о влиянии вспомогательного угла в
плане ф1 на стойкость резца. Однако в многочисленных опытах, про-
веденных им по закаленным сталям, выявилось оптимальное значе-
ние этого угла ф1 = 15°. П. П. Трудов [29] также рекомендует
резцы с ф1 = 15°.
Исследованием закаленной стали 40ХС (Hrg = 48 4- 50) уста-
новлено [21], что оптимальным значением вспомогательного угла в
Геометрия режущей части резца
121
плане является ф1 = 10°. После 40 мин. работы резцы Т30К4, как
видно из фиг. 53, получили наименьший износ по задней грани при
epi = 10°, причем для (pi — 15° износ оказался меньшим, чем для
Ф1 = 5 и 20°. Испытанные резцы имели геометрию: а =10°, у =
= —10°, ф = 30°, г = 0,5 мм.
Угол наклона главной режущей кромки X резца
В опытах со сталями А, В и С, закаленными на различную твер-
дость (Нка = 41 4- 65), выявилось, что оптимальным значением
угла наклона главной режущей кромки резца является X = 0°.
В рекомендуемых режимах резания принят этот угол.
Износ резца по задней грани h., мм
” 5 Ю 15 20
Вспомогательный угол 8 плане резца,
Фиг. 53. Влияние вспомогательного
угла в плане срг на износ резца по
задней грани. Точение стали 40ХС
твердостью 48 ч-50 резцами
Т30К4 при t = 0,2 мм, s = 0,1 мм/об
и v = 40 м/мин.
Фиг. 54. Влияние угла наклона глав-
ной режущей кромки резца на его
износ по задней грани. Точение стали
40ХС твердостью = 48 ч- 50
резцами Т30К4 при t = 0,2 мм,
s = 0,1 мм/об и v=40 м/мин. Геомет-
рия испытанных резцов: а = 10°;
Y 10°; ср = 30°; cpt = 10°; г = 0,5 мм.
Исследование процесса точения стали 40ХС твердостью ~
= 48 4-50 [21] показало, что оптимальное значение угла X лежит
в пределах от 0 до 5° (фиг. 54). При одинаковом эффекте предпо-
чтение следует отдать углу X = 0°, так как заточка резцов с таким
углом значительно облегчается.
В другом исследовании закаленных сталей [29] выявлено опти-
мальное значение угла X = 4°.
Угол X = 0° пригоден для работы без ударных нагрузок. При
обработке закаленных сталей с ударами, в целях предупреждения
выкрашивания резца по наиболее уязвимому участку, каким
является его вершина, применяют увеличенные углы наклона глав-
ной режущей кромки, доходящие до Х = 304-45° [26]. Так, при
122
Точение закаленных сталей
обработке на карусельных станках крупногабаритных колец ша-
риковых и роликовых подшипников из сталей ШХ15, ШХ15СГ и
12ХНЗ, закаленных на твердость 60 4-65, применяются рез-
цы ВК8 с углом наклона главной режущей кромки X = 45° [36].
Радиус закругления вершины г резца
Как указывалось, к обработке закаленных сталей, как чистовому
процессу, предъявляется требование обеспечения высокой точности
Радиус закругления вершины резца г, мм
Фиг. 55. Влияние радиуса закругле-
ния вершины резца г на скорость ре-
зания Точение стали С твер-
достью = резцами ВК8 при
t — 0,5 мм и s = 0,1 мм!об.
размеров и чистоты обработанной
поверхности. Последняя зависит
от ряда факторов, среди которых
радиус закругления вершины рез-
ца г играет важную роль. С уве-
личением радиуса г чистота по-
верхности повышается. В пользу
• применения резцов с большими г
говорит также хрупкость твердых
сплавов, проявляющаяся в пер-
вую очередь на вершине резца,
как наиболее уязвимом участке
его режущей кромки.
С другой стороны большой ра-
диус г способствует возникнове-
нию вибраций, опасных для хруп-
ких твердых сплавов и приводя-
щих к появлению на обработан-
ной поверхности волнистости, понижающей ее качество.
Автор исследовал влияние радиуса закругления вершины 'резца
на его стойкость и на скорость резания при точении сталей С и В
Таблица 42
Влияние радиуса закругления вершины резца г на скорость резания
и величину показателя относительной стойкости m
Точение стали С твердостью HR^ — 65 резцами ВК8 при
t — 0,5 мм и s — 0,1 мм!об
Радиус закругления вершины резца г в мм Скорость резания в м/мин Показатель m
абсолютное значение относительное значение
0,4 10,4 1,00 0,176
0,7 10,7 1,03 0,179
1,3 11,0 1,06 0,162
2,2 13,2 1,27 0,123
Геометрия режущей части резца
12з
твердостью Hrc = 65 и 59. В табл. 42 и на фиг. 55 приведены ре-
зультаты опытов со сталью С твердостью Hrc = 65. Радиус за-
кругления вершины г изменялся в пределах от 0,4 до 2,2 лш.
Опытные данные показывают, что с увеличением радиуса г при
постоянной скорости резания стойкость резца Т повышается. Так,
Фиг. 56. Зависимость между
различных значений радиуса
достью HR^=59. Геометрия
скоростью резания v и стойкостью резца Т для
закругления вершины г. Точение стали В твер-
резцов Т21К8: а = 6°; - = — 5°; к = 0°; <? = 45°;
<Р1 = 15°.
резцы с г = 0,7 мм при у =14 м/мин показали стойкость Т= 13 мин.,
а резцы с г = 2,2 мм при той же скорости резания — значительно
большую стойкость (Т = 32 и 35 мин.). Резцы с г = 0,4 мм имели
стойкость Т = 25—29 мин. при и = 12 м/мин; приблизительно
Таблица 43
Влияние радиуса закругления вершины резца г на скорость резания
и величину показателя относительной стойкости ш
Точение стали В твердостью /7« — 59 резцами Т21К8
(J
Радиус закругления вершины резца г в мм Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Скорость резания в м/мин Показатель m
абсолютное значение относительное значение
0,35 34,5 1,00 0,080
1,15 0,6 0,197 36,8 1,06 0,087
2,20 37,0 1,07 0,079
1,15 2,4 0,307 23,6 1,00 0,176
2,20 25,2 1,07 0,111
124
Точение закаленных сталей
такую же стойкость (7=25-4-26 мин.) показали резцы с г=1,3мм,
но при большей скорости резания (v = 13 м/мин). Вместе с тем,
при работе резцами, имевшими г = 2,2 мм, наблюдались вибрации.
В табл. 43 и на фиг. 56 приведены результаты опытов со
сталью В твердостью /<с = 59. Испытания производились рез-
цами Т21К8 при двух режимах резания: t = 0,6 мм, s = 0,197 мм/об
и t = 2,4 мм, s = 0,307 мм/об.
Радиус закругления вершины резщт г, мм
Фиг. 57. Влияние радиуса закругления
вершины резца на его износ по зад-
ней грани. Точение стали 40ХС твер-
достью HRg = 48н-50 резцами Т30К4
при £ = 0,2 мм, s = 0,l мм/об и
v = 40 м/мин (а = 10°, 7 = — 10°,
Х= 10°, с? = 30°, ср1==10°).
рекомендованы резцы с малым
Как видно, с увеличением радиу-
са г скорость резания повышает-
ся, но слабее, чем при точении
стали С твердостью Яд„=65.
И в этих опытах при работе рез-
цами с г = 2,2 мм наблюдались
вибрации.
Изложенный материал позво-
ляет сделать вывод, что при чи-
стовом точении твердосплавными
резцами сталей, закаленных на
высокую твердость, величина ра-
диуса г оказывает существенное
влияние на скорость резания, но
меньшее, чем при точении незака-
ленных сталей.
Однако нет оснований реко-
мендовать для точения закален-
ных сталей резцы с большим ра-
диусом закругления . вершины.
С другой стороны, не могут быть
радиусом (г <0,5 мм), так как
пластинка твердого сплава выкрашивается сразу же в начале
резания. Для точения закаленных сталей, исследованных авто-
ром, оптимальное значение радиуса закругления вершины резца
г 1,0 мм.
Такие же результаты дало исследование стали 4-ОХС твердостью
HRc = 48-50 [21]. После 40 мин. работы наименьший износ по
задней грани, как видно из фиг. 57, получили резцы, у которых
г — 1,0 и 0,5 мм. При работе резцами с г = 2,0 и 1,5 мм наблю-
дались вибрации, хотя она протекала в условиях достаточной жест-
кости: диаметр заготовки равнялся 80—85 мм, а ее длина — 500 мм.
Влияние доводки резца на его стойкость
Практикой эксплуатации твердосплавного инструмента, а также
исследовательскими работами установлено, что от качества от-
делки граней и режущих кромок инструмента зависит интенсив-
ность его износа и, следовательно, стойкость, а также чистота
обработанной поверхности.
Геометрия режущей части резца
125
—------------------,
При заточке твердосплавных резцов даже в два приема (черно-
вая заточка на кругах из зеленого карбида кремния зернистостью
36,46 или 60 и чистовая заточка на таких же кругах зернистостью
80 или 100) не удается достичь высококачественной отделки граней
и режущих кромок резцов. На них остаются завалы и неровности.
Кроме того, на пластинке твердого сплава остается поврежденный
поверхностный слой, получающий значительные напряжения под
влиянием высокой температуры, возникающей при заточке.
Фиг. 59. Передняя грань резца, осна-
щенного титановольфрамовым спла-
вом, без доводки.
Фиг. 58. Передняя грань резца, осна-
щенного титановольфрамовым спла-
вом, подвергнутого доводке пастой
из карбида бора.
Доводка имеет целью уменьшить неровности и завалы на гра-
нях и режущих кромках твердосплавного резца, придать граням
гладкую поверхность и правильную геометрическую форму, а также
устранить поврежденный в процессе заточки поверхностный слой
пластинки твердого сплава. Благодаря доводке уменьшается работа
трения стружки о переднюю грань резца и задней грани об обра-
батываемый материал и повышается стойкость резца.
В настоящее время доводка твердосплавных резцов произво-
дится преимущественно с помощью пасты из карбида бора (В4С).
Этот абразивный материал уступает в твердости только алмазу.
Практика показала, что использование для доводки мелкозерни-
стых кругов из зеленого карбида кремния нецелесообразно
из-за низкой производительности процесса. Вследствие острой
126
Точение закаленных сталей
дефицитности и высокой стоимости алмазных кругов они также
не находят применения в качестве доводочного средства.
Карбид бора изготовляется из технической борной кислоты и
малозольного нефтяного кокса в электропечах при температуре
2000—2300°. Слитки карбида бора, получаемые в электропечи,
дробятся, просеиваются через сита и разделяются по зернистости.
Зерна карбида бора имеют величину 28—40 мк для обычных работ
и Ю—23 мк для чистовых работ. Абразивная способность карбида
бора очень высока: она составляет 75% от абразивной способности
алмаза и 300%—карбида кремния.
Фиг. 60. Влияние доводки резца на его стойкость. Точение стали В твердо-
стью 59 резцами Т15К6 при t — 0.3 мм, s = 0,112 мм/об и v = 70 м/мин
(а = 6°, 7 = — 5°, X = 0°, т = 45°, cf! = 15°, г = 1,15 мм).
На производстве для доводки преимущественнее применение
получила густая (тестообразная) паста, в которой связкой для
зерен карбида бора служит парафин. Паста из карбида бора из-
готовляется в виде цилиндриков диаметром 20—25 мм и длиной
50—70 мм каждый. Жидкие пасты, в которых связкой служат
масла, неудобно наносить на доводочный диск, так как они раз-
брызгиваются при его вращении. Брикетированная твердая паста
плохо наносится на доводочный диск, который приходится в этом
случае обильно смазывать керосином.
Паста из карбида бора изготовляется двух сортов (по рецепту
ВНИИАШ):
1) с содержанием карбида бора в размере 75—85% (остальное
парафин);
Геометрия режущей части резца
127
2) с содержанием карбида бора в размере 60—70% (остальное
парафин).
Для улучшения наносимости пасты на доводочный диск к ней
добавляется окись железа в размере 10—15% от общего веса.
На фиг. 58 и 59 показана передняя грань доведенного и недо-
веденного титановольфрамового резца. Доводка производилась
пастой из карбида бора. Снимки наглядно показывают эффект
доводки.
Влияние доводки твердосплавных резцов на их стойкость при
точении закаленных сталей показано на фиг. 60.
Испытывались четыре резца; каждый из них испытывался каи
с доведенной, так и с недоведенной режущей частью. Как видно,
только по одному резцу из четырех (резец № 2) доводка не дала
повышения стойкости. Стойкость остальных резцов заметно повы-
силась благодаря доводке.
В табл. 44 приведены в систематизированном виде опытные дан-
ные. Они убедительно показывают положительное влияние доводки
резца на его стойкость. Благодаря доводке стойкость резцов повы-
силась на 64—266%.
Таблица 44
Влияние доводки резца на его стойкость
Точение стали В твердостью HRg = 59 резцами Т15К6
при t = 0,3 мм\ s — 0,112 мм!об и и = 70 м/мин
№ резца Средняя стойкость резца Т ср в мин. Увеличение стойкости резца в о/о
Резцы с доводкой Резцы без доводки
6 23,5 14,3 164
2 15 14,3 105
4 38 12,0 317
9 55 15,0 366
Нет нужды доказывать необходимость доводки твердосплавных
резцов. Для рациональной их эксплуатации при обработке зака-
ленных сталей доводка должна считаться совершенно обяза-
тельной.
Следует отметить, что доводка способствует обнаружению на
пластинке твердого сплава трещин, образующихся в процессе за-
точки резца, не видимых невооруженным глазом на шлифованной
(заточенной) поверхности.
128
Точение закаленных сталей
. Выводы ,
1. Величина переднего угла резца у оказывает существенное
влияние на процесс резания закаленных сталей. С уменьшением
переднего угла повышается механическая прочность режущей
кромки, но ухудшаются условия отвода стружки, повышается на-
грев стружки и резца, возрастает радиальная сила резания Ру,
в связи с чем усиливается отжим резца от обрабатываемой поверх-
ности и понижается точность обработки.
Для облегчения отвода стружки и уменьшения радиальной силы
Ру выгоднее работать резцами с положительным передним углом
(у>0°), но в этом случае режущая кромка не обладает необхо-
димой для обработки закаленных сталей механической прочностью.
При у > 0° наблюдается выкрашивание на резцах пластинки твер-
дого сплава, усиливающееся по мере увеличения положительного
значения угла у.
Точение закаленных сталей может осуществляться лишь твердо-
сплавными резцами, имеющими отрицательный передний угол
|(у<0°). Опыты автора показали, что для легированных сталей,
закаленных на высокую твердость, наивыгоднейшее значение перед-
него угла у находится в пределах от —5 до 0°. Изменение угла у
в сторону положительных значений приводило к выкрашиванию ре-
жущей кромки резца, а изменение этого угла в сторону больших
отрицательных значений — к понижению стойкости резца, причем
у — —5° показал незначительный выигрыш в стойкости по сравне-
нию с у = +6°.
Заводская практика точения закаленных сталей подтверждает
необходимость применения, резцов с малым отрицательным значе-
нием переднего угла (у = —5°).
По вопросу величины переднего угла резца среди исследовате-
лей существует расхождение. Значительная часть придерживается
точки зрения, что точение закаленных сталей должно производиться
резцами с большими отрицательными передними углами у, дости-
гающими —20 и —25° для сталей высокой твердости. Автор счи-
тает, что для обработки закаленных сталей твердостью Н rc— 38-4-
ч- 65 передний угол у резца должен выбираться в пределах от
0 до —10°.
2. Оптимальное значение заднего угла резца определяется ве-
личиной деформаций, происходящих в обрабатываемом материале
за линией среза. Деформация тем больше, чем меньше толщина
снимаемого слоя металла а (меньше подача $), скорость резания v
и передний угол резца у. Наибольшее влияние на величину заднего
угла а оказывает толщина среза а. С уменьшением а задний угол
увеличивается. Опытами автора установлено, что при точении ти-
тановольфрамовыми твердыми сплавами легированной стали, зака-
ленной на твердость Hrq = 65, стойкость резца повышается с уве-
личением его заднего угла а от 10 до 25°. Практически доказана
Геометрия режущей части резца
129
возможность обработки этой стали резцами с задним углом а=25°.
Следует, однако, иметь в виду, что с увеличением заднего угла
резца возрастает его радиальный износ (при постоянной величине
износа резца по задней грани) и конусность на обработанной по-
верхности (если работа производится без радиального подрегули-
рования резца), а следовательно, снижается точность обработки за
данный проход.
Рекомендуется принимать задний угол: а = 15° для s < 0,2 мм/об
и а = 10° для $>0,2 мм/об.
3. Главный угол в плане резца ср оказывает большое влияние
на скорость резания. С уменьшением угла ср при постоянном сече-
нии среза уменьшается толщина среза а и увеличивается ширина
его д, а в связи с этим и длина рабочей части режущей кромки
резца. В совокупности это приводит к увеличению стойкости резца
с уменьшением угла ср.
В то же время с уменьшением угла ср резко повышается ради-
альная сила. Ру и появляются вибрации, вредно отражающиеся на
чистоте обработанной поверхности и приводящие к преждевремен-
ному разрушению режущей кромки резца.
Для точения закаленных сталей следует принимать главный
угол в плане ср = 45°. Однако, при высокой жесткости системы
деталь—станок—инструмент можно затачивать резцы с углом
в плане <р < 45°. Это позволит повысить скорость резания.
4. В опытах автора выявилось оптимальное значение угла
наклона главной режушей кромки X = 0°. Оптимальное значение
угла л по Н. С. Логаку равно от 0 до 5°, по П. П. Грудову — 4°.
При точении закаленных сталей с ударами угол X следует уве-
личить до 10—20°.
5. С увеличением радиуса закругления вершины стойкость резца
и допускаемая скорость резания повышаются; уменьшается также
высота остаточных гребешков на обработанной поверхности. С дру-
гой стороны, с увеличением радиуса г возрастает радиальная
сила Ру и возникают вибрации. Последнее обстоятельство застав-
ляет применять при чистовой обработке закаленных сталей
твердосплавные резцы с небольшим радиусом закругления их вер-
шины. Для точения закаленных сталей рекомендуется принимать
г = 1 мм.
6. Режущая способность твердосплавного резца в сильной сте-
пени зависит от качества отделки его граней и режущей кромки.
Обычная заточка твердосплавных резцов в два приема (черновая
и чистовая) не обеспечивает высококачественной отделки их граней
и режущей кромки (на них остаются неровности и завалы).
Доводка твердосплавных резцов имеет целью уменьшить неров-
ности и завалы на рабочих гранях резца, придать им гладкую по-
верхность и правильную геометрическую форму и, кроме того,
Удалить поврежденный в процессе заточки поверхностный слой
пластинки твердого сплава,
9 Зак. 2832,
130
Точение закаленных сталей
Лучшим доводочным материалом является паста из карбида
бора. Практика эксплуатации твердосплавных резцов показала, что
благодаря доводке их стойкость значительно повышается. Для ра-
циональной эксплуатации твердосплавных резцов при точении за-
каленных сталей их доводка совершенно обязательна.
16. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СТОЙКОСТЬ РЕЗЦА
И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Результаты стойкостных испытаний
Для определения зависимостей скорости резания от стойкости
резца, глубины резания и подачи автором проведены опыты на
сталях В твердостью Hrg = 49 4- 59 и С твердостью Яяп=65.
Выполнены также контрольные опыты на стали А твердостью
Hrg = 49,5.
На фиг. 61—64 представлены результаты стойкостных испыта-
ний на стали В твердостью Н= 49 4- 59. Опыты производились
титановольфрамовыми резцами, подвергавшимися доводке. Глу-
Фиг. 61. Зависимость между скоростью резания v
и стойкостью резца Т для различных значений
подачи $. Точение стали В твердостью Я^ = 59
при t = 0,3 мм.
1 — 3 = 0,07 мм/об; 2 — 5 = 0,112 мм/об'. <3 — 5=0,155 мм/об;
4 —8=0,225 мм/об; 5 — 5 =0,307 мм/об.
бина резания изменялась в пределах / = 0,34-2,4 мм, а подача —
в пределах «==0,07 4-0,61 мм/об. Режущая часть резцов имела
геометрию: а = 6°; у =—5°; ^ = 0°; ср =45°; cpi = 15°; г =1,15 мм.
При проведении опытов затруднения вызывались различной
закаленностью испытанных болванок стали В как в поперечном
сечении, так и (в особенности) по длине. С концов болванки ока-
зались лучше закаленными, чем по середине. На каждой болванке
фактически имелись три различных участка по твердости материала
и его обрабатываемости.
Для смягчения неоднородности исследованной стали с каждого
конца болванки оставлялся неиспользованный участок длиной около
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 131
Фиг 62. Зависимость между скоростью
резания v и стойкостью резца Т для
различных значений подачи з. Точе-
ние стали В твердостью = 59
при t — 0,6 мм.
1 — s — USTl мм/об-, 2 — s = 0,155 мм/об;
З — з — 0,225 мм/об; 4 — s — 0,307 мм/об;
5 — з — 0,395 мм/об.
Q той кость резца Т, ми в
Фиг. 63. Зависимость между скоростью
резания v и стойкостью резца Т для
различных значений подачи $. Точе-
ние стали В твердостью ^^—49
при t = 1,2 мм.
7 — s = 0,07 мм/об; 2 — s^ 0,153 мм/об;
3 —5=0,23 мм'об; 4 — s — Q^ мм/об
5 — 5=0,61 мм/об.
Фиг. 65. Зависимость между ско-
ростью резания v и стойкостью резца
Т лля различных значений подачи s.
То 1ение стали А твердостью
HRg — 49,5 при t = 1,5 мм (а = 6°,
7 = — 5°, X. = 0°, ? = 45°, срх = 15°,
г = 1,15 мм).
7 — 5 = 0,153 мм/об; 2 —5=0,305 мм/об;
3 —5=0,46 мм/об; 4 — s^GtQl мм/об.
Фиг. 64. Зависимость между ско-
ростью резания и и стойкостью
резца Т для различных значений
подачи s. Точение стали В твер-
достью 59 при t — 2,4 мм.
7 — 5 = 0,07 мм/об; 2 —5=0,155 мм/Об;
3 — 5 = 0,225 мм, об; 4 — 5=0,395 мм/об.
9*
132
Тоценив закаленных сталей
200 мм. Тем не менее, часто наблюдалась различная обрабатывае-
мость стали по длине болванок, что не могло не отразиться на
результатах испытаний.
Опыты на стали С твердостью НRC = 65 производились дове-
денными резцами Т15К6 со следующей геометрией режущей части:
а — 6°; у = —5°; X = 0°; <р = 45°; = 15°; г = 1,3 мм. Глубина
резания изменялась в пределах £ = 0,1 -4- 1,0 мм, а подача — в пре-
делах s = 0,05 4- 0,28 мм/об.
Испытанная болванка стали С отличалась одинаковой закален-
ностью по длине и поперечному сечению. Однако посторонние вклю-
чения в материале приводили к преждевременному затуплению и
выкрашиванию резцов. Этим объясняется значительное количество
нехарактерных (неудачных) опытов. Разумеется, неудачные опыты
не принимались во внимание при составлении аналитических зави-
симостей. Контрольные испытания на стали А твердостью Hrc =
= 49,5 (фиг. 65) производились доведенными резцами. Подача
изменялась в пределах 5 = 0,153-4-0,610 мм/об, при постоянной
глубине резания (£=1,5 мм).
Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца
Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца для
закаленных сталей имеет тот же вид, что и для незакаленных:
(Ч
где v — скорость резания в м/мин\
Т — стойкость резца, или продолжительность его работы до за-
тупления в мин.;
С — постоянная, зависящая от физико-механических свойств
обрабатываемого материала, глубины резания, подачи и
других условий резания;
m — показатель относительной стойкости.
Показатель относительной стойкости -характеризует интенсив-
ность изменения стойкости инструмента с изменением скорости ре-
зания. Чем меньше показатель т, тем сильнее сказывается измене-
ние скорости резания на стойкости инструмента, и наоборот.
В результате многочисленных исследований установлена зави-
симость показателя относительной стойкости m от влияющих на
него факторов для незакаленных сталей. Рассмотрим этот вопрос
применительно к закаленным сталям.
В табл. 45 приведены данные, полученные автором в стойкост-
ных испытаниях стали В твердостью Hrc = 49 4- 59. Опыты про-
изводились титановольфрамовыми резцами Т21К8. Аналогичные
данные для стали С твердостью Hrg =65 (резцы Т15К6) содер-
жит табл. 46. На фиг. 66 и 67 представлены зависимости показа-
теля ш от подачи s для различных значений глубины резания £.
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 133
С увеличением подачи $ величина m возрастает. Изменение глу-
бины резания t оказывает такое же влияние на величину показа-
теля т. На фиг. 67 зависимость t—т выражена четко, а на
фиг. 66 — менее четко для малых значений глубины резания t и
подачи s.
Величина показателя m зависит также от отношения глубины
резания к подаче -у. При увеличении показатель т законо-
мерно увеличивается. Например, для s — 0,225 мм)об с возраста-
нием ув четыре раза (благодаря изменению t от 0,3 до 2,4 мм)
величина показателя т увеличивается от 0,058 до 0,092. Для
Показатель относительной стойкости т
Фиг. 66. Влияние подачи $ и глубины
резания t на показатель относитель-
ной стойкости резца т. Точение
стали В твердостью = с t = 0,3;
0,6 и 2,4 мм и стали В твердостью
= 49 с t = 1,2 мм.
Фиг. 67. Влияние подачи s и глубины
резания t на показатель относитель-
ной стойкости резца т. Точение
стали С твердостью HR = 65.
s = 0,307 мм/об показатель т увеличивается соответственно от
0,073 до 0,110.
Ту же закономерность можно проследить и для стали С твер-
достью Hro —65. Например, для s=0,14 мм/об с увеличением —
в десять раз (благодаря изменению t от 0,10 до 1,С0 мм) величина
показателя т возрастает от 0,135 до 0,168. При увеличении -Ь
в четыре раза (/ изменяется от 0,25 до 1,00 мм) для подачи
$ — 0,28 мм/об показатель относительной стойкости т увеличивается
от 0,195 до 0,302.
Следовательно, при точении закаленных сталей величина пока-
зателя относительной стойкости т зависит от подачи s, глубины ре-
134
Точение закаленных сталей
зания t и отношения глубины резания к подаче Л-. С увеличением
s, t и — величина показателя m возрастает.
5 Таблица 45
Влияние глубины резания t и подачи s на величину показателя
относительной стойкости m и скорости резания г>б0
Обработка стали В твердостью 7/^ =49-4-59
Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Показа- тель m Скорость резания в м/мин, Глубина резания / в мм Подача 5 в ммЮб Показа- тель m Скорость резания В Mi мин
0,070 0,044 54,0 0,070 0,053 75,0
0.112 0,050 48,8 0,153 0,057 61,0
0,3 0,155 0,050 45,5 1,21 0,230 0,079 47,0
0,225 0,068 42,0 0,380 0,090 38,7
0,307 0,073 40,0 0,610 0,110 30,0
0,070 0,049 49,5 0,070 0,062 47,5
0,155 0,051 43,9 0,155 0,066 43,1
0,6 0,225 0,073 40,5 2,4 0,225 0,092 31,2
0,307 0,080 31,3
0,395 0,085 22,3 0,395 0,130 17,9
1 Опыты с /==1,2 мм производились на стали В твердостью =49; все осталь-
ные опыты (/=0,3; 0,6 и 2,4 мм)- -на стали В твердостью Ярс=5Э.
Величина m зависит, кроме того, от переднего угла резца у,
заднего угла а, радиуса закругления вершины г, марки твердого
сплава, которым оснащен резец, а также твердости закаленной
стали.
Как видно из табл. 35, при увеличении переднего угла у от —12
до 6Э показатель m имеет тенденцию к уменьшению. С увеличением
заднего угла резца (табл. 38) величина показателя m возрастает.
Эта закономерность хорошо выражена, несмотря на то, что из нее
выпадает значение m для а = 8°.
Обратимся к радиусу закругления вершины г (табл. 42 и 43).
Видно, что при обработке вольфрамовыми резцами стали С твер-
достью Hrc = 65 с увеличением радиуса г величина показателя m
понижается. Такая же закономерность имеет место при точении
стали В твердостью Hrc ~ 59 титановольфрамовыми резцами. При
увеличении радиуса г от 1,15 до 2,20 мм величина показателя отно-
сительной стойкости понижается от 0,176 до 0,111.
Рассмотрим влияние марки твердого сплава на величину пока-
зателя m (табл. 26 и 27). Для однокарбидных твердых сплавов m
значительно больше, чем для двукарбидных. Если для сплавов
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 135
Таблица 46
Влияние глубины резания t и подачи $ на величину показателя
относительной стойкости m и скорости резания ^б0
Обработка стали С твердостью HRg — 65
Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Показа- тель m Скорость резания ^0 в м/мин Глубина резания t в мм Подача в мм/об Показа- тель ш Скорость резания в м/мин
0,05 0,119 23,4 0,05 0,132 19,6
0,10 0,10 0,131 17,7 0,10 0,141 13,2
0,14 0,135 14,4 0,50 0,14 0,20 0,28 0,148 11,5
0,05 0,10 0,128 0,136 20,5 . 14,8 0,159 0,205 9,0 7,2
0,25 0,14 0,141 12,0 0,05 0,138 16,5
0,20 0,153 10,6 .0,10 0,146 11,6
0,28 0,195 8,4 1,00 0,14 0,168 9,0
0,20 0,188 7,0
0,28 0,302 5,4
ВК6, ВК8 и ВК12 (обработка стали В, Hr^ — ЬЪ при t= 1,2 мм
и $ = 0,225 мм/об) показатель m = 0,103 4- 0,119, то для сплавов
Т15К6 и Т21К8 m = 0,063 - 0,069. ’
Для меньшего сечения среза (/ = 0,3 мм\ s = Q, 112 мм/об) при
обработке той же стали характер зависимости показателя m от
марки твердого сплава не изменяется.
При обработке стали С твердостью Hrc=65 показатель m
имеет значительно большую величину, чем для стали В твердостью
Hrc = 56. Характер зависимости и в этом случае не изменился:
для двукарбидных сплавов показатель m меньше, чем для одно-
карбидных.
Данные, приведенные для закаленных сталей, подтверждают
известное положение, что титановольфрамовые сплавы обладают
большей чувствительностью к изменению скорости резания, чем
вольфрамовые сплавы. •
Табл. 47 характеризует влияние твердости закаленной стали на
величину показателя m при тонком точении [21].
Как видно, с повышением твердости стали показатель относи-
тельной стойкости m уменьшается. Обращает на себя внимание,
что здесь, особенно для сталей меньшей твердости, показатель m
получился значительно большим, чем в опытах автора.
136
Точение закаленных сталей
Действительно, для принятого Н. С. Логаном сечения среза
(5 = t -s = 0,2 *0,1 =0,02 мм2) у автора m = 0,044 при Hrc =59
(табл. 45) и т = 0,136 при /7^=65 (табл. 46), а у Н. С. Логака
при Hrc~ 57 ч- 65 показатель m = 0,265 0,205.
Более существенно расхождение автора с Н. С. Логаком в от-
ношении характера влияния твердости закаленной стали на вели-
чину показателя т. В противоположность выводу Логака данные
автора показывают, что с повышением твердости стали показатель m
Таблица 47
Влияние твердости закаленной стали на величину
показателя относительной стойкости ш
и скорости резания
Точение резцами Т30К4 при t = 0,2 мм и s = 0,1 мм/об
Обрабатываемый материал Твердость i । Показатель । । тп | 1 Скорость резания ^во й м/мин
Сталь 40ХС 50—52 0,49 I 103
То же 57—59 0,266 I 37,1
Сталь ШХ15 61—63 0,205 1 17,9 J i
увеличивается. Сопоставим данные табл. 45 и 46. При одина-
ковых сечениях среза показатель m для стали В твердостью
Hrc = 49-4-59 значительно меньше, чем для стали С твердостью
Hrq =65. Если для стали В при F 0,034 -мм2 (/--0,3 мм,
s = 0,112 мм/об) показатель m — 0,050, то для стали С (F =
= 0,25-0,14 = 0,035 мм2) он равен 0,141. При F « 0,28 мм2 для
стали В (t = 1,2 мм и $ = 0,23 мм/об) показатель m = 0,079, а для
стали С (t — 1,0 мм, s — 0,28 мм/об) m = 0,302.
Следует учесть, что рассмотренные здесь опыты производились
резцами, оснащенными титановольфрамовыми сплавами.
Установлено, таким образом, что твердость закаленной стали
оказывает влияние на величину показателя т. Однако в отношении
характера этого влияния точки зрения исследователей расхо-
дятся.
Остается разобрать вопрос о связи показателя относительной
стойкости m с обрабатываемостью стали, определяемой допускае-
мой скоростью резания при определенной стойкости инструмента.
С. С. Рудник [37] и А. М. Вульф [25] указывают, что при обра-
ботке незакаленных сталей величина показателя m растет с повы-
шением механических свойств стали и понижением скорости реза-
ния. Значительный интерес представляет сделанный И. М. Беспро-
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 137
званным [38] вывод о том, что скорость резания оказывает незна-
чительное влияние на величину показателя tn при условии, если
она изменяется в пределах 20 4-25%. При изменении скорости ре-
зания в бблылих пределах величина m изменяется с изменением
скорости резания.
С этими данными для незакаленных сталей совпадают резуль-
таты исследований, полученные при точении закаленных сталей.
Анализ опытных данных показывает существование четко выражен-
ной зависимости между величиной m и уровнем применяемых ско-
ростей резания. С понижением обрабатываемости стали величина
показателя m возрастает (табл. 45 и 46). Действительно, если для
стали В твердостью Hrc = 59 при изменении ее обрабатываемости
в пределах у6о = 54 4- 40 м/мин (t = 0,3 мм; s ~ 0,07 4- 0,307 мм/об)
показатель m изменяется от 0,044 до 0,073, то для стали С твер-
достью = 65 при колебании ее обрабатываемости в пределах
^бо = 20,5 4- 8,4 [м/мин (Z = 0,25 мм; s — 0,05 4- 0,28 мм/об) пока-
затель m изменяется от 0,128 до 0,195.
Зависимость величины показателя m от уровня применяемых
скоростей резания подтверждается также опытными данными
автора, относящимися к характеристике влияния на скорость реза-
ния радиуса закругления вершины резца г и марки твердого сплава,
которым оснащен резец.
Обрабатываемость закаленных сталей при тонком точении [21]
понижается с увеличением их твердости (табл. 47). При увеличе-
нии твердости Hrq от 50 4-52 до 61 4-63, т. е. на 11 единиц, обра-
Таблица 48
Величина показателя ш
Марка твердого сплава t < 0,5 мм s <0,15 мм/об t > 0,5 мм s > 0,15 мм/об
m
ВК2 ВКЗ В Кб ВК8 0,12 0,20
T5KJ0 Т15К6 ТЗОК 1 0,07 0,10
батываемость стали понизилась приблизительно в 5,7 раза. В то же
время показатель относительной стойкости m не увеличился, а, на-
оборот, уменьшился от 0,49 до 0,205. Такой результат противоречит
138
Точение закаленных сталей
выводам автора по закаленным сталям, а также данным много-
с
численных исследовании зависимости v = для незакаленных
сталей.
Сопоставление полученных автором результатов с литератур-
ными данными [37, 38, 39, 40, 41, 42 и 43) показывает, что зави-
симость стойкости от скорости резания [T = f(v)] для закаленных
сталей имеет тот же характер, что и для незакаленных. Этим под-
тверждается вывод, что точение закаленных сталей должно рас-
сматриваться как частный случай обработки металлов резанием.
-В табл. 48 приводятся принятые автором значения показателя
относительной стойкости m для точения закаленных сталей твер-
достью Няс = 38-4- 65.
Зависимость скорости резания от глубины резания и подачи
В табл. 49 приведены значения скорости резания при 60-минут-
ной стойкости резца (у6о) для различных значений глубины резания
Фиг. 68. Зависимость между скоростью резания
v60 и подачей $ для различных значений глубины ре-
зания t. Точение стали В твердостью Яд =49-4- 59
резцами Т21К8 с геометрией: а — 6°; ч — — 5°;
К = 0°; ср = 45°; <pt = 15°; г = 1,15 мм.
и подачи. Таблица содержит данные Проведенных автором стой-
костных испытаний сталей А, В и С твердостью Hrc = 49 4- 65,
а также опытов по установлению влияния на скорость резания и
стойкость переднего и заднего углов резца, радиуса закругления
его вершины и марки твердого сплава, которым он оснащен.
На фиг. 68 и 69 представлены зависимости скорости резания
с’бо от подачи s и глубины резания t для стали В твердостью
Таблица 49
Значения скорости резания ^60 для различных значений глубины резания t и подачи s
Геометрия резцов: а = 6°; у = — 5°; X = 0°; ? = 45°; = 15°, г =- 1,15 -ь 1,3 мм
Подача 5 в мм об
Обрабатываемый материал Марка твердого сплава резания t 0,07 | 0,10 0,112 0,140 | 0,153 | 0,155 | 0,20 | 0,225 | 0,23 | 1 0,28 ( | 0.305 0,307 0,38 0,395 0,46 | 0,61
в мм Скорость резания V о в j и мин
Сталь С, ^, = 65 Т15К6 0,10 0,25 0,50 1,00 1,50 23,4 20,5 19,3 16,5 — 17,7* 14,8 13,2 11,6 — 14,4 12,0 11,5 9,0 — — 10,6 9,0 7,0 5,9 — — 8,4 7,2 5,4 — — — — — —
Сталь С, ВК8 0,50 — — 11,0 — —
Сталь В, "дс=59 Т21К8 0,30 0,60 1,20 2,40 — 54,0 49,5 47,5 — 18,8 — — 45,5 43,9 43,1 — 42,0 40,5 38,3 31,2 — — — 40,0 31,3 — 22,3 17,9 — —
1 Сталь В, Т21К8 2,40 — 26,8 —
Сталь А, , Ндс-49,5 Т21К8 1,50 1,00 0,30 __ — — — 60,0 65,0 — — — — — 45,0 60 1 — — — 31,0 24,0
Сталь В, Т21К8 1,20 — 75,0 — — — 61,0 — — — 47,0 — — — 38,7 — 30,0
1 Сталь Л, i Т21К8 1,20 — — — — — — — — — — — 58,2 — — — : 1
! Сталь А, 1 7Ч;-41 Т21К8 1,20 — 76,5
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 139
140
Точение закаленных сталей '
Фиг. 70. Зависимость между ско-
ростью резания и подачей
$ для различных значений глу-
бины резания t. Точение стали
С твердостью — 65 резцами
Т15К6, имеющими геометрию ре-
жущей части: а = 6°; у — —5°;
X = 0°; = 45°; <рх = 15°;
г = 1,3 мм.
Фиг. 69. Зависимость между
скоростью резания г/60 и глуби-
ной резания t для различных
значений подачи s. Точение
стали В твердостью HR — 59.
Характеристика резцов дана
на фиг. 68.
Фиг. 71. Зависимость между скоростью резания т/60
и глубиной резания t для различных значений подачи $.
Точение стали С твердостью 77^=65. Характеристика
резцов дана на фиг. 70.
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 141
Няс = 49 н- 59, на фиг. 70 и 71 — те же зависимости для стали С
твердостью НRc = 65 и на фиг. 72 — зависимость г/60 — s для стали
А твердостью Нцс =49,5. На фиг. 68 верхний график относится
к стали В твердостью Hrc = 49, а остальные графики — к стали В
твердостью Нрс == 59.
Приведенные данные позволяют выразить зависимости скорости
резания от подачи и глубины резания уравнениями:
С8 Ct
syv tv
Табл. 50 и 51 и графики (фиг. 68—72) показывают прежде всего
отсутствие строгой закономерности в зависимостях г?60 от t и 5 для
стали В. Это объясняется сильными колебаниями твердости иссле-
дованных болванок. Тем не ме-
нее, характер рассматриваемых
зависимостей выражен вполне
определенно.
По стали С, характеризую-
щейся большей стабильностью
твердости по длине и в попереч-
ном сечении болванок (в иссле-
дованных пределах), полученные
зависимости — $ и Убо— t
имеют более надежный вид.
Показатель степени yv при по-
даче значительно больше показа-
теля степени xv при глубине ре-
зания. Для стали С твердостью
Я/гг~65 среднее значение пока-
зателя yv = 0,57, а показателя
^ = 0,25. Для стали В твердо-
стью Я^с=59, соответственно,
yv = 0,52, a xv =0,14. Из этого следует, что подача оказывает на
скорость резания большее влияние, чем глубина резания, и что при
точении закаленных сталей с точки зрения скорости резания у6о
выгоднее работать с большими t и меньшими s.
Фиг. 68, 70 и 72 показывают, что для всех исследованных ста-
лей в логарифмической системе координат зависимость Убо — вы-
ражается ломаной линией из двух полупрямых с одной точкой
перегиба, характерной тем, что влево от нее влияние подачи на
скорость резания проявляется менее резко, чем вправо. Это ука-
зывает на то, что величина показателя степени уг в уравнении
Г
v60 — —2- зависит от величины подачи. Сделанный вывод
з”*
Фиг. 72. Зависимость между ско-
ростью резания v60 и подачей s для
глубины резания t = 1,5 мм. Точе-
ние стали А твердостью HR ~ 49,5.
142
Точение закаленных сталей
подтверждается фиг. 73 и 74: для всех исследованных сталей кри-
вые 2 лежат выше кривых 1.
Отсутствие параллельности между ломаными линиями, выра-
жающими зависимость у6о — $, для различных значений глубины
резания (фиг. 68 и 70) указывает на то, что показатель степени уг
зависит также от глубины резания. Существование зависимости
уг — t можно проследить на фиг. 73 и 74, хотя для стали В твер-
достью Hrc> = 59 она выражена менее четко, чем для стали С твер-
достью Hrg= 65.
Таблица 50
О 6*9
Значения показателя степени в уравнении z>60 — —-
SVv
Сталь С, //^ = 65 Сталь В, /7д^=49 -5- 59 1 Сталь A, Hr^=49,5
t в мм 5 в мм/об yv t в мм 5 в мм/об Уг
0,10 0,05 4-0,10 0,40 0,3 0,07 -4-0,155 0,20
0,10 0,10 -4-0,14 0,66 0,3 0,155-4-0,307 0,22
0,25 0,05 ~0,10 0.45 0,6 0,07 -4-0,260 0,19
0,25 0,10 -4-0,28 0,53 0,6 0,26 -4-0,395 1,30
0,50 0,05 -4-0,14 0,50 1,2 0,07 -4-0,155 0,26
0,50 0,14 -т-0,28 0,72 1,2 0,155-4-0,610 0,53
1,00 0,05 -4-0,10 0,52 1,5 0,153-4-0,305 0,42
1,00 0,10 -4-0,28 0,72 1,5 0,305-4-0,610 0,90
— — — 2,4 0,07 -4-0,175 0,18
— — — 2,4 0,175-4-0,395 1,02
1 Данные для t = 1,2 мм относятся к ста ли В твердостью =49; для ^=1,5 мм —
к стали А твердостью Я 7^=49,5 ; остальные данные — к стали С твердостью = 59.
1Для стали В твердостью Н»с =59 (фиг, 68) перегиб ломаных
зависимости, у60 — $ при различных значениях t происходит при
одной и той же величине подачи (s~0,17 мм/об). Исключение
составляет ломаная для t = 0,6 мм. Здесь точка перегиба соответ-
ствует s = 0,26 мм/об. Для стали С твердостью Н цс — 65 (фиг. 70)
перегиб при / = 0,10; 0,25 и 1,0 мм происходит в точках, соответ-
ствующих подаче s — 0,10 мм/об, а при t — 0,5 мм — в точке, соот-
ветствующей s = 0,14 мм/об. Для стали А твердостью Н цс =49,5
(фиг. 72) точка перегиба соответствует s = 0,305 мм/об. Это пока-
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 143
Таблица 51
о С/
Значения показателя степени xv в уравнении рбо = —-
t ”
Сталь С, Яд сталь В, Яд ^=49-; h 59
$ в м.и об г в мм х. В ММ/0'*> t в мм xv
0,05 0,10 4- 0,50 0,12 0,07 0,3 -=- 0,6 0,17
0,05 0,50 н- 1,00 0,24 0,07 0,6 -t- 2,4 0,02
0,10 0,10 4-0,50 0,18 0,155 0,3 4- 0,6 0,07
0,10 0,50 4-1,00 0,21 0,155 0,6 ч- 2,4 0,02
0,14 0,10 4-0,50 0,17 0,225 0,3 ч- 1,2 0,06
0,14 0,50 4- 1,00 0,34 0,225 1,2 ч-2,4 0,31
0,20 0,25 4- 0,50 0,26 0,307 0,3 ч- 0,6 0,33
0,20 0,50 4-1,00 0,38 0,395 0,6 2,4 0,16
0,28 0,25 4- 0,50 0,23
0,28 0,50 4-1,00 0,42
зывает, что при точении закаленных сталей перегиб на линиях за-
висимости ^бо — наступает в общем при s<0,2 мм/об и что,
следовательно, незначительное влияние подачи на скорость резания
Фиг. 73. Влияние глубины резания t
и подачи s на величину показа-
теля _уу:
1 — зона малых 5; 2 — зона больших s. Точе-
ние сталей А и В твердостью Н49 -г- 59.
Фиг. 74. Влияние глубины резания t
и подачи s на величину пока Па-
теля yv
/ — зона малых у; 2 — зона больших 5. Точе-
ние стали С твердостью Н Р& — 65.
(малые значения показателя уг,) характерно для малых подач
(з < 0,2 мм/об). При s > 0,2 мм/об подача оказывает на скорость
резания большее влияние.
144
Точение закаленных сталей
С увеличением твердости закаленной стали точка перегиба на
линии зависимости — $ отодвигается влево (в сторону меньших
подач). Если для стали С твердостью Нл0 = 65 перегиб происходит
при 5 = 0,10 мм/об, то для сталей А и В твердостью Н = 49 ч-
4-59—ПрИ s = 0,305 и 0,175 мм/об.
Перейдем к зависимости скорости резания от глубины резания
(у60— На фиг. 69 и 71 можно видеть, что в логарифмической
системе координат зависимость — t для исследованных сталей
изображается ломаной линией из двух полупрямых с одной точкой
перегиба. Для стали С твердостью Нцс, = 65 влево от точек пере-
гиба при всех значениях подачи влияние
глубины резания на скорость резания
проявляется менее резко, чем вправо от
них. Для стали В твердостью HRc = 59
(фиг. 69) линии зависимости убо — t ве-
дут себя различно: при 5 — 0,07 мм/об
влево от точки перегиба полупрямая со-
ставляет с осью абсцисс больший угол,
чем отрезок, расположенный вправо от
нее. Такой же характер имеет линия при
s = 0,155 мм/об. В то же время линия
при 5 = 0,225 мм/об имеет противополож-
ный характер. Более убедителен харак-
тер зависимости ^бо — Л полученной для
стали С.
Отсутствие параллельности между ло-
маными линиями, изображающими за-
висимость Обо — t при различных значе-
ниях подачи, показывает, что вели-
Фиг. 75. Влияние подачи 5
и глубины резания t на
величину показателя xv:
7 —зона малых О 2—-зона боль-
ших t. Точение стали С твер-
достью HR = 65.
чина показателя степени хг при глубине резания зависит от
подачи. Сделанный вывод относится в равной мере к обеим ста-
лям, но для стали С зависимость х,,—s выражена более четко
(фиг. 75). Фиг. 75, кроме того, показывает, что величина показа-
теля xv зависит также от глубины резания t (кривая 2 расположена
выше кривой /).
Для стали С (фиг. 71) перегиб линий ц6о — t при различных
значениях подачи происходит при одном и том же значении
г = 0,50 мм. Для стали В (фиг. 69), за исключением линии
s = 0,225 мм/об, перегиб линий, выражающих рассматриваемую
зависимость, происходит при глубине резания t = 0,6 мм.
Рассмотрим данные других исследователей. Для закаленных
сталей твердостью Нцп = 47 4- 56 (о^ = 150 ~ 180 кг/мм2)
П. П. Трудов [29] установил, что показатель степени при подаче
зависит только от глубины резания (от подачи не зависит)
Л = 0,47 • г0’33.
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 145
П. П. Трудов принял следующие значения показателя степени
при глубине резания: xv = 0,5 для /<1,25 мм, х„ = 1,1 для
t = 1,25 4- 2,0 мм.
Определим по формуле П. П. Грудова величину показателя
yv для различных значений глубины резания:
t в мм у^
0,2 0,28
0,5 0,38
1,25 0,50
1,5 0,54
2,0 0,60
Следовательно, по П. П. Грудову показатель степени yv при
подаче меньше показателя степени xv при глубине резания. С уве-
личением глубины резания величина показателей xv и yv воз-
растает.
Для тонкого точения закаленных сталей (/ = 0,2 мм) Н. С. Ло-
гак [21] получил следующие значения показателя степени при по-
даче: для сталей твердостью Ндс=50 4- 52 yv = 1,21; для сталей
твердостью Нв0 =614-63 yv =0,78. С повышением твердости
закаленной стали показатель yv уменьшается.
В табл. 52 приведены данные А. А. Маслова [26]. Как видно,
показатель при подаче у,: значительно больше показателя при глу-
бине резания xv. Исключение имеется для больших / при обработке
Таблица 52
Значения показателей xv и у„
Обрабатываемый материал Пределы изменения Величина показателей
Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Xv л,
Закаленная сталь Х12М, ^Дс = 45 0,25 -т- 2,0 0,1 н- 0,3 0,3 -5- 0,75 0,07 0,17 0,82
Закаленная сталь ЭИ 161, HR^ = 58 (закалка и охла- ждение в масле) 0,25 -ч- 0,5 0,5 ч-1,5 1,5 -4-2,0 0,09 -г- 0,36 0,14 0,27 0,63 0,6
стали твердостью 77^ = 58, где yVj ^xv. Кроме того, здесь с повы-
,-Шением твердости стали величина показателя xv резко возрастает;
возрастает также и величина показателя yv, но эта закономерность
выражена недостаточно четко.
10 Зак. 2832.
146 . Точение закаленных сталей
Сопоставим зависимость v — f (t и s) для закаленных сталей
с аналогичной зависимостью для незакаленных сталей. Сперва рас-
смотрим показатель уг.
На фиг. 76 изображена кривая зависимости у6о — 5, построен-
ная А. А. Аваковым [39 \ для углеродистой стали с = 55 кг!мм2,
6=11,30/0. Опыты он производил быстрорежущими резцами при
постоянной глубине резания (t = 2 мм) и подачах s, изменявшихся
в пределах от 0,015 до 3,06 мм/об.
Как видно, в логарифмической системе координат линия fleo — 5
имеет перегиб в точке, соответствующей подаче, равной приблизи-
тельно 0,12 мм/об, причем влево от точки перегиба показатель
Фиг. 76. Влияние подачи $ на скорость резания v60.
Данные А. А. Авакова.
yv =0,146, а вправо от нее yv =0,63. Отношение показателей yv
Аля правого и левого отрезков линии ^бо — 5, сходящихся в точке
перегиба, обозначим через Ку. Тогда:
zz — 0,63_, о
—0,146 ’°’
Перелом линии v = f(s) в области малых подач обнаружен во
многих исследованиях обрабатываемости незакаленных сталей.
Однако в этих исследованиях отношение Ку получилось значи-
тельно меньшим, чем у А. А. Авакова.
Рассматриваемый вопрос обстоятельно исследовал И. М. Бес-
прозванный [38]. Его данные, а также результаты исследований
закаленных сталей, относящиеся к показателю yv, приведены
в табл. 53. Как видно, для всех значений глубины резания, исклю-
чая t = 0,5 мм, И. М. Беспрозванный получил на каждой из линий
v—s две точки перегиба, соответствующие $ = 0,2 и 0,4 мм/об.
Отношение Ку в обеих точках колеблется от 1,2 до 2,16.
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 147
Таблица 53
Характеристика кривых зависимости ф =f (s) по различным источникам
Данные Исследованный материал Глубина реза- ния t в мм Пределы измене- ния подачи в мм/об Подача, соответ- ствующая точке перегиба линии r/ = f(s), s в мм/об Показа- тель у Значение К
справа от точки перегиба слева от точки перегиба
А. А. Ава- кова Углеродистая сталь, абр = 55 кг/мм\ б = = 11,3% 2,0 0,015-4-3,06 0,12 0,63 0,146 4,3
И. М. Бес- прозванного Углеродистая сталь, а = 57 кг!мм2 ар 0,5 0,1-ь 1,2 0,8 0,40 0,18 2,2
1,0 0,2 0,4 0,22 0,44 3,18 0,22 1,2 2,0
2,0 0,2 0,4 0,30 0,65 0,18 3,30 1,66 2,16
4,0 0,2 0,4 0,30 0,65 0,18 0,30 1,66 2,16
^Автора Закаленная сталь В, ^с=59 0,3 0,07 -4- 0,307 0,155 0,22 0,20 1,1
0,6 0,07 ч- 0,395 0,26 1,30 0,19 6.8
Закаленная сталь В, ^с=49 1,2 0,07 — 0,610 0,155 0,53 0,26 2,04
Закаленная сталь А, /7Дс=49,5 1,5 0,1534-0,610 0,305 0,90 0,42 2,14
Закаленная сталь В, ^ = 59 2,4 0,07 4- 0,395 0,175 1,02 0,18 5,65
Закаленная сталь С, =65 0,10 0,25 0,50 1,00 0,05 4-0,14 0,05 4- 0,28 0,05 4-0,28 0,05 4- 0,28 0,10 0,10 0,14 0,10 0,66 0,53 0,72 0,72 0,40 0,45 0,50 Э,52 1,65 1,18 1,44 1,39
А. А. Ма- слова Закаленная сталь Х12М, = 0,25 ч-2,0 0,10 4- 0,75 0,30 0,82 0,17 4,8
10*
148
Точение закаленных сталей •*
Данные автора и А. А. Маслова показывают, что линии зави-
симости v — s имеют для закаленных сталей тот же характер, что
и для незакаленных. Например, для стали С, при всех исследован-
ных значениях глубины резания и подачи, перегиб линий v — s на-
блюдается в одной и той же точке, соответствующей подаче
5 = 0,10 мм/об (как исключение, линия для £ = 0,5 мм имеет пере-
гиб при 5 = 0,14 мм/об). Отношение Ку изменяется здесь, при-
мерно, в тех же пределах, что и у И. М" Беспрозванного: от 1,18
до 1,65.
Мало убедительны значения Ку для других марок закаленных
сталей, исследованных автором и А. А. Масловым. Во всяком слу-
чае, и для этих сталей линии v — s имеют точки перегиба, причем
показатель yv ддя правого отрезка ломаной имеет большую вели-
чину, чем для левого отрезка.
Совпадение данных А. А. Авакова и И. М. Беспрозванного
с данными автора и А. А. Маслова подтверждает, что, в противо-
положность выводу П. П. Грудова, при точении закаленных сталей
влияние подачи на скорость резания имеет тот же характер, что и
при точении незакаленных сталей.
Перейдем к показателю xv. В табл. 54 приведены данные, харак-
теризующие зависимость скорости резания от глубины резания для
закаленных и незакаленных сталей. Как видно, данные П. П. Гру-
дова, А. А. Маслова и автора по закаленным сталям в основном
совпадают. Линии v = f(t) обнаруживают точку перегиба, справа
от которой показатель xv имеет большую величину, чем слева от
нее. Отношение показателей xv для правого и левого отрезков
линии ^бо — t (сходящихся в точке перегиба), обозначенное через
Кх> приближается к 2,0.
Следовательно, показатель xv зависит от глубины резания:
с увеличением t показатель xv возрастает. Он возрастает также
с увеличением подачи, что видно из данных автора для стали С
.(фиг. 75).
Для незакаленных сталей, по данным И. М. Беспрозванного, за-
висимость показателя xv от подачи выражена более четко, чем от
глубины резания. С увеличением подачи и глубины резания пока-
затель xv увеличивается.
Во всяком случае, влияние глубины резания на скорость реза-
ния для закаленных сталей имеет тот же характер, что и для не-
закаленных сталей. С увеличением глубины резания и подачи
влияние глубины резания на скорость резания возрастает.
Зависимость между скоростью резания, глубиной резания и по-
дачей для исследованных автором закаленных сталей твердостью
= 414-65 выражается уравнением
(5)
t v - s v
где ^b0 — скорость резания при 60-минутной стойкости резца
в M(MUH\
Yv
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 149
С — постоянный коэффициент;
t—глубина резания в мм\
s — подача в мм/об\
xv — показатель степени при глубине резания;
yv— показатель степени при подаче.
Таблица 54
- Характеристика кривых зависимости v = по различным источникам
Данные Исследованный материал Подача 5 в мм; об Пределы измене- ния глубины резания t в мм Глубина резания t в мм, соответ- ствующая точке перегиба линии » = /(О Показатель Значение К X
справа от точ- ки перегиба слева от точки перегиба
И. М. Бес- прозванного Углеродистая сталь, авр = = 57 кг!мм2 0,4 0,54-4,0 2,0 0,18 0,17 1,06
0,8 0,5 -5- 4,0 1,0 2,0 0,42 0,12 • 0,37 0,37 1,13 0,32
1,2 0,54-4,0 1,0 2,0 0,50 0,28 0,40 0,50 1,25 0,56
Автора Закаленная сталь С,//^ = 65 0,05 0,10 0,10 4-1,00 0,104-1,00 0,50 0,50 0,24 0,21 0,12 0,18 2,0 1,16
0,14 0,10 4-1,00 0,50 0,34 0,17 2,0
0,20 0,25 4-1,00 0,50 0,38 0,26 1,46
- 0,28 0,25 4-1,00 0,50 0,42 0,23 1,83
П. П. Гру- дова Закаленные стали, HR(,= 0,05 ч-0,30 0,2 4- 2,0 1,25 1,10 0,50 2,20
= 47 -=- 56
А. А. Ма- слова Закаленная сталь, Но — 58 0,09ч-0,Зб 0,25 4- 2,0 0,50 0,27 0,14 | 1,92
1,50 0,63 0,27 2,33

В основу расчета рекомендуемых скоростей резания (приложе-
h ние I) положены xf. — 0,25; yv = 0,45. Эффективные мощности
Определены по формуле
' Ne = CN-tW5кет. (6)
150
Точение закаленных сталей
Для постоянных Cv&) и СN приняты следующие значения:
Твердость
закаленной
стали . 38 41 44 47 50 52 54 56 58 60 62 65
я с
С . 50 40 31 27 22 19,5 17,5 16 14,5 12,5 7 2,8
”60 ’
CN . . . 2,05 1,77 1,48 1,36 1,18 1,10 1,02 0,96 0,89 0,81 0,49 0,23
При определении величин CN и показателей xv и yv, кроме
опытных данных автора, учтены работы Н. С. Логака [21], П. П. Тру-
дов а [29] и НИБТН [27].
Влияние механических свойств закаленных сталей
на скорость резания
Обрабатываемость сталей с точки зрения уровня допускаемых
скоростей резания зависит главным образом от химического со-
става сталей, их микроструктуры и механических свойств. Влияние
химического состава сталей на их обрабатываемость, определяе-
мую скоростью резания, соответствующей 60-минутной стойкости
инструмента (у6о), характеризуют опытные данные Э. И. Фельд-
штейна [44].
Марка обраба-
тываемой стали . Сталь 15 Сталь 40
v60 в м/мин . . 100 60
Коэффициент . 1,0 0,6
У12 40Х 35ХГС Р9 Р18
40 45 30 20 20
0,4 0,45 0,3 0,2 0,2
Приведенные данные показывают, что обрабатываемость сталей
в сильной степени зависит от содержания в них углерода и леги-
рующих элементов.
В этом же исследовании [44] установлено, что на обрабатывае-
мость стали данного состава решающее влияние оказывает струк-
тура стали, получаемая в результате термической обработки.
Интенсивность затупления режущего инструмента тесно связана
с формой перлита обрабатываемой стали. Самые лучшие резуль-
таты получаются при структуре зернистого перлита. При пластин-
чатом перлите уровень скоростей убо значительно ниже, особенно
для сталей с высоким содержанием углерода и легирующих эле-
ментов.
Сравнение скоростей резания для исследованных сталей с раз-
личной структурой показывает, что наименьшая интенсивность
износа режущего инструмента имеет место при резании феррита.
Затем, в порядке усиления интенсивности, располагаются: точечный
перлит, зернистый перлит, пластинчатый перлит, сорбитообразный
перлит, сорбит, троостосорбит.
Различными исследователями были сделаны многочисленные
попытки найти непосредственную зависимость скорости резания от
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 151
механических свойств обрабатываемого материала. Например,
НИБТН [27] рекомендует для незакаленных сталей (углеродистых
и легированных) следующие формулы:
С.
— —Г- М/МИН',
зр
^90 =----- М MUH>
где = 1,5.
Зависимость такого же характера получил и Э. И. Фельдштейн
[44]. В пределах каждой из испытанных им сталей показатель сте-
пени nv = 1,5; обобщение по всем исследованным сталям, вклю-
чая быстрорежущие стали, для которых характерна плохая обра-
батываемость, дало nv = 2,2; только для конструкционных сталей
nv = 1,8. Анализ опытных данных позволил сделать заключение,
что характеристики механических свойств сталей и Н г, не мо-
гут служить основанием для достаточно точного суждения о тре-
бующейся скорости резания так как ошибки в определении
скоростей, при пользовании приведенными формулами, могут до-
стигать 70%.
Обратимся к закаленным сталям. Опытные данные автора по-
казывают, что химический состав закаленной стали мало влияет
на ее обрабатываемость. Сталь А твердостью Нрс = 49,5 харак-
теризуется примерно той же обрабатываемостью, что и сталь В
. твердостью Нрп = 49, хотя содержание легирующих элементов
в стали В составляет 6,58—7,66%, а в стали А — 4,24—5,02%.
Отсутствие влияния состава закаленных сталей на их обрабаты-
ваемость подтверждается исследованиями А. Я. Малкина [23] (для
сталей У10, У12, 40Х, ШХ15, ШХ15Г, ОХНМ, ОХНЗМ и хромансила
твердостью Нрс > 49) и Е. А. Белоусовой [30] (для сталей ШХ15,
ШХ15Г, 12ХНЗ, 9ХС, 40Х и 45 твердостью Нрс =49-66).
По опытным данным автора для сталей А, В и С твердостью
7/ва=41-т-65 на фиг. 77 в логарифмической системе координат
приведен график зависимости между твердостью закаленных ста-
лей Hrc и их обрабатываемостью, выражаемой величиной по-
стоянного коэффициента СГ6О. На графике видно, что влияние
твердости закаленной стали на скорость резания усиливается по
мере перехода к более высоким твердостям. Так, при увеличении
твердости стали на три единицы по Роквеллу в пределах от 41 до
44 коэффициент CvQq уменьшается от 51 до 40, т. е. приблизительно
на 22%, а при увеличении твердости на те же три единицы, но от
62 до 65, коэффициент С?<60 уменьшается уже на 60% (от 9,1 до 3,6).
График (фиг. 77) имеет перегиб в точке, соответствующей твер-
дости Hrp = 60. Вправо от точки перегиба влияние твердости ста-
ли на ее обрабатываемость выражено более резко, чем влево от нее.
152
Точение закаленных сталей *
Зависимость C1!g0 — Hrc можно выразить уравнением
С — А'
^60-- h
где nv=3 для сталей твердостью Нв,с < 60, п.. = 19 для сталей
твердостью Н вс^> 60.
По данным Н. С. Логака [21] для закаленных сталей твердостью
Hbg = 50 -i- 63 (фиг. 78) показатель степени при Нвс равен 9.
(7)
Фиг. 77. Зависимость
между коэффициентом
СГб0 и твердостью Hrc
закаленных сталей. То-
чение сталей А, В и С
твердостью HRq = 41 -г-65
резцами Т15К6.
Фиг. 78. Зависимость
между коэффициентом
Cv&) и твердостью за-
каленных сталей в пре-
делах HRc = 50 ~ 63.
Данные Н. С. Логака
для резцов Т30К4.
Приведенные данные по закаленным сталям позволяют сделать
вывод, что закономерность влияния механических свойств стали
на ее обрабатываемость, известная для незакаленных сталей, может
быть распространена на все стали, подвергаемые обработке реза-
нием. Влияние твердости (или свр ) обрабатываемой стали на ско-
Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость резания 153
рость резания возрастает прогрессивно по мере перехода из одной
воны твердостей (или ъвр ) в следующую зону более высоких твер-
достей обрабатываемого материала. Если для незакаленных сталей
показатель степени nv < 2, то для закаленных сталей твердостью
Нвс^ 60 п„ = 3, а для он возрастает в несколько раз.
Режимы резания в. приложении I рассчитаны для значений пока-
зателя nv, полученных в опытах автора.
Выводы
1. При точении закаленных сталей действует основной закон
теории резания металлов, выражаемый уравнением
С
V = —.
'р'ГП
Показатель относительной стойкости m характеризует интенсив-
ность изменения стойкости инструмента с изменением скорости ре-
зания. Чем меньше показатель tn, тем сильнее сказывается измене-
ние скорости резания на стойкости инструмента, и наоборот.
2. При обработке закаленных сталей величина показателя отно-
сительной стойкости т зависит от следующих факторов: подачи $,
глубины резания /, отношения глубины резания к подаче —, пе-
реднего угла резца у, заднего угла а, радиуса закругления верши-
ны резца г, марки твердого сплава, которым оснащен резец, твер-
дости закаленной стали.
С увеличением s, t и величина показателя т возрастает. Она
уменьшается с увеличением переднего угла у и радиуса закругле-
ния вершины резца г и с уменьшением заднего угла а. Для титано-
вольфрамовых сплавов показатель т меньше, чем для вольфрамо-
вых. С повышением твердости закаленной стали он увеличивается.
Наибольшее влияние на величину показателя т оказывают твер-
дость закаленной стали, подача и марка твердого сплава, которым
оснащен резец.
Полученные для закаленных сталей зависимости показателя
относительной стойкости т от влияющих на него факторов имеют
тот же характер, что и для незакаленных сталей.
3. Для исследованных автором закаленных сталей твердостью
Нре =414-65 зависимость между скоростью резания^ глубиной
резания и подачей выражается уравнением
Cv
^бо = “т—м!мин.
t v - sv
Показатель yv больше показателя xv. Значит, подача оказывает
на. скорость резания большее влияние, чем глубина резания; при
154
Точение закаленных сталей
точении закаленных сталей, так же, как и незакаленных, выгоднее
работать с меньшими подачами и большими глубинами резания.,
Величина показателей xv и у0 возрастает с увеличением глубины
резания t и подачи s. Поскольку подача оказывает на скорость ре-
зания большее влияние, чем глубина резания (yv ^>xv), то выгод-
t
нее работать с большими значениями —.
4. Закаленные стали обрабатываются со значительно меньшими
скоростями резания, чем незакаленные стали. С повышением твер-
дости закаленной стали допускаемая скорость резания понижается.
Применявшиеся в исследованиях обработки закаленных сталей
скорости резания, учитывая механические свойства обрабатывае-
мого материала, соответствуют по своему уровню скоростям реза-
ния, с которыми работают новаторы-скоростники.
17. КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТИ И ТОЧНОСТЬ ОБРАБОТКИ
Точение закаленных сталей находит на производстве применение
вместо чернового шлифования; при определенных условиях точение
может заменить и чистовое шлифование. Поэтому знание характера
влияния обработки резанием закаленных сталей на чистоту поверх-
ности и состояние поверхностного слоя металла представляет прак-
тический и научный интерес. Далее изложены пока еще немногие
опытные данные, освещающие эти вопросы.
Чистота обработанной поверхности
Здесь приведены результаты исследований, имевших целью уста-
новить достижимую при точении закаленных сталей степень чистоты
обработанной поверхности, а также характер влияния на нее раз-
личных факторов.
Исследование автора проводилось на стали В твердостью
= 59. Измерения шероховатости поверхности производились
с помощью профилометра Аббота, показывающего среднее квадра-
тическое отклонение (Нск) микронеровностей исследуемой поверх-
ности в микродюймах. Показания прибора пересчитаны на микроны.
На испытуемой болванке были образованы пояски. Между ка-
ждыми двумя соседними поясками были сделаны выточки для
схода резца.
Все опыты, кроме тех, какие были посвящены исследованию
влияния марки твердого сплава на чистоту поверхности, проводи-
лись резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6. Все резцы
подвергались доводке.
Исследовано влияние на чистоту поверхносги следующих фак-
торов: скорости резания v\ подачи s; радиуса закругления вершины
резца г; переднего угла резца у; марки твердого сплава, которым
был оснащен резец; доводки режущей части резца.
Качество поверхности и точность обработки
155
Влияние скорости реза-
ния на чистоту поверхности.
Поверхность была обрабо-
тана при t — 0,3 мм и s =
= 0,112 мм/об. Скорость ре-
зания изменялась в преде-
лах v = Юн-85 м/мин. Опыт-
ные данные (табл. 55 и
фиг. 79) не дают четко вы-
раженной картины, но по-
зволяют сделать вывод, что
скорость резания не оказы-
вает влияния на чистоту по-
верхности.
Сделанный вывод под-
тверждается исследованием
А. И. Исаева [45]. На фиг. 80
представлены результаты
выполненных им опытов по
точению стали 45, термиче-
ски обработанной на раз-
личную твердость. Приня-
тый диапазон режимов ре-
зания (наименьшая ско-
рость v >20 м/мин) обеспе-
чил работу без наростооб-
разования. Как видно, с по-
фиг. 79. Влияние скорости резания на чи-
стоту обработанной поверхности. Точение
стали В твердостью //д^=59 при t = 0,3 мм
и $ = 0,112 мм/об. Геометрия резцов:
а = 6°; y = — 5°; X = 0°; = 45°; = 15°;
г = 1,15 мм.
Таблица 55
Влияние скорости резания на чистоту поверхности
Скорость резания v В M/MU.H Среднее квадратическое отклонение микронеровностей HGK в мк
Поперечный профиль Продольный профиль
Промеры Средние данные
1 1 11 1 ш
10 1,7 1,8 1,8 1,8 1,2
25 1,0 1,0 0,9 1,0 0,8
40 1,6 1,2 1,1 1,3 1,0
55 2,0 1,4 1,4 1,6 0,9
70 1,5 1,3 1,2 1,3 1,0
85 1,3 1,1 1,1 1,2 0,9
156
Точение закаленных сталей
вышением твердости обрабатываемого материала высота микро-
неровностей снижается. При скоростях резания и >140 м/мин
влияние твердости обрабатываемого материала на шероховатость
поверхности становится незначительным.
Опыты, выполненные с большими подачами, дали аналогичные
результаты. При этом установлено, что по мере увеличения подачи
точки на кривых, в которых происходит изменение закономерности
влияния 'скорости резания на высоту неровностей поверхности, сдви-
гаются влево (в сторону меньших и).
Наибольший интерес на фиг. 80 представляет зависимость
НСр — v для стали 45, термически обработанной на достаточно
Фиг. 80. Влияние скорости резания на среднюю высоту микро-
неровностей обработанной поверхности.
Точение стали 45 различной твердости при t = 1 мм и
5 = 0,106 мм/об. Геометрия резцов Т15К6: а = 8°, 7 = 5°.
л = 0°, ср = 45°, cpt == 15°, г = 1,5 мм. Данные А. И. Исаева.
высокую твердость Нв =500 (/7^ = 51). Здесь изменение скоро-
сти резания практически не влияет на величину микронеровностей
обработанной поверхности.
Влияние подачи на чистоту поверхности. Поверхность была об-
работана при t = 6 мм и v = 40 м/мин. Подача изменялась в пре-
делах s = 0,07-т-0,505 мм)об. Результаты испытаний (табл. 56)
показывают, что с увеличением подачи величина неровностей в по-
перечном профиле резко повышается. Понижение чистоты поверх-
ности наблюдается и в продольном профиле, но здесь оно выражено
значительно слабее.
На фиг. 81 незакаленная сталь 40ХН представлена двумя кри-
выми [45] для скоростей резания v = 42,5 и 135 м/мин. Как видно,
при изменении подачи s в одинаковом диапазоне, для закаленной
стали (кривая 5) зависимость величины микронеровностей от по-
Качество поверхности и точность обработки
157
Таблица 56
Влияние подачи на чистоту поверхности
Подача 5 в мм/об Среднее квадратическое отклонение микронеровностей Нек в мк
Поперечный профиль Продольный Профиль
Промеры Средние данные
I | П
0,070 1,1 0,9 1,0 1,0
0,112 1,4 1,2 1,3 1,2
0,155 2,5 2,5 2,5 2,2
0,225 2,5 2,5 2,5 2,4
0,395 5,0 5,0 5,0 2,5
0,505 8,7 8,1 8,4 2,5 .
дачи имеет в общем тот же характер, что и для незакаленных
сталей.
Фиг. 81. Влияние подачи s на чистоту
обработанной поверхности при точе-
нии закаленной и незакаленной сталей
(радиус закругления вершины резца
г = 1 мм).
/ — незакаленная сталь 40ХН при г> =
«=42,5 м/мпн; 2 —та же сталь при
v = 135 м/мш-г, 3 — закаленная сталь твер-
достью URq ==59 при V—4Q м/мин (а=6°,
у = -5°, л=0°, ср=45° 91 = 15°).
Фиг. 82. Влияние радиуса закругле-
ния вершины резца г на чистоту обра-
ботанной поверхности при точении
незакаленной и закаленной сталей:
7--незакаленная сталь ЭИ-107 (а=8°; у = 15°;
<р=45°; со, = 15°; 5=0, 35 лси/об; г/=41,5лг/лган);
2—закаленная сталь твердостью -Н.Й£=59
(а=0°; у = -5°; Л=0°; <р=45°; 91=15°;
5=0,155 мм(об\ г/ = 38 м/мин).
Расположение кривой 3 ниже кривых / и 2 (в опытах с обеими
сталями резцы практически имели одинаковый радиус закругления
вершины г 1 мм) указывает на то, что при обработке закаленных
138
Точение закаленных сталей *
сталей достигается более высокая чистота поверхности, чем при
обработке незакаленных сталей.
Для стали В твердостью Hrc = 59 поперечную шероховатость
можно связать с подачей зависимостью
HGK= 15,5 • s1’07. (8)
Влияние радиуса закругления вершины резца на чистоту по-
верхности. Поверхность была обработана при следующем режиме
резания: t = 0,6 мм, s = 0,155 мм/об, v = 38 м/мин. Радиус закруг-
ления вершины г изменялся от 0,05 до 4,0 мм. На резце с г = 0,05 мм
вершина была слегка заправлена оселком.
Результаты опытов (табл. 57) показали, что с увеличением ра-
диуса г увеличивается шероховатость поверхности как в попереч-
ном, так и в продольном профилях.
Таблица 57
Влияние радиуса закругления вершины резца на чистоту поверхности
Радиус закругления вершины резца г в мм Среднее квадратическое отклонение микронеровностей в мк
Поперечный профиль Продольный профиль
Промеры Средние данные
I п ill
4,00 1,4 1,2 1,2 1,3 1,0
2,20 1,5 1,8 1,8 1,7 1,0
1,15 3,4 3,1 3,1 3,2 2,0
0,35 6,2 6,2 — 6,2 3,3
0,05 11,2 11,2 — 11,2 5,1
Фиг. 82 показывает, что характер влияния величины радиуса г
на величину микронеровностей поверхности для закаленной и' неза-
каленной сталей в общем одинаков.
Зависимость между поперечной шероховатостью и радиусом г
для закаленной стали В выражается уравнением
ст
Влияние переднего угла резца на чистоту поверхности. Поверх-
ность была обработана при Z = 0,6 мм, s = G,3Ql мм/об и v =
= 30 м/мин. Передний угол у у резцов изменялся от Н-10 до —12%
Результаты испытаний представлены в табл. 58 и на фиг. 83. Кри-
вая не показывает закономерной связи между величиной переднего
угла у и высотой микронеровностей. В конкретных условиях настоя-
щих испытаний наименьшее значение Нсл получено при у = — 5%
Качество поверхности и точность обработки
159
Таблица 58
Влияние переднего угла резца у на чистоту поверхности
Передний угол резца Среднее квадратическое отклонение микронеровностей в поперечном профиле Нск в мк
Промеры Средние данные
I 11 in
+ 10 4,0 3,7 — 3,9
4-6 4,5 4,7 4,2 4,5
0 5,0 5,0 5,0 5,0
— 5 3,2 3,5 3,1 3,3
— 8 3,7 4,5 3,6 3,9
— 12 5,2 5,4 4,9 5,2
Аналогичные результаты получил А. И. Исаев [45] при исследо-
вании нескольких марок незакаленных сталей. Опытные данные
для стали ЭИ-107 приведены на фиг. 84. В зоне отрицательных
Фиг. 83. Влияние переднего угла
резца 7 на чистоту обработанной
поверхности. Точение стали
В твердостью //Bp=59 при
t = 0,6 л/л/, $ == 0,307 мм/об и
v = 30 м/мин. Геометрия резцов:
а = 6°, Х = 0°, ср = 45°, срх = 15°,
г — 1,15 мм.
Фиг. 84. Влияние переднего угла
резца 7 на чистоту обработанной
поверхности. Точение незака-
ленной стали ЭИ-107 при
5=0,2 мм/об. Геометрия резцсвк
а = 8°, ср = 45°, срх = 12°, г = 1 л/л/;
/ — •27=25,2 м!мин\ 2— '27=141 м!мин.
значений угла у с увеличением последнего величина микронеровно-
стей несколько убывает.
Влияние марки твердого сплава, которым оснащен резец, на
чистоту поверхности. Поверхность была обработана при режиме
резания: t = 0,6 мм; s = 0,155 мм/об и о = 30 м/мин. Испытыва-
160
Точение закаленных сталей
Таблица 59
Влияние марки твердого сплава резца на чистоту поверхности
Марка твердого сплава Среднее квадратическое отклонение микронеровностей в мк
Поперечный профиль Продольный профиль
Промеры Средние данные
1 | Н 1 111
ВК6 2,7 2,7 — 2,7 2,0
ВК8 2,5 2,5 — 2,5 . 1,9
ВК12 3,5 3,7 3,6 3,6 2,2
Т15К6 2,0 2,0 2,0 2,0 1,4
Т21К8 2,5 2,2 — 2,3 1,7
Фиг. 85. Влияние марки твердого сплава, ко-
торым оснащен резец, на чистоту обработан-
ной поверхности. Точение стали В твердостью
Hrc = 59 ПРИ * “ мм] s = 0,155 мм/об и
V = 30 м/мин. Геометрия резцов- а = 6°
7 = - 5°; к = 0°; = 45°; = 15°; г 1Д5
лись следующие марки
твердых сплавов: ВК6,
ВК8, ВК12, Т15К6 и
Т21К8.
Опытные данные (табл.
59 и фиг. 85) позволяют
отметить, что твердые
сплавы титановольфрамо-
вой группы (Т15К6 и
Т21К8) дают поверхность
более высокой чистоты,
чем сплавы вольфрамо-
вой группы (ВК6, ВК8
и ВК12). Объяснить это
можно тем, что титано-
вольфрамовые сплавы
имеют более высокие
твердость и износостой-
кость по сравнению с
вольфрамовыми сплавами
и меньшую способность
к слипанию со стружкой.
Благодаря этому режу-
щая кромка титановоль-
фрамового резца дольше
сохраняет свою форму,
полученную в процессе
заточки и доводки.
Влияние доводки резца на чистоту поверхности. Испытания
проводились резцами Т15К6, имевшими геометрию режущей части:
Качество поверхности и точность обработки
161
Таблица 60
Влияние доводки резца на чистоту поверхности
Состояние резца Среднее квадратическое отклонение неровностей в поперечном профиле в м*
Промеры Средние данные
1 1 | in
Без доводки .... 7,7 5,0 5,0 5,7
С доводкой .... 1,5 2,0 2,7 2,1
Без доводки .... 2,3 5,4 5,4 4,4
С доводкой .... 2,7 4,2 — 3,4
а = 6°; у = —5°; А = 0°; (р = 45°; ф1 = 15°; г—1,15 мм. Поверх-
ность была обработана при / = 0,6 мм, s = 0,155 мм/об и v =
= 30 м/мин. Результаты испытаний представлены в табл. 60.
Как видно, доводка резца повышает чистоту обработанной по-
верхности.
Произведем анализ опытных данных для закаленной стали твер-
достью Нт?с = 59. При /—0,3 мм и s = 112 мм/об среднее значе-
ние Нск по 18 замерам составляет 1,3 мк\ в нескольких случаях
Нек = 0,9 4- 1,1 мк\ при t = 0,6 мм и s = 0,07 мм/об НСк = 1,1 и
0,9 мк. Такая величина микронеровностей соответствует 7-му классу
чистоты по ГОСТ 2789—51, причем она находится ближе к верх-
нему пределу, граничащему с 8-ым классом.
Очевидно, что при подачах, меньших s = 0,07 мм/об, можно по-
лучить Нек < 0,8 мк, т. е. поверхность VVV 8, или чисто шлифо-
ванную. Получение поверхности \/\/ 5 и VV 6 не представляет
затруднений, так как HeK = 2—3 мк достигается при относительно
больших подачах s (до 0,3 мм/об).
Для закаленной стали твердостью Нцс=59 между высотой
микронеровностей в поперечном направлении, подачей s и радиу-
сом закругления вершины резца г (подача изменяется в пределах
s = 0,074-0,505 мм/об, а радиус закругления вершины резца в пре-
делах г = 0,05 4- 4,0 мм) существует зависимость
мк, (Ю)
Для приближенного определения высоты микронеровностей при
точении быстрорежущими резцами незакаленных углеродистых и
хромистых сталей комиссия по резанию металлов [46] рекомендует
формулу
0 21 • <?1,07
,(Н)
И Зак. 2832.
162
Точение закаленных сталей
По уравнению (10) определяется Нск, а по уравнению (11) —
/7тах • Для сопоставления обеих формул произведем в уравнении
(10) некоторые преобразования, приняв #тах =4 Нек . Тогда урав-
нение получает вид:
н _ 19,1 • 4 • s1’07 _ 0,076 • s1’07
“max Ю00 • Г0’63 Г0,63
мм.
(12)
Как видно, постоянная для закаленной стали твердостью
HR(=№ приблизительно в три раза меньше постоянной для не-
закаленных сталей.
Выводы автора подтверждаются другими исследованиями про-
цесса точения закаленных сталей. Обрабатывая стали высокой твер-
дости резцами, оснащенными твердым сплавом Т30К4, со скоро-
стями резания, соответствующими стойкости резца Т — 60 мин.
(7 = 0,2 мм\ s = 0,l жж/об), Н. С. Логак [21] получал поверхности
с НСк =0,6-4- 1,2 мк, т. е. 7—8-го классов чистоты (ближе
к 8-му классу). Лучшие результаты, полученные Н. С. Логаком
на больших подачах, объясняются тем, что он применял
твердый сплав Т30К4, а автор проводил свои опыты со спла-
вом Т15К6.
При точении сталей, закаленных на высокую твердость, со сред-
ними режимами резания (Z= 1,0 -4-2,0 мм; s = 0,15 мм/об),
Е. А. Белоусова [30] достигала чистоты поверхности 7-го класса; при
меньших подачах чистота поверхности повышалась. Установлено,
что при прочих равных условиях обработки, с повышением твердо-
сти закаленной стали на 10 единиц по Роквеллу (шкала С) высота
микронеровностей уменьшается на 50%.
Исследуя чистоту обработанной поверхности при точении зака-
ленных сталей твердостью /77^=60ч-64 с большими подачами
(по методу Колесова), А. Д. Макаров [24] установил, что при ра-
боте резцами с отношением длины дополнительной режущей кром-
ки к подаче у >5, на подачах $= 0,6 ч- 1,0 мм/об, надежно обес-
печивается получение чистоты поверхности по 6-му классу, а при
меньших подачах ($ = 0,1 4-0,4 мм/об) и у=8ч-10 — не ниже
7-го класса.
При точении незакаленных сталей наибольшее влияние на мик-
рогеометрию обработанной поверхности оказывают скорость реза-
ния v, подача $ и радиус закругления вершины резца г. Отличи-
тельной особенностью обработки закаленных сталей является отсут-
ствие влияния скорости резания на величину микронеровностей.
В остальном на закаленные стали можно распространить основные
закономерности, свойственные незакаленным сталям, связанные
с микрогеометрией обработанной поверхности.
Качество поверхности и точность обработки
163
Физико-механические свойства поверхностного слоя металла
Вопрос о свойствах поверхностного слоя после токарной обра-
ботки закаленных сталей привлекал внимание уже в первых иссле-
дованиях в этой области. Опыты Н. И. Щелконогова [28] показали,
что после точения закаленной стали твердостью Hrg = 61 струк-
тура поверхностного слоя металла не изменилась по сравнению
с исходной, а твердость его несколько повысилась. Повышение
твердости поверхностного слоя закаленных сталей после точения
наблюдал автор и в своих опытах.
Значительный интерес представляют данные, полученные в ис-
следовании Е. А. Белоусовой [30] при обработке закаленных сталей
твердостью Hrg= 50 4- 65. Выявилось, что поверхность деталей
из закаленных сталей после токарной обработки не только не те-
ряет твердости, приобретенной при закалке, но, наоборот, получает
повышение твердости — наклепывается. Наклепанный слой прочно
связан с основной массой металла, в нем не происходит металло-
графических превращений. Твердость наклепанного слоя плавно
убывает от наибольшей на обработанной поверхности да исходной,
приобретенной при закалке. Наклепанный слой равномерно распро-
странен по всей обработанной поверхности и повторяет ее профиль.
Глубина наклепа достигает 100 мк, а степень наклепа — 1,1 4- 1,4.
Наибольшее влияние на глубину и степень наклепа оказывает
твердость закаленной стали. С увеличением отрицательного значе-
ния переднего угла резца возрастает глубина и степень наклепа. Из-
менение переднего угла у от —5 до —30° приводит к увеличению
микротвердости поверхностного слоя до 10—15%, причем это увели-
чение проявляется тем резче, чем ниже твердость обрабатываемого
материала.
Подача s мало влияет на глубину и степень наклепа. Во всем
исследованном диапазоне подач (s = 0,15 4-0,84 мм/об) глубина
наклепа составляет 40—50 мк для стали твердостью Hrg=60 4-
4-65 и 80—100 мк для стали твердостью Hrg=50. Степень на-
клепа колеблется в пределах 10%.
С изменением скорости резания у от 6 до 60 м/мин глубина на-
клепа мало изменяется. Она составляет 80—100 мк для стали твер-
достью Hrg = 50 и 30—40 мк для стали твердостью Hrg = 60.
Степень наклепа изменяется при этом на 10—30%.
Наклепанный слой характеризуется остаточными напряжениями
сжатия, достигающими 100—150 кг/мм2. Наиболее напряженным
является верхний слой обработанной поверхности. По мере удале-
ния от него в направлении оси обрабатываемой детали остаточные
напряжения постепенно уменьшаются и на глубине 100 4-150 мк
совсем исчезают.
С увеличением подачи s в пять раз остаточные напряжения воз-
растают в 2—2,5 раза. Скорость резания оказывает значительно
11*
164
Точение закаленных сталей
меньшее влияние на величину остаточных напряжений. Увеличение
скорости резания v от 4 до 15 м/мин приводит к уменьшению оста-
точных напряжений до 20%; дальнейшее увеличение скорости ре-
зания до 100 м/мин не влияет на их величину.
Значительное влияние на величину остаточных напряжений ока-
зывает твердость обрабатываемого материала. С увеличением твер-
дости закаленной стали на 10 единиц (от Hj>(: =50 до Нрс =*>60)
остаточные напряжения в поверхностном слое возрастают в два раза.
Получение в поверхностном слое остаточных напряжений сжатия
достигается при переднем угле у резца в пределах от —8 до —16°.
При меньших отрицательных углах могут возникнуть напряжения
растяжения.
Как показали опыты И. С. Штейнберга [47], изменение переднего
угла резца влияет не только на величину и знак остаточных напря-
жений, но в значительной степени и на глубину их распространения.*
При точении закаленной стали 45ХНМФА со скоростью резания
v — 75 м/мин, глубиной резания t = 0,5 мм и подачей s = 0,5 мм/об
увеличение отрицательного значения переднего угла у от —30 до
—60° привело к возрастанию глубины распространения остаточных
напряжений от 0,25 до 0,65 мм.
Приведем данные из литературы по незакаленным сталям. Как
показывают опыты П. Е. Дьяченко [48] (фиг. 86), при увеличении
подачи <s приблизительно в 3,5 раза (от 0,23 до 0,76 мм/об) микро-
твердость обработанной поверхности при точении незакаленной
стали 45 повысилась для скоростей резания v = 50 и 100 м/мин на
27%, для v = 135 м/мин — на 33% и для v = 170 м/мин — на 39%.
Здесь же можно проследить влияние скорости резания на степень
наклепа верхнего слоя металла. Например, для подачи <$ = 0,6 мм/об
увеличение скорости резания приблизительно в 3,5 раза привело
к увеличению микротвердости обработанной поверхности на 25%.
Сопоставим эти данные с ранее приведенными данными для за-
каленных сталей твердостью Hrg = 50 4- 65. Для последних увели-
чение подачи s в 5,6 раза дает увеличение степени наклепа в преде-
лах 10%, а для незакаленной стали 45 увеличение подачи в 3,5 раза
привело к возрастанию степени наклепа на 27 4-39%.
Соотношения такого же характера наблюдаются при рассмотре-
нии влияния скорости резания на степень наклепа. Если для за-
каленных сталей с увеличением скорости резания в 10 раз степень
наклепа изменяется на 10—30%, то для незакаленной стали при
увеличении скорости резания только в 3,5 раза степень наклепа воз-
растает на 25%.
Следовательно, степень наклепа обработанной поверхности при
точении незакаленных сталей значительно больше, чем при точении
закаленных сталей. Это подтверждается также опытными данными
И. С. Штейнберга [47] о влиянии переднего угла резца на микро-
твердость обработанной поверхности. Из фиг. 87 видно, что для
Качество поверхности и точность обработки
165
незакаленной стали с увеличением отрицательного значения перед-
него угла от —5 до —30° микротвердость обработанной поверхно-
сти повышается от 450 до 560 кг] мм2, т. е. на 23%, а для закален-
ных сталей твердостью HpG = 50 4- 65 изменение угла у в тех же
пределах приводит к увеличению микротвердости только на 10—
15% (стр. 163).
Для оценки состояния поверхностного слоя деталей из закален-
ных сталей после точения интересно сделать сопоставление со шли-
фованием. Исследования А. А. Маталина [47] показали, что при
шлифовании закаленных сталей происходят значительные измене-
ния структуры стали в поверхностном слое. Из результатов опытов
со сталью У8 видно, что под наружным слоем повышенной микро-
Фиг. 86. Влияние подачи s и ско-
рости резания v на микротвер-
дость обработанной поверхности
при точении стали 45.
1 — 77 = 170 м/мин', 2 — 77 = 135 м/ман\
5 — 77 = 100 4 — v=50 м'мин.
Фиг. 87. Влияние переднего угла ?
резца на микротвердость обрабо-
танной поверхности.
твердости (800—1000 кг/мм2) тол-
щиной 4—6 мк часто распола-
гается слой отпущенного металла
микротвердостью 500—700 кг/мм2.
В зависимости от режимов
шлифования толщина этого слоя
может изменяться в пределах
0,02—0,20 мм. Ниже отпущенного
нарастает до исходной твердости
слоя микротвердость постепенно
рассматриваемой стали, составляющей 800—850 кг]мм2.
Приведенные опытные данные позволяют сделать вывод, что
с точки зрения упрочнения обработанной поверхности точение за-
каленных сталей дает лучшие результаты, чем шлифование.
Обратимся к вопросу остаточных напряжений. Как показали ис-
следования [47], при точении незакаленных сталей величина оста-
точных напряжений колеблется в пределах 20—80 кг/мм2, достигая
100 кг/мм2 при работе затупившимся резцом.
Глубина распространения остаточных напряжений составляет
0,05—0,10 мм, а при работе резцами с большими отрицательными
передними углами (порядка —30°) и с высокими скоростями реза-
ния она может достигать 0,65 мм.
166
Точение закаленных сталей
Опыты П. Е. Дьяченко и А. П. Добычиной [47] показали, что при
обработке стали 18ХНМА резцом с положительным передним углом
и с низкими скоростями резания (у = 6 -4- 20 м/мин) в поверхност-
ном слое возникают остаточные напряжения растяжения. Однако,
с увеличением скорости резания величина растягивающих напря-
жений снижается, а при v = 200 -4- 250 м/мин растягивающие
напряжения переходят в сжимающие. При работе с высо-
кими скоростями резания (v = 500 ~ 800 м/мин) в поверхностном
слое стали 18ХНМА развиваются остаточные напряжения сжа-
тия, величина которых возрастает с повышением скорости ре-
зания.
Аналогичные результаты получены в опытах П. Е. Дьяченко и
Н. А. Подосеновой [47] при растачивании стали ЗОХГС. Увеличение
скорости резания от 5 до 100 м/мин приводит к снижению величины
остаточных напряжений растяжения. При увеличении скорости ре-
зания до 200 м/мин остаточные напряжения растяжения переходят
в сжимающие напряжения, которые возрастают с дальнейшим по-
вышением скорости резания.
На величину остаточных напряжений поверхностного слоя не-
закаленных сталей значительное влияние оказывают подача s и
особенно передний угол резца у. Опыты И. С. Штейнберга [47] по-
казали, что при точении стали 50 резцами с у ==—30°, глубиной
резания t = 0,5 мм и скоростью резания v = 100 mImuh изменение
подачи s от 0,1 до 0,5 мм/об приводит к возрастанию остаточных
напряжений сжатия от 10 до 25 кг/мм1 и к увеличению глубины
их распространения от 0,17 до 0,35 мм.
Как следует из опытов П. Е. Дьяченко и А. П. Добычиной по
точению стали 18ХНМА [47], уже при скорости резания v =
== 150 м/мин отрицательный передний угол у = —30° способствует
возникновению остаточных напряжений сжатия, а при v =
= 750 м/мин и всех отрицательных значениях угла у в поверхно-
стном слое развиваются сжимающие остаточные напряжения и толь-
ко при больших положительных углах—растягивающие напряжения.
Сопоставление закаленных сталей с незакаленными показывает,
что влияние подачи s и переднего угла у резца на величину и знак
остаточных напряжений имеет для них одинаковый характер. Для
тех и других сталей увеличение подачи в 5 раз приводит к возрас-
танию почти в одинаковой степени остаточных напряжений. В тех
и других сталях получению в поверхностном слое сжимающих оста-
точных напряжений способствуют отрицательные передние углы на
резцах.
Закаленные стали, однако, существенно отличаются от незака-
ленных тем, что при точении первых получение в поверхностном
слое остаточных напряжений сжатия достигается при таких скоро-
стях резания, какие у незакаленных сталей вызывают растягиваю-
щие остаточные напряжения.
Качество поверхности и точность обработки
167
Влияние износа резца на точность обработки
Одним из факторов, влияющих на точность обработки, является
размерный износ резца hp) т. е. износ резца, измеренный в направ-
лении, перпендикулярном к обрабатываемой поверхности. При чи-
стовом точении закаленных сталей, осуществляемом с малыми по-
дачами, общую погрешность обработки в значительной мере опре-
деляет износ инструмента.
Следует различать зоны начального, нормального и быстрого
износа инструмента (фиг. 88) . В этих трех зонах законы протекания
износа существенно различны. В зоне 1 износ протекает значительно
быстрее, чем в зоне 2. Поведение инструмента в зоне 3 износа ме-
нее определенно. При наступле-
нии быстрого износа инструмента
чистота обработанной поверхно-
сти обычно резко ухудшается.
Стойкость инструмента при
чистовой обработке характери-
зуется длиной пути, пройденного
режущей кромкой в металле (путь
резания /).
Путь резания подсчитывается
по формуле
I = v • Т м>
где v — скорость резания в
м/мин; Фиг. 88. Зависимость износа резца
Т — продолжительность ра- от пути Резания-
боты резца в мин.
Для точения путь резания можно также определить из уравне-
ния:
Z — 1000 s М’
где D и L — диаметр и длина обработки в мм\
s — подача в мм/об.
В зоне 2 (нормального износа) зависимость износа от пути ре-
зания имеет линейный характер. Это позволяет ввести понятие от-
носительного износа. Относительным износом h0 называют размер-
ный износ инструмента в мк, отнесенный к 1000 м пути резания:
1000/г.
h0 = —-j— мк.
Табл. 61 содержит опытные данные автора по вопросу размер-
ного износа резца при точении закаленной стали С твердостью
Hrc = 65 с глубиной резания /=0,25 мм и подачей s=0,053 мм/об.
Болванка стали была разделена на несколько поясков. Между
168
Точение закаленных сталей
Таблица 61
Характеристика размерного износа резца
я 3 Е О Диаметр обра- ботки D в мм Скорость реза- ния V В М/MUH. Продолжитель- ность резания Т в мин. Расстояние от крайней точки резца до центра керна в мм Размерный износ резца h в мк Путь резания 1 в м Относительный износ резца h в мк Скорость износа резца в мк/мин Прирашение диа- метра детали Д£) в мк/мин
я 3 о С ч О <и 2 Ч Е у Л О с с о
1 174,2 10 110 3,805 3,769 36 1100 33 0,33 0,66
2 174,7 12 97 4,629 4,577 52 1160 45 0,54 1,08
3 176,5 14 73 5,000 4,950 50 1020 49 0,68 1,36
4 175,8 18 85 5,326 f 5,226 100 1530 65 1,18 2,36
5 173,55 22 30 4,285 4.233 52 660 79 1,73 3,46
каждыми двумя соседними поясками были сделаны выточки для схода
резца. Перед испытаниями каждый поясок протачивался начисто
при малом сечении среза. Опыты производились доведенными рез-
цами Т21К8 со следующими геометрическими параметрами: а=12°,
у = —5°, К = 0°, ф = 45°; ф1 = 15°, г — 1,3 мм.
Сопоставим полученные данные с данными литературы по неза-
каленным сталям. Исследованиями [49] установлено (фиг. 89 и 90),
Фиг. 89. Зависимость относительного износа резца от ско-
рости резания при точении конструкционных сталей в отож-
женном состоянии.
что при чистовом точении конструкционных сталей (45, СТ5, 40Х и
др.) твердосплавным инструментом в зоне малых скоростей резания
относительный износ резца h0 велик. Он уменьшается при повыше-
нии скорости резания и достигает минимума при некотором опти-
мальном ее значении. Дальнейшее возрастание скорости резания
приводит к увеличению относительного износа.
При чистовом точении указанных сталей в отожженном состоя-
нии оптимальные скорости резания лежат в пределах v =120 -4-
Качество поверхности и точность обработки
169
240 м/мин (фиг. 89). При этом оптимальные скорости для твер-
дого сплава Т15К6 ниже, чем для сплава Т30К4. Для тех же сталей
в улучшенном состоянии оптимальные скорости ниже: в пределах
v = 60 -4- 120 м/мин. Здесь скорости резания для сплава Т15К6
также ниже, чем для сплава Т30К4.
При обработке рассматриваемых незакаленных сталей в ото-
жженном состоянии с оптимальной скоростью резания (ц==120н-
240 м/мин) относительный износ резца ho составляет: для твер-
дого сплава Т15К6 — 8 мк, а для сплава Т30К4— 4 мк. Для тех
же сталей в улучшенном состоянии (диапазон оптимальных скоро-
Фиг. 90. Зависимость относительного износа резца от ско-
рости резания при точении конструкционных сталей в тер-
мически улучшенном состоянии.
стей резания v = 60 -4- 120 м)мин) относительный износ h0 для
сплава Т15К6 изменяется так:
V В M/MUH h0 в мк
60 16
ПО 8
220 18
Как видно из табл. 61, при точении закаленной стали твердостью
Нрс 7 65 относительный износ h0 велик. Он в несколько раз боль-
ше износа, характерного для незакаленных сталей. В исследован-
ном диапазоне скоростей резания (v =10 4- 22 м/мин) относитель-
ный износ возрастает с увеличением скорости резания.
С понижением твердости закаленной стали износ/^уменьшается.
Обратимся к фиг. 27. Износу резца Т21К8 по задней грани
h = 0,3 мм соответствует стойкость Т = 35 мин. Данный опыт про-
изводился на закаленной стали твердостью /7/?с=59 (/==0,3 мм,
s = 0,112 мм! об, v = 56 м/мин) резцом, имевшим задний угол
а = 6°. Размерный износ резца равен приблизительно 31 мк:
hp = h • tga = 0,3 • 0,105 • 1000 = 31 мк.
Путь резания
l = v Г=56 • 35= 1960 л£.
170
Точение закаленных сталей
Относительный износ резца
ЮООЛр 1000-31
j — 19б0 = 16 мк.
Большое влияние на размерный износ оказывает марка твердого
сплава, которым оснащен резец. При обработке незакаленных ста-
лей относительный износ для резцов Т30К4 в два раза меньше, чем
для резцов Т15К6 (фиг. 89 и 90).
По данным А. Д. Макарова [24], при точении закаленных сталей
твердый сплав Т30К4 имеет меньшее превосходство над сплавом
Т15К6. Оно выражается коэффициентом 1,34. Заметим, что по тем
же данным превосходство сплава Т30К4 над сплавом ВК8 харак-
теризуется коэффициентом 5,35.
Когда данным проходом завершается чистовая обработка, необ-
ходимо одновременно обеспечить высокие чистоту и точность, не-
редко на поверхностях значительных размеров. В этих случаях
остановка резца недопустима во избежание образования ступеней
на обработанной поверхности. Поэтому здесь важное значение при-
обретает выбор твердого сплава высокой износостойкости, который
обеспечивал быч обработку значительных поверхностей с минималь-
ным износом резца без промежуточного регулирования его на раз-
мер.
Практический интерес представляет возможная длина обра-
ботки, при заданной точности, без регулирования резца на размер.
Она определяется по формуле
т ID 1000. v-s j
L = -Г77---77----ММ, <
AD kD
где 6D — заданный допуск в мк.
Определим длину обработки закаленной стали твердостью
//вс = 65 для диаметра £> = 200 мм, при скорости резания v==
= 14 м/мин и подаче s = 0,1 мм/об. Зададимся точностью по 2-му
и 3-му классам. В первом случае допуск (для D = 200 мм) 6D =
= 30 мк; во втором случае — = 90 мк.
Из табл. 61 принимаем ДО = 1,36 мк. Тогда:
для первого случая
J __ 30 1000-14.0,1
£~1,3б‘ 3,14-200
для второго случая
г 90 1000.14-0,1
L 1,36* 3,14-200 ММ'
Как видно, из-за большого размерного износа длина обработки
без промежуточного регулирования резца на размер весьма мала.
Подсчет сделан для твердого сплава Т21К8. Для сплава Т30К4 от-
носительный износ будет меньше по крайней мере в 1,5 раза и в
Качество поверхности и точность обработки
171
связи с этим длина обработки L составит, соответственно, 75 и
225 мм.
Погрешность формы цилиндрической поверхности (конусность),
обусловленная износом резца, поглощает весь допуск 2-го класса
в первом случае и 3-го класса во втором. В действительности же на
точность обработки, кроме износа инструмента, влияют еще и дру-
гие факторы.
Отсюда следует, что обеспечение 2-го класса точности при точе-
нии закаленных сталей высокой твердости весьма затруднительно и
осуществимо лишь на очень малой длине обработки. Обеспечение
3-го класса точности осуществимо на большей длине.
С понижением твердости закаленной стали относительный износ
инструмента понижается, а возможная длина обработки без про-
межуточного регулирования резца возрастает. Согласно опытным
данным, для закаленной стали твердостью 7/яс=48-ч52 [21] при
работе резцом Т30К4 со скоростью резания а6о = 80 м/мин и пода-
чей 5 = 0,1 мм/об, возможная длина обработки для диаметра
D = 200 мм составляет L = 400 мм. При этом размерный износ
резца не выходит за пределы половины допуска 2-го класса точ-
ности.
Выводы
1. Отличительной особенностью процесса точения закаленных
сталей является получение поверхности высокой чистоты. При об-
работке закаленных сталей большой твердости с малыми подачами
получается поверхность, соответствующая чистошлифованной (8-й
класс по ГОСТ 2789—51). Получение поверхности, соответствую-
щей грубошлифованной, достигается при относительно больших
подачах, доходящих до 5 = 0,3 мм/об.
2. С повышением твердости закаленной стали достижимая чи-
стота обработанной поверхности повышается. Данную степень чи-
стоты поверхности для закаленных сталей получить легче, чем для
незакаленных.
3. Точение закаленных сталей может заменить грубое шлифо-
вание при работе со средними значениями подачи (5 = 0,15 ч-
ч- 0,3 мм/об) и чистовое шлифование — при работе с малыми по-
дачами (s <0,1 мм/об).
Применяя резцы с определенной геометрией, грубое шлифова-
ние можно также заменить точением с большими подачами, одно-
временно обеспечивая высокую производительность процесса.
4. При точении закаленных сталей изменение скорости резания
не влияет на шероховатость поверхности.
Величина переднего угла у не оказывает существенного влияния
на чистоту поверхности. Более высокую чистоту дают резцы, осна-
щенные титановольфрамовыми твердыми сплавами. Твердый сплав
Т30К4 имеет в этом отношении превосходство над сплавом Т15К6-
172
Точение закаленных сталей
Доводка резца повышает чистоту поверхности. При точении зака-
ленных сталей поперечная шероховатость больше продольной.
5. При точении закаленных сталей поверхностный слой металла
упрочняется (наклепывается). Упрочненный слой прочно связан
с основной массой металла; в нем не происходит структурных пре-
вращений. Твердость упрочненного слоя плавно убывает от наи-
большей на обработанной поверхности до исходной, приобретенной
металлом при закалке.
Наибольшее влияние на глубину и степень наклепа оказывают
величина переднего угла у резца и твердость обрабатываемого ма-
териала. С увеличением отрицательного значения угла у и пониже-
нием твердости закаленной стали глубина и степень наклепа увели-
чиваются. Подача и скорость резания мало влияют на глубину и
степень наклепа.
6. Степень наклепа обработанной поверхности при обработке
закаленных сталей значительно меньше, чем для незакаленных ста-
лей.
7. Упрочненный слой характеризуется возникновением остаточ-
ных напряжений сжатия. Наиболее напряженным является наруж-
ный слой металла. По мере удаления от него в направлении оси
обрабатываемой детали остаточные напряжения постепенно убы-
вают и на глубине 0,1—0,15 мм они исчезают совсем.
С увеличением подачи и твердости закаленной стали остаточные
напряжения возрастают. В противоположность этому скорость ре-
зания незначительно влияет на величину остаточных напряжений.
8. Получению в поверхностном слое сжимающих остаточных на-
пряжений способствует отрицательный передний угол на резце.
9. При точении закаленных сталей получение в поверхностном
слое остаточных напряжений сжатия достигается при относительно
низких скоростях резания, какие у незакаленных сталей вызывают
растягивающие остаточные напряжения.
10. При обработке закаленных сталей относительный износ
резца велик; он намного превышает износ при обработке незакален-
ных сталей. С понижением твердости закаленной стали относитель-
ный износ резца уменьшается.
На относительный износ большое влияние оказывает скорость
резания и марка твердого сплава, которым оснащен резец. С повы-
шением скорости резания износ возрастает. Он значительно меньше
для титановольфрамовых твердых сплавов, чем для вольфрамовых.
С точки зрения износа твердый сплав Т30К4 имеет превосходство
над другими марками сплавов титановольфрамовой группы.
И. Конусность обработанной цилиндрической поверхности, об-
условленная износом резца, весьма значительна при точении зака-
ленных сталей. Для стали твердостью Hrc=&) при диаметре обра-
ботки 200 мм конусность поглощает весь допуск 2-го класса на
длине обработки 75 мм (без промежуточного регулирования резца
на размер) и допуск 3-го класса на длине 225 мм.
Поперечное фасонное точение
173
С понижением твердости обрабатываемой стали относительный
износ инструмента понижается и достижение высокой точности об-
легчается.
Кроме износа инструмента на погрешность обработки влияют
многие другие факторы. Поэтому получение точности по 2-му и
3-му классам при точении закаленных сталей высокой твердости
осуществимо на небольших длинах обработки (меньших для 2-го
класса),
18. ПОПЕРЕЧНОЕ ФАСОННОЕ ТОЧЕНИЕ
Поперечное фасонное точение закаленных сталей твердосплав-
ными резцами связано с большими трудностями. При снятии широ-
кого и тонкого слоя металла возникают сильные вибрации, приво-
дящие к преждевременному затуплению резца, выкрашиванию ре-
жущей кромки и сколам пластинки твердого сплава.
На основании ряда исследований процесса точения сталей можно
рассчитывать, что условия фасонного точения закаленных сталей
окажутся более надежными, если в зону резания ввести электриче-
ский ток.
Такое исследование поперечного фасонного точения стали ШХ15,
закаленной на твердость Hrc = 60-4-62, с вводом в зону а резания
низковольтного электрического
тока, выполнено А. В. Силан-
тьевым [50].
Опыты производились твер-
досплавными резцами, режу-
щая кромка которых имела
форму полуокружности радиу-
са R = 8 мм (фиг. 91). Резцы
затачивались на специально
сконструированном к универ-
сально-заточному станку при-
способлении производства за-
Фиг. 91. Токарный фасонный резец,
оснащенный твердым сплавом.
вода «Ильич», которое обеспе-
чивало постоянство заднего угла
по всему профилю резца. Для
опытов был использован модернизированный токарный ста-
нок с высотой центров Н — 210 мм и приводом от регулируе-
мого электродвигателя постоянного тока мощностью N = 8 нет
н п= 1560 об/мин Для ввода в зону резания низковольт-
ного тока применялась машина НДШ 1500/750 (А/ = 9 п =
= 970 об/мин, v = 6—12 в, I = 1500/750 а) с реостатом для регу-
лирования напряжения.
А. В. Силантьев пришел к следующим выводам.
1 Из испытанных твердых сплавов Т5КЮ, Т15К6, ВК6 и
ВК8 пг»и работе со скоростью резания v = 25 м/мин и подачей
174
Точение закаленных сталей
s = 0, 027 мм/об более стойким и надежным против выкрашивания
режущей кромки оказался сплав ВКб. Благодаря вводу в зону ре-
зания низковольтного тока снизилось число выкрашиваний режу-
щей кромки резца.
2. При скорости резания v = 18 4- 19 м/мин, подаче <$ =
= 0,03 мм/об, силе тока / = 600 а и износе по задней грани
h = 0,36 мм наибольшую стойкость показали резцы с передним
углом у =—15° (фиг. 92).
Работа резцами с у = —10° оказалась невозможной вследствие
осыпания твердого сплава на режущей кромке.
Если задний угол вдоль профиля режущей части имеет перемен-
ные значения, возникают сильные вибрации и резец преждевременно
затупляется.
3. Для каждого режима резания имеется оптимальная сила
тока, при которой стойкость резца наибольшая (фиг. 93).
Фиг. 92. Влияние переднего угла резца,
оснащенного твердым сплавом ВКб, на
износ по задней грани. Фасонное точение
закаленной стали ШХ15 твердостью HRg =
= 60 ~ 62.
4. Ввод в зону резания
низковольтного тока опти-
мальной силы сообщает про-
цессу устойчивость. Благода-
ря этому стойкость резца по-
вышается в 1,5—2,5 раза.
5. С увеличением скоро-
сти резания оптимальная
сила тока понижается
(фиг. 94).
6. Ввод в зону резания
низковольтного тока опти-
мальной силы расширяет зо-
ну безвибрационной обра-
ботки и позволяет повысить
допустимую величину износа
резца по задней грани, при-
нимаемую за критерий его
затупления (фиг. 95).
7. При фасонном точении закаленной стали высокой твердости,
благодаря вводу в зону резания электрического тока оптимальной
силы, чистота обработанной поверхности повышается на один класс:
с 7-го до 8-го класса (фиг. 96).
фПри работе без тока с увеличением скорости резания и
от 15 до 25 м/мин, чистота поверхности понижается на один класс.
При работе с вводом в зону резания тока оптимальной силы,
с изменением скорости резания в тех же пределах, чистота
поверхности практически не меняется и соответствует 8-му классу.
При работе без тока и с током чрезмерно большой силы износ
резца по задней грани интенсивно возрастает, что приводит к пони-
жению чистоты обработанной поверхности.
Поперечное фасонное точение
175
Фиг. 93. Влияние силы тока, вводимого
в зону резания, на стойкость резца,
оснащенного твердым сплавом ВК6,
при поперечном фасонном точении за-
каленной стали ШХ15 твердостью
Нрс== 60 4-62 с v м/мин,
s = 0,027 мм/об и охлаждением.
А — сильные вибрации, работа невозможна, но
режущая кромка цела; Б — дальнейшая работа
резиа возможна; В—оплавление режущей кромки.
Фиг. 94. Влияние скорости ре-
зания на оптимальную силу
тока при поперечном фасон-
ном точении стали ШХ15,
закаленной на твердость
HRq= 60 4-62, с подачей
s = 0,027 мм/об и охлаждением.
Фиг. 95. Влияние силы тока на
допустимый износ резца по зад-
ней грани при работе без вибра-
ций. Поперечное фасонное точе-
ние стали ШХ15, закаленной на
твердость HRq = 60-4-62 (у =
= 19 м/мин, s = 0,027 мм/об\
а = 15°, 7 = — 15°).
Фиг. 96. Влияние скорости резания
на чистоту обработанной поверх-
ности при фасонном поперечном
точении стали ШХ15, закаленной
на твердость HR = 60 4- 62.
О
2 —работа без тока; 2 — работа с вводом
в зону резания низковольтного тока
оптимальной силы.
176
Точение закаленных сталей
8. При фасонном точении закаленной стали высокой твердости
с увеличением подачи возрастает отношение радиальной и танген-
ру
циальной сил р- (фиг. 97). С увеличением этого отношения уси-
ливается неустойчивость процесса в смысле возникновения вибраций.
Опытные данные дают следующие зависимости сил Pz и Ру от
поперечной подачи s для закаленной стали ШХ15 твердостью
60 4-62:
р = с • <?
у ^у
Поперечная подача оказывает на силу Ру большее влияние, чем
на силу Pz.
Согласно данным Г. Н. Титова \ зависимости этих сил от по-
дачи s для той же стали ШХ15, не подвергнутой закалке, имеют
Ширина резания В, мм
Фиг. 97. Зависимости отношения
Ру
сия — от поперечной подачи 5
*2
и ширины резания В.
/-27 = 19 м/мин, В = 11,2 мм; 2 — v —
=25 м/мин, В = 11,2 мм; 3--и = 19 м/мин,
5 = 0,027 мм/об.
следующий вид:
Py = Cy-s^\
В данном случае подача оказы-
вает почти одинаковое влияние на
обе силы.
При фасонном точении незака-
ленной стали увеличение подачи спо-
собствует устранению вибраций си-
стемы станок—деталь — инструмент.
При обработке закаленной стали с
увеличением подачи интенсивность
вибраций, наоборот, резко воз-
растает. Следовательно, в противо-
положность обработке незакаленной
стали, при фасонном точении зака-
ленной стали устойчивость процесса
достигается уменьшением попереч-
ной подачи до определенной вели-
чины.
Р С
Рассмотрение отношений сил — (для незакаленной
Рг Pz s ’
стали ШХ15) и ~-=C.s0’6 (для закаленной стали ШХ15 твер-
^2
достью Hrg= 60 4- 62) показывает, что с увеличением поперечной
1 Титов Г. И., Расчет профилей и режима работы фасонных резцов,
Машгиз, 1941.
Точение резцами, оснащенными минералокерамикой
177
подачи отношение несколько снижается при обработке незака-
* 3
ленной стали и значительно возрастает при резании закаленной
стали. Характер зависимости может служить критерием
устойчивости процесса поперечного фасонного точения закаленных
сталей.
Исследование показало, что ввод в зону резания электрического
тока способствует уменьшению амплитуды колебания сил Ру и Pz-
Работа с оптимальным током / — 600-н 800 а позволяет снизить
амплитуду колебания силы Ру на 33—44%; при этом наблюдается
некоторое снижение средней величины этой силы.
19. ТОЧЕНИЕ РЕЗЦАМИ, ОСНАЩЕННЫМИ МИНЕРАЛОКЕРАМИКОЙ
Высокие режущие свойства минералокерамики ЦМ-332 и ее пре-
восходство в отношении теплостойкости над лучшими марками ти-
тановольфрамовых твердых сплавов обусловливают применение но-
вого инструментального материала и при обработке закаленных
сталей. В промышленности уже имеются примеры успешного исполь-
зования минералокерамики при точении закаленных сталей. Иссле-
дование, проведенное В. И. Жихаревым [51], дает необходимое пред-
ставление о геометрии инструмента, стойкостных зависимостях и
о некоторых других вопросах, связанных с процессом обработки ре-
занием закаленных сталей с помощью минералокерамики. Приво-
дим основные выводы из этого исследования.
1. При точении закаленных сталей высокой твердости
(Нис= 50 -4- 59) износ резцов, оснащенных минералокерамикой
ЦМ-332, сопровождается образованием на передней грани лунки,
а на задней — площадки износа.
2. Кривые износа для резцов с минералокерамикой имеют та-
кой же характер, как и кривые для твердосплавных резцов (фиг. 98).
На кривой для минералокерамики можно различить участки на-
чального, нормального и быстрого износа.
3. При точении закаленной стали твердостью 77^^ = 52 4-54
наибольшую стойкость показали резцы с передним углом у = —5°
(фиг. 99). Резцы с у = +5° работали спокойно, износ по задней
грани протекал равномерно. Но при этом наблюдалось интенсивное
выкрашивание режущей кромки. При больших отрицательных пе-
редних углах возникали вибрации.
4. С увеличением заднего угла а стойкость резца повышается
(фиг. 100). Рекомендуется применять задние углы не больше
а =15°, так как при а = 18° наблюдался преждевременный скол
режущей кромки.
5. С уменьшением главного угла в плане ср от 20 до 60° стой-
кость резца понижается (фиг. 101). Рекомендуется принимать
12 Зак. 2832.
178
Точение закаленных сталей
ф = 30°. При ф 30° и недостаточной жесткости системы станок —
деталь — инструмент возникают вибрации, приводящие к выкраши-
ванию режущей кромки резца.
6. Величина радиуса г при вершине резца оказывает существен-
ное влияние на его стойкость (фиг. 102). При малых г износ по
задней грани происходит неравномерно, сосредотачиваясь преиму-
щественно на вершине резца. Следует принимать г = 1,5 -н 2,0 мм.
7. Для резцов, оснащенных минерало-
керамикой ЦМ-332, существуют опти-
мальные скорости резания, уровень кото-
Фиг. 99. Влияние переднего
угла на стойкость резцов,
оснащенных минералокера-
микой. Точение закаленных
сталей твердостью =
=52 ~ 54 при /=0,75 мм,
s = 0,102 мм!об и
t/=70 м/мин. Геометрия рез-
цов: а = 9°; ср = 45°; cpt = 15°;
л = 0°; г = 1,5 мм. Износ
резцов по задней грани
h = 0,4 мм.
ПродолжитеЛцюсгпь работы резца Т^мин.
Фиг. 98. Зависимость износа резца по задней
грани от продолжительности его работы. Точе-
ние закаленной стали твердостью HRc = 54 при
режиме резания: t = 0,75 мм\ s = 0,102 мм!об\
v — 50 м/мин. Геометрия режущей части инстру-
мента: а = 15°; 7 = — 5°; К = 0°; <р = 30°; срг = 15°;
г — 1,5 мм.
рых зависит от твердости закаленной ста-
ли. Например, для сталей твердостью
Hrc = 53-4-55 оптимальные скорости
лежат в диапазоне v = 45 4- 60 mImuh
(фиг. 103). Отступление от этого диапазона в сторону уменьшения
или увеличения скоростей резания приводит к резкому понижению
стойкости резца.
Для закаленных сталей твердостью //дс=57 4-59 оптималь-
ные скорости резания находятся в диапазоне v = 20-4-30 mImuh
(фиг. 104).
8. Зависимость скорости резания от стойкости резца может быть
выражена следующими уравнениями:
Точение резцами, оснащенными минералокерамикой
179
при v = 25 4- 40 м/мин
Cv
<7) — -
у0,64 ’
при v = 40 4- 50 м/мин
у 0,10 *
9. Подача оказывает существенное влияние на стойкость резца
(фиг. 105). Зависимость между стойкостью резца и подачей вы-
ражается равенством
ст Cs
s1,21 •
10. Влияние глубины резания на стойкость резца иллюстрирует
график на фиг. 106. Наибольшая стойкость может быть получена
Фиг. 100. Влияние заднего угла
на стойкость резцов, оснащен-
ных минералокерамикой. То-
чение закаленных сталей твер-
достью HR = 51 -г- 53 с
t = 0,75 мм, s = 0,102 мм/об и
v = 70 м/мин. Геометрия рез-
цов: 7 = — 5°; X = 0°; = 45°;
= 15°; г = 1,5 мм. Износ
резцов по задней грани
h = 0,4 мм.
Фиг. 101. Влияние главного угла
в плане на стойкость резцов,
оснащенных минералокерамикой.
Точение закаленных сталей твер-
достью Ндс = 51 ч- 53 при ре-
жиме резания: t = 0,75 мм,
s = 102 мм/об, v = 100 м/мин.
Геометрия режущей части инстру-
мента: а = 15°; 7 — — 5°; X = 0°;
<Р1 = 15°; г = 1,5 мм.
при t = 0,75 мм. Уменьшение глубины резания относительно
t = 0,75 мм, а также увеличение ее, приводит в первом случае к не-
большому, а во втором — к резкому понижению стойкости резца.
Зависимость между стойкостью резца и глубиной резания выра-
жается равенствами:
для I = 0,1 4- 0,75 мм
T=Ct-f,3i,
12*
180
Точение закаленных сталей
Фиг. 102. Влияние радиуса за-
кругления вершины на стой-
кость резцов, оснащенных
минералокерамикой. Точение
закаленных сталей твердостью
=51-4-53 при t = 0,75 мм,
Нс г
s = 0,102 мм/об и
v = 100 м/мин. Геометрия рез-
цов: а = 15°; т = — 5°; л = 0°;
<Р = 30°; ?1=15°.
Фиг. 103. Зависимость между ско-
ростью резания и стойкостью
резца, оснащенного минералокера-
микой при точении закаленных
сталей твердостью ~ 53-4-55
с t = 0,75 мм и s = 0,102 мм/об.
Геометрия резца: а = 15°; у = — 5°;
= 30°; cpi = 15°; г = 1,5 мм.
Износ по задней грани
h = 0,15-4-0,35 мм.
Фиг. 104. Зависимость между ско-
ростью резания и стойкостью
резца, оснащенного минералокера-
микой, при точении закаленных
сталей твердостью = 57 -4- 59
с t = 0,75 мм и $ = 0,102 мм/об.
Геометрия резца: а=15°; y = _ 5°-
л = 5°; ? = 30°;= 15°;г=1,5мм.
Износ резца h = 0,2 мм.
Фиг. 105. Зависимость между
стойкостью резца, оснащен-
ного минералокерамикой, и
подачей при точении зака-
ленных сталей твердостью
HRq = 53 -4- 55 с t = 0,75 мм и
v = 50 м/мин. Геометрия рез-
ца: а = 15°; т = — 5°; л = 5°;
ф = 30°; = 1,5°; г = 1,5 мм.
Износ резца h = 0,3 мм.
Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей
181
для t > 0,75 мм
т____ Ct
Zl,14 ’
11. Чистовое точение закаленных сталей резцами, оснащенными
минералокерамикой ЦМ-332, возможно и при глубинах резания
/<0,75 мм.
12. Из испытанных инструментальных материалов ЦМ-332,
Т30К4 и ВК8 при одинаковой величине износа по задней грани
Фиг. 106. Зависимость между стойкостью
резца, оснащенного минералокерамикой, и
глубиной резания при точении закален-
ных сталей твердостью HRg = 53 -ь 55 с
s = 0,102 мм/об и и = 50 м/мин. Геометрия
резца: а = 15°; 7 = —5°; к = 5°; ?=30°;
= 15°; г = 1,5 мм. Износ резца h = 0,3 мм.
(h = 0,3 м$) наибольшую стойкость показала минералокерамика
(фиг. 98).
13. При точении закаленных сталей высокой твердости резцами,
оснащенными минералокерамикой ЦМ-332, достигаются точность
и чистота обработанной поверхности такие же, как при обработке
этих сталей резцами, оснащенными твердым сплавом Т30К4.
20. НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ПРАКТИКИ ТОЧЕНИЯ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Заделка режущих пластинок на резцах и стружколомание
Особенностью конструкции резцов для закаленных сталей яв-
ляется плоская передняя грань без фаски или с фаской с отрица-
тельным передним углом, имеющей значительно большую ширину
(не менее 3 мм), в сравнении с резцами, предназначенными для
скоростного резания незакаленных сталей.
Угол заделки пластинки твердого сплава на резце. В началь-
ный период применения резцов с отрицательным передним углом
182
Точение закаленных сталей
пластинка твердого сплава закреплялась в державке под углом,
равным выбранному значению переднего угла у. Иначе говоря, если
выбирался передний угол у = —10°, то и гнездо державки фрезеро-
валось под тем же углом —10° (фиг. 107, а). В результате при
переточке резца по передней грани пластинка твердого сплава ста-
чивалась по всей ее поверхности на толщину с.
В дальнейшем получили широкое распространение резцы, имею-
щие плоскую переднюю грань с фаской, причем пластинка твердого
Фиг. 107. Различное крепление пластинки твердого сплава
в державке резца: а — плоская передняя грань без фаски
с передним углом у — —10°; б — плоская передняя грань
с фаской, заточенной под передним углом у = —10°, пла-
стинка твердого сплава закреплена в державке под углом 0°;
в — плоская передняя грань с фаской, заточенной под пе-
редним углом 7 = —10°, пластинка твердого сплава закреплена
в державке под углом 15°.
сплава закрепляется в державке резца под углом 0° (фиг. 107, б)
или под положительным передним углом (фиг. 107, в), а фаска
затачивается под требуемым отрицательным углом у.
Твердосплавные резцы при обработке сталей получают износ по
передней и задней граням; поэтому переточка резца производится
по обеим граням. При каждой переточке по передней грани сни-
мается слой твердого сплава толщиной, складывающейся из глу-
бины лунки и толщины слоя, снимаемого при доводке резца. По
Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей
183
задней грани снимается слой, учитывающий износ, полученный рез-
цом по этой грани, а также слой на доводку.
Рассмотрим схемы переточки резца для различных положений
пластинки твердого сплава в державке (фиг. 108). Они построены
для резца с сечением державки 16X25 мм и пластинки твердого
сплава, соответствующей принятому сечению державки при усло-
вии, что резец перед всеми переточками достигает одинаковой сте-
пени затупления.
На фиг. 108, а приведена схема переточек резца с плоской пе-
редней гранью без фаски с передним углом у = —10°. Пластинка
закреплена в державке так, как показано на фиг. 107, а, т. е. под
тем же углом —10°. Как видно, допустимое количество переточек
составляет 13; оно не меняется от того, ведется ли заточка
так, что вершина находится на прямой 1 или же на пря-
мой 2, являющейся диагональю поперечного сечения пластинки.
Во втором случае при переточках сильно уменьшается длина пла-
стинки.
На фиг. 108, б показана схема переточек резца с плоской
передней гранью и фаской, имеющей передний угол у = —10°. Пла-
стинка заделана в державке горизонтально (под углом 0°). Коли-
чество переточек увеличилось до 16. Если вести заточку так, что
вершина резца находится на прямой 3, то это приведет к уменьше-
нию допустимого количества переточек и, кроме того, при переточ-
ках сильно уменьшится длина пластинки.
На фиг. 108, в представлена схема переточек резца с плоской
передней гранью и фаской, имеющей передний угол у = —10°. Пла-
стинка закреплена в державке под положительным углом, равным
10°. Количество переточек увеличилось до 21.
Таким образом, с точки зрения экономии твердых сплавов наи-
более приемлемой является форма передней грани, согласно
фиг. 107, в, т. е. плоская передняя грань с фаской, заточенной под
отрицательным передним углом (при заделке пластинки в державке
резца под положительным углом). Однако, следует иметь в виду,
что с увеличением этого угла ослабляется державка резца. При то-
чении закаленных сталей необходимо стремиться усилить опасное
сечение резца. Поэтому угол заделки пластинки твердого сплава
в державке следует уменьшить до 5°, не считаясь с тем, что в срав-
нении с углом 10° это ведет к некоторому снижению допустимого
количества переточек пластинки твердого сплава.
Стружколоматели. В производственных условиях закаленные
стали обрабатываются с малыми t и s и относительно высокими
скоростями резания (превышающими v = 60 м/мин). Поэтому во-
прос стружколомания при обработке закаленных сталей имеет та-
кое же актуальное значение, как и при скоростном резании неза-
каленных сталей. Приведенные в соответствующих руководствах
соображения о достоинствах и недостатках различных типов и
конструкций стружколомателей распространяются и на точение
184
Точение закаленных сталей
закаленных сталей, так как стружкообразование имеет здесь тот же
характер, что и для незакаленных сталей.
Надежное дробление стружки может быть обеспечено без
применения стружколомателя— за счет соответственно выбран-
Фиг. 108. Схема переточек резца с отрицательным
передним углом:
а — пластинка твердого сплава закреплена в державке
резца под тем же отрицательным передним углом;
б—пластинка закреплена в державке под углом, рав-
ным 0°; в — пластинка закреплена в державке под
положительным углом.
ной геометрии режущей части резца (фиг. 109). Резец имеет
плоскую переднюю грань, расположенную под передним углом
Y = — 5-4—10°, главная режущая кромка наклонена под углом
%= 10 15°, главный угол в плане ф = 70°.
Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей 185
Однако такая геометрия резца имеет следующие весьма серьез-
ные недостатки, ставящие под сомнение целесообразность ее при-
менения:
1) необходимость снятия при переточках значительного слоя
твердого сплава, в связи с большой глубиной лунки, образующейся
в процессе резания; это приводит к появлению на пластинках
трещин;
2) повышенный расход твердых сплавов в связи с необходи-
мостью перетачивать переднюю грань по всей длине на значитель-
ную глубину;
Фиг 109 Геометрия резца, обеспечивающая дробление стружки.
3) сложность заточки резца с большим углом X по сравнению
с X = 0°, когда режущая кромка расположена параллельно основной
плоскости резца;
4) опасность порчи обработанной поверхности сходящей струж-
кой; при положительных значениях угла %, т. е., когда вершина
резца является самой низкой точкой его режущей кромки, стружка
сходит в направлении обработанной поверхности;
5) резкое повышение радиальной силы Ру, что вызывает вибра-
ции при недостаточной жесткости системы станок — деталь — ин-
струмент;
6) надежное стружкодробление обеспечивается лишь при отно-
шении глубины резания к подаче - = 5-4 10.
Хорошо зарекомендовали себя на практике универсальные на-
кладные стружколоматели конструкции Ленинградского Металли-
186
Точение закаленных сталей
ческого завода (фиг. 110) и Проектного института транспортного
машиностроения (фиг. 111).
Стружколоматель (фиг. 110) состоит из основания 1 (сталь
60С2) толщиной 1,5—3,0 мм и сухаря 2 (сталь У7)). К сухарю при-
паяна пластинка твердого сплава 6.
Сухарь соединяется с основанием по-
средством болта 5, который яв-
ляется и осью сухаря. Сухарь
может вращаться вокруг своей
оси.
Для создания сильного трения,
на внутренней поверхности сухаря,
Фиг. ПО. Стружколоматель конструк-
ции Ленинградского Металлического
завода:
/ — основание; 2 —сухарь; 3— болт; 4 — гайка;
5 —шайба Гровера; 6 — пластинка твердого сплава.
Разрез по Abb
Фиг. 111. Стружколоматель кон
струкции Проектного института
транспортного машиностроения.
прилегающей к основанию, нане-
сена сетчатая накатка. Чтобы гай-
ка 4, стягивающая сухарь с осно-
ванием, не отворачивалась во время
работы, между гайкой и сухарем
проложена пружинная шайба Гро-
вера 5.
Благодаря тому, что основание стружколомателя сделано из по-
лосы тонкой пружинной стали, при закреплении вместе с резцом
в резцедержателе стружколоматель может изгибаться и, тем самым,
прижиматься к передней грани резца, независимо от величины
его переднего угла и износа пластинки твердого сплава.
Так как сухарь стружколомателя может вращаться, то его
можно использовать для токарных резцов различных типов.
Расстояние от режущей кромки резца до рабочей поверхности
сухаря назначается по табл. 62.
Стружколоматель, изображенный на фиг. 111, обеспечивает
надежное дробление стружки при правильной установке. Пара-
Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей
187
Таблица 62
Рекомендуемое расстояние от режущей кромки резца
до рабочей поверхности сухаря стружколомателя
Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
до 0,3 0,3—0,45 0,45—0,0 0,0—0,7 0,7-1,0
ДО 1,5 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5
1,5—6,0 2,5 3,0 4,0 4,5 5,0
метрами установки стружколомателя являются: f — расстояние на-
кладки от режущей кромки резца; т — угол поворота; гр — угол
наклона стружколомателя относительно передней грани резца.
В табл. 63 приведены рекомендуемые значения параметров уста-
новки стружколомателя.
Таблица 63
Геометрические параметры установки стружколомателя
Вид обработки Размеры среза / в мм т° фо
t в мм в ммюб
Получистовая 2—4 0,2 —0,4 4—5 0—5 120—130
Чистовая 1,0 0,15—0,3 2-3 — 10 105—110
Область применения процесса
Точение закаленных сталей имеет преимущество перед шлифо-
ванием в отношении физико-механических свойств поверхностного
слоя металла. Получение при точении закаленных сталей чистоты
обработанной поверхности, соответствующей грубошлифованной,
не представляет затруднений. Такая чистота достигается при пода-
чах, доходящих до s = 0,3 мм/об, а при работе резцами с опре-
деленной геометрией по методу больших подач — и при
s = 0,6 4- 1,0 мм/об.
На малых подачах (5<Ю,1 мм/об) чистота поверхности соответ-
ствует чисто шлифованной. С повышением твердости закаленной
стали облегчается получение высокой чистоты поверхности.
Все изложенное обусловливает основное назначение процесса
точения закаленных сталей. Он может найти в производстве широ-
кое применение вместо шлифования, главным образом, чернового.
Следует указать, что токарные станки дешевле шлифовальных,
а твердосплавные резцы дешевле и проще при переточках, чем
шлифовальные круги.
188
Точение закаленных сталей
Перечислим несколько примеров рационального использования
в производстве процесса точения закаленных сталей.
1. В подшипниковом производстве точение внедрено парал-
лельно черновому шлифованию при чистовой обработке крупнога-
баритных подшипниковых колец из высоколегированных сталей,
закаленных на твердость ^rC!= 60-е65. В результате термической
обработки поводка колец достигает 3—4 мм по диаметру. Во из-
бежание брака на кольцах оставляют большие припуски на от-
делку после закалки. Предварительное шлифование этих колец
является весьма трудоемкой операцией, связанной с загрузкой зна-
чительного количества дефицитных крупных лобошлифовальных
станков и большим расходом шлифовальных кругов.
Токарная обработка колец производится на карусельных стан-
ках мощностью 24 кет. В качестве режущего инструмента исполь-
зуются резцы, оснащенные твердым сплавом ВК8, с отрицательным
передним углом.
Несмотря на то, что карусельные станки отличаются наиболь-
шей жесткостью в токарной группе металлорежущего оборудова-
ния, развивающиеся в процессе обработки колец большие силы
резания вызывают сильный отжим резца от обрабатываемой по-
верхности. В результате на кольцах образуется конусность, выхо-
дящая за пределы, установленные техническими условиями, при
глубине резания t > 0,9 мм. Поэтому обработка колец разбита на
предварительную и окончательную, причем для предварительных
проходов глубина резания принимается равной 0,7 4- 0,9 мм, а для
окончательных проходов — 0,20 -4- 0,35 мм.
Припуск на чистовое шлифование оставляют таким же, как и
для колец, отшлифованных начерно, причем в ряде случаев чисто-
вое шлифование также заменяется точением.
На 1-м ГПЗ, благодаря внедрению вместо чернового шлифова-
ния токарной обработки крупногабаритных колец подшипников
1-ОК-ЗЗ, изготовленных из стали ШХ15 и закаленных на твер-
дость /7^=63 -4- 64, трудоемкость работы снизилась в 2,0—
2,5 раза [52].
^Как указывает С. С. Некрасов [36], производительность токар-
ной обработки подшипниковых колец может быть значительно по-
вышена путем создания более жестких станков, позволяющих ра-
ботать в один проход с большей глубиной резания. Значительное
повышение производительности может быть достигнуто также внед-
рением титановольфрамовых сплавов вместо сплава ВК8, приме-
няемого в настоящее время.
2. На Новокраматорском заводе была изготовлена партия ро-
ликов из легированной стали 9Х, имеющих длину 2090—2450 мм
и диаметр 115—210 мм. Бочки этих роликов длиной 1680 мм имели
после закалки твердость HRq—$7, С учетом поводки в процессе
закалки на бочкообразной части роликов оставляли припуск на
Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей
189
механическую обработку после закалки в размере 6 мм на диаметр.
Снятие этого припуска шлифованием требовало затраты 100 станко-
часов на каждый ролик.
Шлифование было заменено точением резцами ВК8 с отрица-
тельным передним углом. В результате, на обработку одного ро-
лика затрачивается только 10—15 станкочасов.
3. На Горьковском станкозаводе втулки диаметром 300 мм и
длиной 200 мм подвергаются термической обработке, в результате
которой верхний слой втулок приобретает твердость Ннс= 404-48.
Шлифование этих втулок заменено точением на токарном станке
ДИП-300 твердосплавными резцами с отрицательным передним
углом. Трудоемкость обработки втулок после термической обра-
ботки снизилась в два раза по сравнению со шлифованием (35].
4. В результате проведенного исследования и анализа произ-
водственного опыта трех машиностроительных заводов, Е. А. Бело-
усова [30] установила целесообразность замены чернового шлифова-
ния закаленных сталей точением, а также возможность замены
токарной обработкой чистового шлифования, применяя в этих
случаях специальные резцы.
В зависимости от величины припуска на обработку, благодаря
замене чернового шлифования закаленных сталей точением, дости-
гается снижение машинного времени в два — пять раз.
По мнению Е. А. Белоусовой, замена шлифования закаленных
сталей точением становится выгодной, если припуск на обработку
превышает 1 мм.
5. Точение закаленных сталей с большими подачами, как ука-
зывает А. Д. Макаров [24], обеспечивает высокую чистоту обрабо-
танной поверхности и производительность процесса, значительно
превосходящую производительность чернового шлифования.
6. В качестве примера токарной обработки закаленных ста-
лей в ремонтном деле можно указать на центры токарных
станков.
При исправлении изношенного центра обычно приходится вы-
полнять ряд операций: отжиг, протачивание, закалку, отпуск и шли-
фование. Эти операции в совокупности занимают несколько десят-
ков часов. Применяя точение закаленного центра твердосплавным
резцом, можно его исправить без всяких затруднений в течение
нескольких минут.
7. Токарная обработка закаленных деталей может найти широ-
кое применение в ремонтных цехах при механической обработке
запасных частей оборудования. Обычно у запасных частей на под-
гонку их по месту оставляют небольшой припуск, который во мно-
гих случаях оказывается недостаточным. В результате деталь бра-
куется. Учитывая возможность точения закаленных деталей, на
запасных частях оборудования следует оставлять большие при-
пуски, чтобы при подгонке деталей по месту припуск мог быть легко
удален с небольшой затратой времени.
190
Точение закаленных сталей
8. Точение закаленных сталей может найти применение в ин-
струментальном производстве, например, при переделке на другой
размер калибров, вышедших за пределы допусков. Такие калибры
обычно перешлифовываются на другой размер или окончательно
бракуются. Шлифование калибра на другой размер связано с за-
тратой нескольких часов времени, а точение закаленного калибра,
например, с диаметра 47 мм на диаметр 39 мм занимает всего
10—15 мин.
Приведенные примеры показывают, что токарная обработка за-
каленных сталей может заменить шлифование как в производ-
ственных цехах, так и в ремонтном и инструментальном производ-
стве. Преимущество точения перед черновым шлифованием в
отношении производительности подтверждается исследованиями и
производственным опытом.
Режимы резания
В приложении I приведены режимы резания для точения зака-
ленных сталей твердостью38 4-65. При их разработке авто-
ром учтены данные из литературы, появившейся после опубликова-
ния им режимов для хромоникелевых, хромоникелемолибденовых
и хромоникелемолибденокремнистых сталей [53, 54].
Разнообразие химического состава учтенных сталей, а также
выявившееся в исследовании [30] незначительное влияние химиче-
ского состава легированных конструкционных сталей на их обра-
батываемость в закаленном состоянии послужили для автора осно-
ванием рекомендовать разработанные им режимы для всех
легированных конструкционных сталей.
Со поставим эти режимы с данными литературы. В табл. 64
сделано сравнение данных автора, П. П. Грудова [29] и НИБТН
[27] для закаленной стали твердостью Hrc — %7. Скорости резания
приведены к 60-минутной стойкости резца.
Т а б л и 'ц а 64
Скорости резания при точении закаленной стали
твердостью HJiG = 47 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
t-s Данные
П. П. Грудова автора НИБТН П. П. Грудова) автора НИБТН
Скорость резания v в м/мин
абсолютное значение относительное значение
0,2 • 0,05 1,2*0,15 2,0 • 0,30 115 58 25 155 63 38 173 84 56 0,75 0,92 0,66 1,00 1,00 1,00 1,12 1,33 1,47
Обработка закаленных сталей путем ввода в зону резания тока 191
Как видно, данные автора занимают промежуточное положение.
Скорости Убо, рекомендованные П. П. Трудовым, резко занижены
относительно данных НИБТН (при больших режимах на 55%).
Для малых t и s скорости по НИБТН мало отличаются от данных
автора, но с увеличением режимов различие между ними возрас-
тает.
Совпадают данные автора и Н. С. Логака [21] для стали
//дс = 62. При t = 0,2 мм и 5 = 0,1 мм!об скорость резания Убо
составляет: у Н. С. Логака для сплава Т30К4 — 37,8 м/мин,
у автора для сплава Т15К6 — 30 м/мин. Следует иметь в виду, что
превосходство в режущих свойствах сплава Т30К4 над сплавом
Т15К6 доходит до 30%.
Занижены скорости резания, принятые Е. А. Белоусовой [30].
Для стали твердостью 7У/?с=53при / = 0,5 мм и 5 = 0,45 мм!об
ею принята у6о = 28 м/мин (для сплава Т30К4). Для этих условий
у автора у6о = 41 м/мин (выше на 47%)-.
В заключение следует отметить, что рекомендуемые автором
скорости резания должны рассматриваться как минимальные. Их
уровень необходимо повышать по мере освоения на производстве
обработки закаленных сталей.
Здесь следует сослаться на зарубежный опыт [55]. Для твердого
сплава S1, примерно соответствующего отечественному сплаву
Т15К6, скорости резания, по немецким данным, на 60—70% выше
скоростей, рекомендуемых автором.
21. ОБРАБОТКА ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ ПУТЕМ ВВОДА
В ЗОНУ РЕЗАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОКА
Излагаются результаты исследования и производственного вне-
дрения метода обработки закаленных сталей с вводом в зону реза-
ния электрического тока. Метод разработан М. Н. Лариным и его
сотрудниками [56].
Исследовались закаленные стали трех марок: быстрорежущая
Р18 твердостью /7^^ = 624-64, инструментальная легированная ХВГ
твердостью Hrc = 45 и конструкционная 45ХНМФА твердостью
/7дс = 45. Опыты производились на токарном станке ДИП-300, на
котором был установлен электродвигатель постоянного тока мощ-
ностью 8 кет. Были использованы прямые проходные резцы с дер-
жавками сечением 25 X 30 мм, оснащенные различными твердыми
сплавами.
На фиг. 112 представлена применявшаяся в опытах электриче-
ская схема подвода трансформированного тока к обрабатываемой
детали и к резцу. Супорт станка изолировался от его каретки тек-
столитовой прокладкой толщиной 5 мм и эбонитовыми втулками,
надетыми на болты, скрепляющие супорт и каретку. Под гайки бол-
192
Точение закаленных сталей
тов были положены фибровые шайбы. Низковольтная обмотка
трансформатора подключалась к электрической цепи резец—деталь
следующим образом: от трансформатора посредством двух медных
шин ток подводился либо к корпусу станка, либо к щеткам, с кото-
рых через контактное кольцо он передавался на шпиндель станка
и далее через патрон на обрабатываемую деталь; другой конец
низковольтной обмотки трансформатора при помощи кабеля под-
ключался к державке с резцом.
Опыты показали, что при определенной силе тока, введенного
в зону резания, стойкость твердосплавного резца значительно по-
Передняя
ОаОка
Обрабатываемая
\ оеталь
Задняя
[5а0ка
Амперметр
с трансср. -
тока 300/у
1
кавель с5С з*150
-ф-ф
4-
•Ф-4
Сеть 2200 50 гц п
Пуск
m
Катушка
пускателя
Регулировочный
реостат 5а 000 ом Лампа
(9*0-0ом и 10к Р ом)
Шина медная (50*5)* 2 шт.

Фиг. 112. Электрическая схема подвода трансформированного тока
к обрабатываемой детали и резцу.
вышается. Эта сила тока названа оптимальной. Оптимальная вели-
чина подводимого тока зависит от скорости резания и твердости
закаленной стали. Чем ниже обрабатываемость стали обычным спо-
собом (без тока), тем эффективней применение метода обработки
с подводом в зону резания электрического тока.
На фиг. 113 приведена зависимость между скоростью резания и
стойкостью резца при точении стали Р18, закаленной на твердость
Hrc = 62 н- 64 без тока (график /) и с подводом тока в зону
резания (график 2). Обработка производилась при t = 2 мм и
5 = 0,21 мм!об резцами, оснащенными твердым сплавом ВК6, со
следующими геометрическими параметрами: а =10°; у = —15°;
X =10°; ср = 20°; дц = 10°. Как видно, при скорости резания
v == 15 м/мин при работе без тока и износе резца по задней грани
h = 0,32 мм его стойкость составила Т = 43 мин., а при работе с
током / = 90 а и износе h = 0,20 мм стойкость Т = 253 мин. Следо-
вательно, благодаря вводу в зону резания трансформированного
Обработка закаленных сталей путем ввода в зону резания тока 193
тока стойкость резца повысилась почти в шесть раз. При этой ско-
рости резания, являющейся оптимальной, режущая кромка резца
не выкрашивалась
На фиг. 114 показано влияние силы подводимого в зону резания
тока на стойкость резца Т15К6 при точении стали 45ХНМФА, зака-
ленной на твердость Hrc = 45. Опыты производились при/" = 2 лид
s = 0,3 мм/об и v ~ 70 м/мин, Резцы имели геометрию: а = 10°;
Y = —15°; к = 10°; ср = 30°; q>i = 10°. Износ резцов по задней грани
h = 0,3 мм. График показывает,
что благодаря вводу в зону реза-
ния силы тока оптимального зна-
чения (/ = 300 а) стойкость резца
Фиг. 114. Влияние силы под-
водимого тока на стой-
кость резца при точении
закаленной стали 45ХНМФА
твердостью HRc = 45.
повышается приблизительно в
два раза в сравнении с работой
без тока
Фиг. 113. Зависимость между ско-
ростью резания и стойкостью
резца при точении закаленной ста-
ли Р18 твердостью HRc = 62-4-64:
1 — работа без тока; 2 — работа с подво-
дом тока в зону резания.
$ —выкрашивание режущей кромки
резца; h — дальнейшая работа резца воз-
можна.
Исследование показало, что при вводе в зону резания оптималь-
ного тока силы резания Рх, Ру и Pz не изменяются в сравнении
с работой без тока. При точении закаленной стали Р18 (Hrc =
— 62-4-64), по мере увеличения силы подводимого тока чистота
поверхности несколько понижается; она, наоборот, несколько повы-
шается при обработке закаленной стали ХВГ (Hrc = 45) и осо-
бенно незакаленных сталей 20ХНЗА и 40.
Новый метод обработки резанием закаленных сталей внедрен на
13 Зак. 2832.
194
Точение закаленных сталей
Челябинском тракторном заводе при торцевом точении канавок
муфты включения и гильзы двигателя.
Как показывает табл. 65, машинное время обработки
муфты включения (цементированной и закаленной на твердость
7Удс=58-н60) благодаря внедрению нового метода снизилось
больше, чем в три раза.
Таблица 65
Сравнение режимов резания при обработке муфты включения
Параметры режима резания До внедрения нового метода После внедрения нового метода I 100 а
Марка твердого сплава Глубина резания t в мм Подача s в мм/об. Скорость резания v в м/мин. . . . Машинное время Типи, в мин. . . . ТА — Ферсайт 0,1 ч-0,5 0,05 37 28 ВК6 0,1 4-0,5 0,16 36 8,8
Окончательная обработка торцов у гильзы из стали 38ХМЮА
производится после азотирования на твердость 54-?-64. Дан-
ная операция выполнялась на шлифовальном станке; на обработку
Фиг. 115. Изменение твердости
на прирезцовой и наружной
поверхностях стружки:
I — работа с током; 2 —работа без
тока.
Фиг. 116 Изменение твердости
поверхностного слоя обрабо-
танного материала:
1 — работа с током; 2—работа без
тока.
двух торцов одной гильзы затрачивалось 5,5 мин. машинного вре»
меня. Замена шлифования точением с вводом в зону резания опти-
Обработка закаленных сталей путем ввода в зону резания тока 195
мальной силы тока / = 150 4- 200 а обеспечила повышение произ-
водительности труда в два раза. Наилучшим оказался сплав ВК8.
Обработка производилась при v = 28 20 м/мин., t = 1,0 — 1,5 мм
и s = 0,2 мм/об. Были применены отогнутые подрезные резцы со
следующими геометрическими параметрами: а =10°; г =—15°;
Х = 10°; ф = 45°; ф1 = 10°, переходная режущая кромка имела
ф0 = 20° и fo = 0,6 мм. При работе без тока стойкость резца
Т = 5 мин.; при работе с током / = 150-4- 200 а его стойкость со-
ставила Т = 18 мин.
Интересны соображения авторов исследования о физической
сущности процесса резания закаленных сталей Они основаны на
металлографическом анализе стружки и обработанной поверхности,
полученных при точении закаленной стали Р18 твердостью Hrc =
= 62-4-64 без тока и с током (/~ 100 а). Опыты производились
при t = 0,2 мм, 5 = 0,21 мм/об и а =15 м/мин. Резец ВКб имел
следующие геометрические параметры: а =10°; у = —15°; \ =
= 10°; ф = 20°; ф] = 10°. Работа производилась при обиль-
ном охлаждении 5-процентным раствором эмульсии. Были изготов-
лены шлифы продольного сечения стружки и среза обработанной
поверхности.
Установлено, что при работе без тока стружка по своему сече-
нию имеет неодинаковую твердость (фиг. 115). У прирезцовой по-
верхности ее твердость составляет HRr;=M\ по мере удаления от
нее твердость повышается и в слоях, близких к наружной поверх-
ности, равняется 60 — 61. На обработанной заготовке образуется
слой металла, состоящего из продуктов отпуска закаленной стали
твердостью Hrq = 31 4-58 и карбидов. Твердость этого слоя повы-
шается по мере удаления от наружной поверхности: от Ядс = 37
до /7яс = 54 на глубине 0,02 мм (фиг. 116).
Полученные данные позволили заключить, что в поверхностном
слое заготовки развивается температура до 600°.
При работе с током I 100 а прирезцовый слой стружки на
глубине 0,01 мм имеет твердость HRr,= &6, а ее наружная поверх-
ность только HRn= 44 (фиг. 115). На поверхности заготовки обра-
зуется закаленный слой, твердость которого на глубине 0,01 мм
составляет HRc;= 67 (фиг. 116). Как видно, до глубины 0,02 мм
твердость металла падает до Hrc= 57, затем, до глубины 0,03 мм
она несколько повышается и после этого стабилизируется.
Авторы работы полагают, что благодаря вводу тока в зону ре-
зания тонкий прирезцовый слой стружки нагревается до темпера-
туры 900—1000°. Закаленный слой на обработанной поверхности
образуется в результате резкого охлаждения металла при наличии
необходимой для закалки температуры, обусловливаемой совмест-
ным действием работы деформации, работы трения и тепла, возни-
кающего благодаря прохождению электрического тока через сни-
13*
196 Точение закаленных сталей
маемый слой металла. Снижение твердости в прирезцовой части
стружки при работе без тока авторы объясняют явлением отпуска.
В наружном слое стружки твердость не меняется, так как темпера-
тура ее нагрева ниже температуры отпуска быстрорежущей
стали.
М. Н. Ларин и А. А. Маслов сделали вывод, что при работе
с электрическим током оптимальной силы в зоне резания искус-
ственно создается такое температурное поле, при котором обеспе-
чивается образование в прирезцовом слое стружки тонкого пласти-
ческого слоя, играющего роль как бы густой естественной смазки,
которая снижает работу трения и величину опорного давления. Под
последним понимается давление, приходящееся на единицу поверх-
ности истинного контакта соприкасающихся поверхностей стружки
и режущего инструмента.
ГЛАВА IV
ТОРЦЕВОЕ ФРЕЗЕРОВАНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
22. КОНСТРУКЦИЯ ФРЕЗ
Обработка закаленных сталей производится торцевыми фреза-
ми, оснащенными твердыми сплавами, которые применяются при
скоростном фрезеровании обычных (незакаленных) сталей. Эти
фрезы отличаются от твердосплавных фрез для обработки чугуна
наличием отрицательного переднего угла на режущей части и
меньшим числом зубьев. В сравнении с аналогичными быстрорежу-
щими фрезами, корпус и другие детали данных фрез более прочны
и массивны. Крепление фрезы на станке должно быть надежным и
жестким. Конструкция фрезы должна обеспечить легкую замену
отдельных зубьев при их износе и поломке.
Следует отметить, что превосходство в стойкости твердосплав-
ных фрез над быстрорежущими возрастает с повышением твердо-
сти обрабатываемой стали.
Существуют три способа присоединения пластинок твердых спла-
вов к корпусу фрезы:
1) припайка непосредственно к корпусу;
б) припайка к вставным зубьям;
в) механическое крепление в корпусе.
В промышленности преимущественное распространение получи-
ли твердосплавные торцевые фрезы со вставными зубьями. В неко-
торых случаях находят применение фрезы с механическим крепле-
нием пластинок тврдого сплава. Фрезы с пластинками, припаян-
ными непосредственно к корпусу, редко употребляются, несмотря
на то, что они обладают повышенной жесткостью. Дело в том, что
при заточке у этих фрез выкрошенного зуба приходится снимать
значительный слой твердого сплава на всех зубьях. Кроме нерацио-
нального использования твердых сплавов, это приводит к значи-
тельным затратам времени на заточку инструмента. Необходимость
повторной напайки пластинок твердых сплавов при сильном повре-
ждении отдельных зубьев ограничивает срок службы корпуса таких
фрез.
198
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Торцевые фрезы со вставными зубьями
Наиболее широкое применение имеют твердосплавные торцевые
фрезы со вставными зубьями конструкции ВНИИ (фиг. 117—119).
Фрезы диаметром до 100 мм (фиг. 117) имеют конический хвосто-
вик для непосредственной посадки в конус шпинделя станка. На
заднем торце корпуса 1 расположен паз для торцевой шпонки, вос-
принимающей крутящий момент от шпинделя.
Корпус 1 фрез диаметром от НО до 150 мм (фиг. 118) имеет ци-
линдрическое базовое отверстие , \
для закрепления фрезы на оправке
и паз на торце для шпонки.
Фрезы диаметром от 200 до
400 мм (фиг. 119) насаживаются
на цилиндрический выступ шпин-
деля фрезерного станка цилинд-
рической выточкой, расположен-
Печение по АЛ
Сечение по А А*
Фиг. 118. Конструкция торцевых фрез
со вставными зубьями, оснащенными
твердыми сплавами, диаметром 110—
150 мм.
Фиг. 117. Конструкция торцевых фрез
со вставными зубьями, оснащенными
твердыми сплавами, диаметром до
100 мм.
ной на заднем торце корпуса 1. Здесь же предусмотрен шпоноч-
ный паз. Фреза закрепляется четырьмя болтами с цилиндрической
головкой и внутренним шестигранным отверстием под ключ.
Для зубьев 2 принята призматическая форма, гладкие грани и
квадратное сечение. Последнее увеличено по сравнению с зубьями
быстрорежущих фрез.
Диаметр фрезы
D в мм
75—130
150—400
Размеры поперечного
сечения зубьев в мм
14 X 14
16 X 16
Конструкция фрез
199
С учетом склонности твердых сплавов к выкрашиванию при воз-
никновении в процессе резания вибраций, предусмотрен небольшой
вылет зубьев из тела корпуса: для фрез диаметром от 75 до
200 мм — 5 мм; для фрез диаметром больше 200 мм — 8 мм.
Крепление зубьев в корпусе фрез (фиг. 117—119) осуществляется
двумя цилиндрическими втулками-клиньями 3 с плоскими скосами
под углом 5°. Клинья затягиваются болтами 4 с помощью обычного
гаечного ключа. Для облегчения разборки фрезы на болты наде-
ваются пружины 5. При вывертывании болта пружина входит в вы-
точку клина, поднимает его и
освобождает вставной зуб.
При определении наружно-
го диаметра фрез учитывается,
что вставные зубья и элемен-
ты крепления не должны вы-
ступать за границы корпуса.
Со стороны переднего тор-
ца у передней грани зубьев на
корпусе предусмотрены струж-
коотводящие канавки. Разме-
ры конической фаски со сторо-
ны переднего торца выбраны
с таким расчетом, чтобы зад-
няя грань зуба 2, расположен-
ная у главной режущей кром-
ки, находилась целиком вне
тела корпуса фрезы. Благода-
ря этому облегчается заточка
фрезы в собранном виде по
задней грани зубьев.
Корпус фрез диаметром
свыше 200 мм имеет кониче-
Сечение по б б
Фиг. 119. Конструкция торцевых фрез
со вставными зубьями, оснащенными
твердыми сплавами, диаметром 200 —
400 мм.
скую форму. Угол наклона пазов (под зубья) к оси фрезы соста-
вляет приблизительно 15°. Поэтому при переточке зубьев и после-
дующем их выдвижении номинальный диаметр фрез почти не из-
меняется.
Обеспечивая идентичность установки всех зубьев в корпусе
относительно оси и переднего торца, рассматриваемая конструк-
ция при тщательной установке зубьев позволяет избежать на фрезе
в собранном виде дополнительной заточки и доводки режущих эле-
ментов или оставлять на эти операции незначительный припуск.
Установка зубьев облегчается применением магнитной скобы
(фиг. 120). Доведя выступающий зуб до соприкосновения с микро-
метрическим винтом скобы (установленной на переднем торце кор-
пуса фрезы), закрепляют его болтами 4 (фиг. 117—119). Точность
установки зубьев, относительно торца фрезы составляет 0,04 мм.
200
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Для торцевых фрез конструкции ВНИИ принимается следующее
число зубьев:
Диаметр фрезы D
в мм.............. 75 90 ПО 130 150 200 250 300 350 400
Число зубьев z. . 4 6 8 8 10 10 12 16 18 22
Основные размеры торцевых фрез конструкции ВНИИ, а также
размеры отдельных деталей фрез приведены в книге В. С. Раков-
ского и др. «Твердые сплавы в машиностроении» [16], а также в
сборнике ВНИИ «Конструкции твердосплавного инструмента» [57].
На нескольких инструментальных заводах организован серийный
выпуск торцевых фрез, оснащенных твердыми сплавами, для обра-
ботки сталей конструкции завода «Фрезер» имени Калинина
(фиг. 121). Фрезы данной конструкции, согласно ГОСТ 3789—52,
имеют следующие основные размеры:
Диаметр фрезы D в мм 150 200 250 320 400 500 600
Ширина фрезы В в мм 56 72 72 72 97 97 97
Диаметр посадочной тор- цевой выточки d в мм 69,83 88,88 128,57 128,57 128,57 128,57 128,57
Вылет зуба из корпуса фрезы h в мм . . . 6 7 7 7 17 17 17
Число зубьев z . . . . 6 8 8 10 12 14 16
Вставные зубья 2 толщиной 13—18 мм имеют трапециевидное
поперечное сечение. Они закрепляются в пазах корпуса 1 гладкими
клиньями 3 с углом 5°. Со сто-
Фиг. 120. Магнитная скоба для уста-
новки зубьев в корпусе торцевых фрез.
роны опорного торца в корпу-
се фрезы размещаются винты
4, упирающиеся в зубья 2, на
которых предусмотрена специ-
альная выточка. Винты 4 пред-
назначены для предохранения
вставных зубьев от смещения
в осевом направлении при
сборке и регулировании фрезы.
Данная конструкция отли-
чается простотой и надежно-
стью в работе. Отдельные
зубья могут быть легко заме-
нены и выдвинуты в пазах. Од-
нако, эти фрезы во многих слу-
чаях не удовлетворяют запро-
сам производства. К основным
недостаткам, ограничивающим их применение, относится малое
число зубьев (оно значительно меньше в сравнении с фрезами
конструкции ВНИИ),, а также то, что геометрия режущей части
Конструкция фрез
201
зубьев предусматривает вполне определенные условия работы*
В связи с этим, затрудняется использование корпуса фрезы при
изменении условий эксплуатации. Малое число зубьев обусловли-
вает низкую производительность процесса, а нередко нарушение
плавности работы станка и фрезы. Кроме того, возникают трудно-
сти при заточке в собранном виде фрез больших диаметров
(D > 300 мм).
Торцевые фрезы с раздельной заточкой вставцых зубьев (за-
точка зубьев вне корпуса). Стремление избежать трудностей,
связанных с заточкой торцевых фрез в собранном виде, оснащен-
ных твердыми сплавами, а также повысить эффективность их
Фиг. 121. Торцевая фреза со вставными зубьями, осна-
щенными твердыми сплавами, конструкции завода
„Фрезер" имени Калинина.
эксплуатации, привело к возникновению и распространению кон-
струкций с заточкой зубьев вне корпуса фрезы. Существуют сле-
дующие разновидности конструкций торцевых фрез с раздельной
заточкой зубьев:
1) фрезы с регулируемой установкой зубьев;
2) фрезы со свободной установкой зубьев;
3) фрезы с точной установкой зубьев.
Установка раздельно заточенных зубьев на размер на фрезах
первой разновидности производится регулированием зуба в кор-
пусе в двух направлениях, с помощью специально предусмотренных
для этого устройств. На фиг. 122 представлена одна из таких кон-
струкций (ЭНИМС). Зубья 1 устанавливаются на размер на спе-
циальном приспособлении по индикаторам или шаблону. Радиаль-
ное перемещение зуба в пазу корпуса 2 осуществляется клином 3
202
Торцевое фрезерование закаленных сталей
посредством винта 4. Этот винт неподвижен относительно корпуса,
так как он расположен в пазу нижнего кольца 5. Осевое переме-
щение зуба производится винтом 6, расположенным в теле дер-
жавки вставного зуба. Винт 6 не может перемещаться в осевом
направлении; этому препятствует Г-образная планка 7, располо-
женная в пазу верхнего кольца 8. Пружина 9 фиксирует положение
зуба в корпусе перед его закреплением, которое осуществляется
Фиг. 122. Торцевая фреза с регулируемой уста-
новкой вставных зубьев в корпусе конструкции
ЭНИМС.
клином 10 и винтом 11. Винты 11 имеют дифференциальную резьбу
для облегчения разборки фрезы.
Данная конструкция частично решает вопрос о заточке встав-
ных зубьев вне корпуса фрезы. Ей присущи серьезные недостатки.
К ним относится усложнение корпуса специальными регулирую-
щими устройствами, необходимость снятия корпуса со станка для
установки зубьев на приспособлении, значительная трудоемкость
сборки фрезы. Кроме того, по сравнению с обычными конструк-
циями количество корпусов фрез, находящихся в обращении, не
уменьшается.
Конструкция фрез
203
Конструкция фрез со свободной установкой зубьев отличается
отсутствием специальных регулировочных устройств. Установка
зубьев производится в специальных приспособлениях по шаблону
или непосредственно на станке «по следу» на обрабатываемой де-
тали, образованному первым (одним) зубом. Фрезы этой группы
конструкций применяются на Челябинском тракторном заводе
они введены в ведомственную нормаль на торцевые фрезы.
Конструкция со свободной установкой зубьев имеет преимуще-
ства перед ранее разобранной конструкцией. Упрощается сборка
фрезы и уменьшается количество корпусов, находящихся в обраще-
нии, поскольку установка зубьев производится без снятия корпуса
со станка. Однако и эта конструкция имеет небольшое применение.
Дело в том, что величина биения зубьев фрезы при установке их
«по следу» зависит от навыков рабочего и тщательности выполне-
ния этой операции. Кроме того, сборка фрез больших диаметров
связана с затратой значительного времени. А при фрезеровании
с большими сечениями среза крепление зубьев ненадежно.
В сравнении с рассмотренными разновидностями торцевых фрез
с раздельной заточкой зубьев значительные преимущества имеют
фрезы с точной установкой зубьев: универсальность, надежность
крепления зубьев при работе с большими режимами резания, умень-
шение количества корпусов, находящихся в обращении, облегчение
смены на рабочем месте отдельных зубьев фрезы или комплекта
зубьев.
Инструментальный завод имени Воскова освоил производство
торцевых фрез с точной установкой зубьев диаметром от 200 до
350 мм. Производственные испытания этих фрез показали, что кон-
струкция обеспечивает необходимую точность установки раздельно
заточенных зубьев. Одновременно выявились существенные кон-
структивные недоработки. Внедрение этих фрез в промышленности
задерживается отсутствием конструкций приспособлений для за-
точки зубьев и регулирования их по длине.
В настоящее время инструментальные заводы изготовляют по
специальным заказам фрезы диаметром D > 320 мм конструкции
ВНИИ (фиг. 123). Эти фрезы отличаются наличием упорный ко-
лец и регулировочных винтов на зубьях, облегчающих сборку фрез
(не снимая корпуса со станка). Данная конструкция предусматри-
вает повышенную точность изготовления опорных поверхностей под
зубья 2 в корпусе /, а также самих зубьев. Каждый вставной зуб
имеет в пазу корпуса три опоры: мерную подкладку 10, закреплен-
ную винтами 9 на дне паза (ьижняя опора); боковую опорную по-
верхность паза корпуса (боковая опора); шлифованную планку 7,
закрепленную на заднем торце корпуса винтом 8 (задняя опора).
1 Описание фрезы приведено в сборнике ВНИИ «Конструирование режу-
щего инструмента» [58].
204
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Установка подкладок 10 контролируется индикатором по одному
эталонному зубу для всех пазов корпуса. Мерные подкладки уста-
навливаются только один раз при изготовлении фрезы. Точность
расположения третьей опорной базы под зубья в корпусе относи-
тельно оси фрезы достигается шлифованием заднего торца корпуса
строго перпендикулярно к оси
фрезы, а также шлифованием
опорной плоскости планок 7.
Заточка зубьев производится
Фиг. 123. Торцевая фреза с точ-
ной установкой зубьев в кор-
пусе.
Фиг. 124. Торцевая фреза с точной
установкой зубьев в корпусе „по
следу".
1 — корпус; 2 — вставной зуб; 3 — клин;
4 — болт.
способлении. На всех зубьях обеспечивается идентичность располо-
жения режущих кромок относительно двух базовых поверхностей
зуба. Третью опорную базу на зубе создают болт 5 и гайка 6. С их
помощью зубья после заточки настраивают по длине в специаль-
ном приспособлении. Опорные базы под зубья приспособления ко-
пируют опорные базы под зубья в корпусе фрезы. В связи с этим,
опорная точка на болте 5 при настройке зуба по длине служит
также опорной точкой при закреплении зуба в корпусе фрезы.
Конструкция фрез
205
Вставной зуб закрепляется в пазу корпуса одной цилиндриче-
ской втулкой-клином <?, затягиваемой болтом 4 с буртиком.
При изготовлении деталей с необходимой точностью биение
фрезы не превышает допускаемые пределы.
Конструкции указанных приспособлений для заточки зубьев
вне корпуса и настройки зубьев на длину приведены в брошюре
ВНИИ «Конструкция торцевых фрез с заточкой ножей вне кор-
пуса» [59].
Применять рассмотренную конструкцию (установка зубьев по
упорам) для фрез диаметром D < 320 мм нецелесообразно. При
установке зубьев «по следу» эта конструкция значительно упро-
щается, а также облегчается эксплуатация фрез (отпадает надоб-
ность в упорных планках и винтах для регулирования зубьев по
длине). На фиг. 124 представлена торцевая фреза конструкции
ВНИИ с установкой зубьев «по следу», рекомендуемая для фрез
диаметром D = 150 4- 320 мм. Она может быть использована для
фрез с заточкой в собранном виде и для фрез с раздельной заточ-
кой зубьев. Во втором случае требуется обеспечение повышенной
точности изготовления деталей.
Данная конструкция отличается от конструкций ВНИИ для
фрез с заточкой зубьев в собранном виде (фиг. 117—119) тем, что
в ней для закрепления зуба предусмотрен только один клин. Про-
веденные во ВНИИ опыты показали, что при двух клиньях воз-
растает погрешность установки зуба. Кроме того, увеличиваются
габаритные размеры корпуса и затраты времени на сборку фрезы.
Заводская практика подтвердила, что применение одного клина
обеспечивает достаточную надежность крепления зуба.
Торцевые ступенчатые фрезы. Применение торцевых фрез со
ступенчатым расположением вставных зубьев относительно обраба-
тываемой поверхности (фиг., 125) целесообразно в тех случаях,
когда из-за недостаточной мощности фрезерного станка и жесткости
системы станок — деталь — инструмент невозможно снять весь при-
пуск за один проход нормальной многозубой фрезой. Торцевые
ступенчатые фрезы могут иметь две, три, четыре и большее число
ступеней. Оно определяется припуском на обработку, размерами
фрезы, мощностью электродвигателя фрезерного станка, жест-
костью обрабатываемой детали и др.
Следует иметь в виду, что с увеличением числа ступеней произ-
водительность фрезы, определяемая минутной подачей, понижается.
Это видно из следующей зависимости:
__ sz. Z • п
Ъм - ---Г-'- ,
I
где sM — минутная подача в мм/мин;
sz — подача на один зуб фрезы в мм;' ' ’ '
z— число зубьев фрезы; ч .
206
Торцевое фрезерование закаленных сталей
п— число оборотов фрезы в мин.;
i— число ступеней фрезы.
Нормальные условия работы ступенчатой фрезы обеспечиваются
определенным расположением зубьев одной ступени относительно
зубьев другой ступени в осевом и радиальном направлениях.
Фиг. 125. Торцевая двухступенчатая фреза насадного типа
со вставными призматическими зубьями:
1, 3, 5 и 7 —зубья первой ступени; 2, 4, 6 и 8 — зубья второй ступени.
В осевом направлении зубья могут быть установлены с равно-
мерным и неравномерным распределением припуска между отдель-
Фиг. 126. Схема распределения припуска между ступе-
нями трехступенчатой торцевой фрезы:
а — равномерное распределение; б — неравномерное
распределение.
ними ступенями фрезы (фиг. 126). При равномерном распределе-
нии припуска (фиг. 126, а) глубина резания для каждой ступени
Конструкция фрез
207
фрезы получается как. частное от деления припуска на число ступе-
ней. При неравномерном распределении припуска между ступе-
нями (фиг. 126, б) глубина резания для зубьев, наиболее высту-
пающих в осевом направлении, принимается равной 1,5 2,0 мм.
Остальная часть припуска равномерно распределяется между
остальными ступенями фрезы.
В радиальном направлении зубья данной ступени должны быть
расположены на определенном расстоянии относительно зубьев
соседней ступени (фиг. 125). Это расстояние А определяется по
формуле
А — ------1- (s~, + 2) мм,
tg? - /
где t — расстояние между вершинами зубьев соседних ступеней
в осевом направлении, или глубина резания в мм\
<Р — главный угол в плане фрезы;
я? — подача на один зуб фрезы в мм. .
Для двухступенчатой фрезы А равно 5 мм.
Торцевые фрезы с механическим креплением
пластинок твердого сплава
По сравнению с припайкой механическое крепление пластинок
твердого сплава в корпусе фрезы имеет ряд достоинств. Главные
из них — устранение различного рода дефектов, возникающих в пла-
стинках в процессе пайки, и удешевление инструмента, так как
отпадают операция пайки и изготовление державок для вставных
зубьев. Однако, механическому способу крепления присущи серьез-
ные недостатки. Необходимость использования части пластинки
твердого сплава для зажима и относительно небольшие размеры
стандартных пластинок обусловливают небольшое количество пере-
точек фрез. В совокупности с растрескиванием пластинок при их
закреплении в корпусе это приводит к повышенному расходу твер-
дых сплавов. Создание рациональных конструкций фрез с механи-
ческим креплением пластинок твердого сплава облегчается при
использовании пластинок, имеющих большие размеры сравнительно
со стандартными (такие пластинки изготовляются по специальным
заказам).
Рассмотрим характерные конструкции фрез с механическим
креплением призматических пластинок, многолезвийных вставок-
столбиков и дисков из твердых сплавов.
На фиг. 127 показана насадная торцевая фреза конструкции
Оргтрансмаша. Пластинки 2 закрепляются в пазах, расположенных
с торца корпуса /. Крепление производится цилиндрической втул-
кой 3 с помощью винта 4. Для облегчения разборки фрезы винты 4
снабжены дифференциальной резьбой. Регулирование зубьев осу-
ществляется винтами 5. Эти фрезы изготовляются диаметром
D = 150 ~ 250 мм.
208
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Данная конструкция имеет ограниченное применение вслед-
ствие ряда недостатков: небольшого числа зубьев (такого же, как
в обычных фрезах со вставными зубьями); необходимости приме-
нения пластинок твердого сплава толщиной 9—10 мм вместо 3—
4 мм, используемых на напайных фрезах; сложности изготовления
закрытых пазов под пластинки твердого сплава; повышенной точ-
ности изготовления втулок 3 и гнезд под них в корпусе /; необхо-
димости' заточки фрезы в собранном виде.
Фиг. 127. Торцевая фреза насадного типа с механиче-
ским креплением пластинок твердого сплава, конструк-
ции Оргтрансмаша.
В торцевых фрезах конструкции Оргавтопрома (фиг. 128)
используются многолезвийные вставки (столбики) из твердого
сплава. В отверстиях корпуса /, с помощью сухарей 3 и гаек 4,
закрепляются разрезные стойки 2. Столбики 5 устанавливаются
в стойках 2 и закрепляются в них болтами 6. Винты 7, удерживае-
мые от поворота стопорными винтами 8, предназначены для регу-
лирования столбиков и недопущения их осевого перемещения. При
сборке фрезы положение столбиков регулируется на специальном
индикаторном приспособлении.
Достоинствами данной конструкции являются: большое коли-
чество переточек за период эксплуатации комплекта столбиков,
высокая суммарная стойкость фрезы между двумя переточками
Конструкция фрез
9
209
(за счет поворота столбиков), возможность раздельной заточки
столбиков. Однако конструкция не может быть рекомендована для
широкого применения. Помимо сложности, к ее основным недо-
статкам относятся: необходимость применения специального при-
способления для установки столбиков в корпусе фрезы (снятие
корпуса со станка обязательно); непригодность конструкции для
Фиг. 128. Торцевая фреза конструк-
ции Оргавтопрома с механическим
креплением многолезвийных вставок
из твердого сплава.
Фиг. 129. Торцевая фреза
с механическим креплением
дисков из твердого сплава,
конструкции НИ АТ.
фрез небольших диаметров; малое число зубьев; возможность обра-
ботки только открытых поверхностей.
В торцевых фрезах конструкции НИАТ (фиг. 129) используются
диски из твердого сплава. В корпусе 1 фрезы устанавливаются ди-
ски 5, посаженные на втулки 6, и держави резцов 2. Диск за-
крепляется винтом 5 через шайбу 4.
Эта конструкция имеет значительные преимущества перед
другими: надежное крепление дисков из твердого сплава,
обеспечивающее их точную установку в корпусе фрезы без приме-
нения шаблонов; исключение возможности смещения дисков при
закреплении их в корпусе, а также при работе фрезы; легкость
перестановки (поворота) дисков при их затуплении, не снимая
14 Зак. 2832,
210 Торцевое фрезерование закаленных сталей
корпуса со станка; высокая суммарная стойкость фрезы между
двумя переточками по сравнению с призматическими зубьями
(в 8—10 раз выше при работе одной стороной диска, в 15—20
раз — при работе обеими сторонами); простота раздельной заточки
комплекта дисков на круглошлифовальном станке.
К недостаткам конструкции относятся: малое число зубьев; воз-
можность обработки только открытых поверхностей; повышенная
склонность к вибрациям из-за большой длины рабочей части режу-
щей кромки и малого угла в плане; сложность изготовления кор-
пуса фрезы с необходимой точностью.
Данная конструкция может быть рекомендована для примене-
ния в тех случаях, когда наибольший интерес представляет сниже-
ние трудоемкости заточки фрез.
23. КРИТЕРИИ ЗАТУПЛЕНИЯ И ПЕРИОД СТОЙКОСТИ ФРЕЗЫ
При скоростном фрезеровании сталей торцевыми фрезами, осна-
щенными титановольфрамовыми твердыми сплавами, с подачами
не более sz — 0,2 мм/зуб, ‘зубья фрезы изнашиваются главным обра-
зом по задней грани. При больших подачах износ происходит по
а) б)
Фиг. 130. Износ зубьев торцевой фрезы
при обработке закаленной стали
(D = 110 мм; т = —22°; <р = 60°; = 30°;
t — 2 мм; sz = 0,095 мм/зуб;
v = 112,6 м/мин; В = 90 мм):
а — нормальный . износ по задней грани
без скола пластинки твердого сплава;
б—износ со сколом пластинки по перед-
ней грани.
задней и передней граням. По мере увеличения подачи sz возрас-
тает износ по передней грани и уменьшается износ по задней грани.
При торцевом фрезеровании закаленных сталей с малыми пода-
чами sz износ инструмента происходит по задней грани.
В некоторых случаях пластинка твердого сплава получает неболь-
шой скол по передней грани. На фиг. 130 показаны полученные в
опытах [60] характерные виды износа однозубой торцевой фрезы,
оснащенной твердым сплавом Т15К6Т, при обработке закаленной
стали твердостью ==51,
Критерий затупления и период стойкости фрезы
211
Обобщение ряда исследований и заводской практики позволило
П. А. Маркелову рекомендовать в качестве критерия затупления
торцевых фрез при обработке закаленных сталей следующие вели-
чины износа зубьев по задней грани:
Твердость закаленной Оптимальный износ зубьев
стали Hr фрезы по задней грани
G h в мм
38—47 2,0—1,5
47—54 1,5—1,0
НИБТН [27] для закаленных сталей твердостью Hrc =38-4-58
принимает /г =1,5 мм. В режимах резания (приложение II) при-
няты последние данные.
В главе III настоящей работы, посвященной точению закален-
ных сталей, показано, что наглядным критерием затупления резцов
при точении является приобретение стружкой «гофрированного»
вида. Следует отметить, что этот критерий может быть успешно
использован и при торцевом фрезеровании закаленных сталей.
Правильный выбор периода стойкости режущего инструмента
имеет важное значение для эффективности процесса обработки.
Имеющиеся в литературе данные о периоде стойкости твердосплав-
ных торцевых фрез сильно расходятся между собой. М. Н. Ларин
[61] определяет период стойкости торцевых фрез в зависимости от
их диаметра:
Т= (1,25 н-1,50)£> мин.,
где D — диаметр фрезы в мм.
П. А. ААаркелов [60] предлагает определять период стойкости
торцевых фрез в зависимости от числа их зубьев, принимая 30—
40 мин. на каждый призматический зуб:
Число зубьев торце-
вой фрезы z . . . . 4 5 6 8 10 12
Период стойкости Т
в мин............. 120—160 150—200 180—240 240—320 300—400 360—480
Однако при исследовании скоростного фрезерования хромо-
молибденовой стали торцевыми фрезами диаметром £> = 265 мм,
оснащенными твердым сплавом Т15К6У [62], установлено, что стой-
кость шестизубой фрезы незначительно отличается от стойкости
трехзубой и однозубой фрез.
НИБТН [27] рекомендует значительно большие стойкости тор-
цевых фрез по сравнению с данными М. Н. Ларина и П. А. Мар-
келова:
Диаметр торцевой фрезы D в мм . . 75 90 ПО 130—150 200 250
Период стойкости Т в мин. ..... 150 240 300 360 480 600
14*
212
Торцевое фрезерование закаленных сталей
В рекомендуемых режимах резания (приложение II) принята
Т = 300 млЦ.Автор полагает, что такая стойкость оправдывается
принятой величиной затупления зубьев фрез по задней грани
(Л = 1,5 мм).
24. ГЕОМЕТРИЯ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ФРЕЗЫ
Приводятся принятые в настоящей работе обозначения и терми-
нология, относящиеся к геометрии режущей части зубьев торцевых
фрез (фиг. 131). Основными параметрами геометрии являются:
Фиг. 131. Геометрия режущей части торцевой фрезы.
Y — передний угол;
а — главный задний угол;
ао — задний угол переходной режущей кромки;
di — задний угол вспомогательной режущей кромки;
X — угол наклона главной режущей кромки;
Ф — главный угол в плане (угол в плане главной режущей
кромки);
Фо — угол в плане переходной режущей кромки;
ф! — угол в плане вспомогательной режущей кромки;
f0 — длина переходной режущей кромки.
Кроме того, при изготовлении и заточке торцевых фрез необхо-
димо знать следующие вспомогательные углы:
<о — продольный (осевой) передний угол;
7! — поперечный (радиальный) передний угол.
Геометрия режущей части фрезы
213’
Передние углы у, со и у, связаны с углом наклона главной ре-
жущей кромки X и главным углом в плане <р следующими зависи-
мостями:
tg у — tg ь • sin <р + tg <о • cos ср,
tg >• = tg Ti • cos ср — tg w • sin ср,
tg co = tg у • cos <? — tg X • sin cp,
tg Ti = tg T • sin cp -|- tg k • cos cp.
Передний угол у
Опыты показали, что при скоростном фрезеровании твердо-
сплавными торцевыми фрезами сталей, в том числе закаленных,
оптимальная величина переднего угла
от физико-механических свойств об-
рабатываемого материала (предела
прочности при растяжении овр , твер-
дости и др.). Для каждой стали с
определенными физико-механиче-
скими свойствами имеется опти-
мальное значение переднего угла,
которому соответствует наибольшая
стойкость фрезы; как увеличение,
так и уменьшение переднего угла
относительно его оптимального зна- >
чения приводит к понижению стой-
кости инструмента. Это видно из
фиг. 132, на которой представлена
зависимость стойкости торцевой
фрезы от величины переднего угла
X [60]. Испытывалась закаленная 4
сталь ЗОХГСА твердостью Hrc —
==51 -е-54 при глубине фрезерова-
ния t = 3 мм, ширине фрезерования
В = 90 мм, подаче на зуб фрезы
$г = 0,095 мм и скорости резания
о=138 м/мин. Фреза была осна-
щена твердым сплавом Т15К.6С,
имела диаметр D = ПО мм и число
зубьев z=l. Затупление зубьев
фрезы по задней грани h = 1,2 мм.
Передний угол у изменялся в пре-
делах от —7 до —37°.
График показывает, что для
значение переднего угла составляет приблизительно х
у зависит главным образом
fOO
*
§

5 W
в
о
$
о,
90
70
60
50
30
20
Ю
-30 -20 -10 0
Передний угол р:гцо Г °
Фиг. 132, Влияние переднего угла
зубьев ' торцевой фрезы на ее
стойкость. Обработка закален-
ной стали ЗОХГСА твердостью
51ч-54 фрезой, оснащенной
твердым сплавом Т15К6С (а = 23°;
U60; ? = 60°; То ^ 30°; /0 =
= 2,0—2,5 мм).
данной стали оптимальное
—20°.
214
Торцевое фрезерование закаленных сталей
С понижением твердости закаленной стали отрицательное значе-
ние переднего угла уменьшается.
Для закаленных сталей угол у имеет значительно большее
отрицательное значение, чем для незакаленных сталей. Опытные
данные [60] для стали ЗОХГСНА (зв^ =80 кг/мм2) при f=3 мм,
В = 175 мм, se = 0,1 мм, v =286 м/мин и h = 1,0 мм показывают,
что оптимальное значение переднего угла фрезы, оснащенной твер-
дым сплавом Т15К6, составляет у = —5°.
В табл. 66 приведены рекомендации П. А. Маркелова [60] и
М. Н. Ларина [31] по величине переднего угла торцевых фрез для
обработки закаленных сталей.
Таблица 66
Значения переднего угла у
Данные Твердость обрабатываемой стали
38—44 45-49 50-54 55-64
Передний угол
П. А. Маркелова . . . М. Н. Ларина .... L —11-4- — 14 — 5 -14ч- —18 — 10 — 18ч- — 22 — 10 — 15
Как видно, М. Н. Ларин принимает значительно меньшие отри-
цательные значения переднего угла.
В нормативах режимов скоростного фрезерования черных ме-
таллов Министерства станкостроения [27] для закаленных сталей
твердостью Hrc= 38 4- 58 принят передний угол у = —10°.
Следует отметить, что П. П. Трудов [63] является сторонником
больших отрицательных значений угла у. При скоростном фрезе-
ровании закаленных сталей он рекомендует у = —20° для твердого
сплава Т15К6 и у = —15° для сплава Т5К10.
Высказанные в гл. III соображения о необходимости применять
при точении закаленных сталей возможно меньшие отрицательные
передние углы автор считает справедливыми и для торцевого фре-
зерования. Однако торцевые фрезы, в отличие от токарных резцов,
работают с ударной нагрузкой. Поэтому режущие кромки зубьев
торцевых фрез должны быть усилены по сравнению с токарными
резцами путем увеличения отрицательного значения переднего
угла. По мнению автора, в практике торцевого фрезерования за-
каленных сталей инструментом, оснащенным твердыми сплавами
титановольфрамовой группы (Т15К6, Т14К8 и Т5К10), должны
получить применение передние углы, рекомендуемые М. Н. Лари-
ным (табл. 66). Лишь для сплава Т30К4 отрицательные значения
этих углов следует увеличить на 3—5°.
Геометрия режущей части фрезы
215
В заключение рассмотрим вопрос о двойной заточке передней
грани зубьев торцевых фрез (фиг. 133). Исследованием П. П. Гру-
дова и С. И. Волкова [63] по фрезерованию незакаленной стали
18ХНМА с = 110 -т- 120 кг/мм2 (опыты производились однозу-
бой торцевой фрезой диаметром 200 мм с геометрией: основной
передний угол у =15°, передний угол на фаске уф =—20°*
Сечение по А А
Фиг. 133. Геометрические параметры зуба торцевой фрезы.
а =15°, Л =15°, ф = 60°, ф1 = 4—5°, фо = 30°, /0 = 0,1—0,3 мм;
ширина фаски f изменялась в пределах от 0 до 3 мм; режим реза-
ния — t = 3 мм, В — 100 мм, $2—0,089 мм/зуб, и—180 м/мин,
длина одного прохода I = 300 мм) установлено следующее.
1. При одинаковой величине износа по задней грани с шириной
фаски /<1,5 мм стойкость снижается с уменьшением ширины
фаски.
2. Ширина фаски f оказывает сильное влияние на условия схода
стружки и степень ее деформации. С увеличением f от 0 до 0,5 мм
деформация стружки резко возрастает. При узкой фаске (/<0,2 мм)
стружка опирается на участок передней грани с положительным
передним углом; деформация стружки происходит здесь так же, как
216
Торцевое фрезерование закаленных сталей
и при передней грани, имеющей положительный у по всей поверх-
ности; наличие фаски в этом случае на деформацию стружки по-
чти не влияет.
При фаске шириной f > 0,5 мм стружка опирается только на
участок передней грани с отрицательным передним углом и потому
здесь стружка подвергается сильной деформации.
3. Для уменьшения деформации стружки выгодно принимать
ширину фаски с отрицательным передним углом в пределах от 0,1
до 0,3 мм. Но при такой ширине фаски наблюдается преждевре-
менное скалывание режущей кромки, так как пластинка твердого
сплава в этом случае подвергается деформации изгиба, а не сжа-
тия, которой твердые сплавы сопротивляются наилучшим образом.
4. Назначение двойной передней грани состоит не в уменьшении
деформации стружки и силы резания, имеющей здесь второстепен-
ное значение, а в повышении стойкости инструмента.
П. П. Трудов и С. И. Волков пришли к выводу, что при скорост-
ном фрезеровании стали торцевыми фрезами, оснащенными твер-
дыми сплавами, необходимо применять отрицательный передний
угол на всей передней грани. Применение двойной передней грани
с положительным основным передним углом и отрицательным пе-
редним углом на фаске шириной меньше 1,5 мм приводит к пони-
жению стойкости фрезы.
Очевидно, что выявленная при скоростном торцевом фрезерова-
нии незакаленных сталей неэффективность применения фрез с двой-
ной передней гранью должна проявиться более резко при обра-
ботке закаленных сталей.
Отмечаем, что НИБТН [27] рекомендует при скоростном торце-
вом фрезеровании сталей применять двойную переднюю грань, при-
чем основной передний угол на 5° больше переднего угла на фаске.
Для закаленных сталей у =—5°, а у^ =—10°, при ширине фаски
f — 1,5 мм. Такая геометрия передней грани, как это указывалось
в гл. III, обеспечивает некоторое увеличение количества возможных
переточек пластинки твердого сплава по сравнению с плоской пе-
редней гранью.
Угол наклона главной режущей кромки X
При скоростном фрезеровании сталей твердсплавными торце-
выми фрезами основное назначение угла наклона главной режущей
кромки X состоит в упрочнении кромки. Угол X влияет на располо-
жение места удара режущей кромки зуба фрезы в момент ее вре-
зания в обрабатываемый материал (фиг. 134). При X — 0° и лю-
бых значениях, переднего угла у первоначальный удар распростра-
няется по всей режущей кромке или параллельно ей; при X < 0°
в обрабатываемый металл вступает вначале вершина зуба, а при
X > 0° удар происходит на расстоянии от вершины зуба, равном
приблизительно глубине фрезерования. Благодаря этому, рабочая
Геометрия режущей части фрезы
217
Фиг. 134. Схема
расположения ме-
ста первоначаль-
ного удара режу-
щей кромки зуба
торцевой фрезы
при врезании ее
в обрабатываемую
деталь, в зависи-
мости от знака
угла наклона глав-
ной режущей
кромки X.
при t = 4 мм,
часть пластинки твердого сплава предохраняется от преждевре-
менного скалывания или выкрашивания у вершины зуба.
При скоростном фрезеровании сталей торцевыми фрезами, осна-
щенными твердыми сплавами, следует применять только положи-
тельные углы наклона главной режущей кромки X, несмотря на то,
что с увеличением положительных значений угла X возрастают
степень деформации стружки и расходуемая мощность, а также
затрудняется сход стружки.
На величину угла X влияют главным образом
условия резания — работа с ударами или без
ударов. Угол X зависит также от физико-меха-
нических свойств обрабатываемого материала и
прочности твердого сплава. Угол X следует уве-
личивать с повышением прочности обрабатывае-
мого материала и понижением прочности твер-
дого сплава.
На фиг. 135 представлена зависимость стой-
кости однозубой торцевой фрезы, оснащенной
твердым сплавом Т15К6 (£> = 200 мм), от вели-
чины угла наклона главной режущей кромки X,
построенная по опытным данным [63]. Испыты-
валась сталь 18ХНМА (звр = НО 4- 120 кг/мм2)
при / = 3 мм, В = 100 мм, /=100 мм,
v = 81,6 м!мин и sz = 0,122 мм. Угол наклона
главной режущей кромки X изменялся в преде-
лах от 0 до 39°. Опыты производились при сим-
метричном резании, без охлаждения.
Как видно, оптимальное значение угла X на-
ходится в пределах 10 4- 20°, наибольшая стой-
кость соответствует Х= 15 4- 16°.
Примерно к таким же результатам пришел
В. Н. Межуев [61], исследовавший зависимость
£ = f(X°) при изменении угла наклона главной
режущей кромки X в пределах от —10 до 45°.
Опыты производились однозубыми торцевыми
фрезами (£>=240 мм), оснащенными твердым
сплавом Т15К6. Обрабатывалась сталь 20
В = 1Ю мм, v = 305 м/мин и sz = 0,14 мм.
Опыты показали (фиг. 136), что величина и знак переднего
угла у не влияют на оптимальное значение угла X, равное -f-10o,
как для фрез, имеющих у = +10°, так и для фрез, у которых
Y = —10°. При больших значениях угла Х(>30°) стойкость фрезы
резко снижается, причем износ по задней грани зуба переходит и на
вспомогательную режущую кромку.
С увеличением угла X возрастает степень деформации стружки,
что выражается в увеличении ее продольной усадки [63]. Увеличение
угла X от 0 до 22° приводит к увеличению усадки стружки от 1,6
218
Торцевое фрезерование закаленных сталей
до 2,0, т. е. на 25% (фиг. 137). При дальнейшем увеличении угла X
происходит резкое возрастание деформации стружки: увеличению X
от 22 до 37° соответствует возрастание усадки стружки от 2,0 до
4,2, т. е. больше чем в два раза.
Такое резкое увеличение усадки стружки указывает на то, что
с увеличением угла наклона главной режущей кромки ухудшаются
условия резания: возрастает сте-
пень деформации стружки, а также
сила резания и затрачиваемая на
резание мощность.
Фиг. 1.35. Влияние угла X на стой-
кость торцевой фрезы при скорост-
ном фрезеровании стали 18ХНМА
с пределом прочности на растя-
жение <sep = 110-ь120 кг/ммл Кри-
терий затупления фрезы h ==
= 1,75ч-1,90 мм (а = 4—5°, у =
= —10°, ф = 90°, т0 = 45°, ср1==
= 3—5, /0 = 1,0-ь1,3 мм).
Фиг. 136. Влияние угла наклона глав-
ной режущей кромки торцевой фрезы,
оснащенной твердым сплавом Т15К6, на
ее стойкость (а = 15°, ср = 75°, ср0 = 40°,
/0 == 1 мм\ 7 == и —10°).
П. П. Трудов и С. И. Волков
считают, что выявленное ими для
стали с = 110 4- 120 кг/жж2 оп-
тимальное значение угла наклона главной режущей кромки Х= 15°
должно приниматься для всех сталей. М. Н. Ларин [64] и НИБТН
[27] также принимают к = 15° для торцевого фрезерования как не-
закаленных, так и закаленных сталей. Для несимметричного фре-
зерования М. Н. Ларин предлагает X = 5°.
Иной точки зрения придерживается П. А. Маркелов [60]. По его
мнению, с повышением прочности обрабатываемой стали угол X
следует уменьшать:
Предел прочности при
растяжении стали <звр
в кг/мм9
60—100
100—140
140—180
Угол наклона главной
режущей кромки Xе
15
10
5
Геометрия режущей части фрезы
219
Упрочнение режущей кромки торцевых фрез, оснащенных титано-
вольфрамовыми твердыми сплавами, имеет при обработке закален-
ных сталей еще более важное значение, чем при фрезеровании
незакаленных сталей. Угол наклона главной режущей кромки торце-
вых фрез для обработки закаленных сталей во всяком случае дол-
жен быть не меньше оптимальных значений угла X, полученных в
исследованиях незакаленных сталей. Автор полагает, что до проведе-
ния специальных исследований, для фрезерования закаленных ста-
лей следует принимать угол на-
клона главной режущей кром-
ки X = 15°. Такая величина угла
X предусмотрена в рекомендуе-
мых им режимах резания.
Главный задний угол а
Главный задний угол а ока-
зывает значительное влияние
на стойкость твердосплавных
торцевых фрез. Исследования-
ми установлено, что при фре-
зеровании сталей торцевыми
твердосплавными фрезами с
малыми задними углами про-
исходит сильное трение между
задней гранью зубьев фрезы и
поверхностью резания, интен-
сивный износ фрезы и возни-
кают вибрации, приводящие к
выкрашиванию пластинки твер-
дого сплава. При больших зад-
них углах уменьшается угол
Фиг. 137. Влияние угла наклона глав-
ной режущей кромки торцевой фрезы
(D = 200 мм), оснащенной твердым
сплавом Т15К6, на продольную усадку
стружки при обработке стали 18ХНМА.
Режим резания: t — Змм, sz =
= 0,122 мм/зуб, v = 81,6 м/мин, В =
= 100 мм. Геометрия режущей части:
а = 4-4-6°, 7 = -10°, ср =90°, ср0 = 45°,
ср^ = 3—5°, /о — 1,0—1,3 мм.
заострения зубьев фрезы, пони-
жается прочность рабочей части пластинки твердого сплава, про-
исходит преждевременное выкрашивание и скалывание режущей
кромки при малом затуплении зубьев по задней грани.
Обобщение результатов, многих исследований привело М. Н. Ла-
рина [31] к выводу, что величина оптимального заднего угла зависит
главным образом от максимальной толщины среза а,пах. Чем меньше
толщина среза (подача на зуб), тем больше должен быть задний
угол. Скорость резания до 350 м/мин, механические свойства обра-
батываемой стали в пределах о62> — 40 ~ 120 кг/мм2 и передний
угол у от -|-15 до —15° оказывают на величину оптимального зад-
него угла столь незначительное влияние, что практически этим
можно пренебречь.
Обратимся к опытным данным. На фиг. 138 представлена зави-
симость суммарной длины обработанной поверхности от величины
заднего угла а, полученная в работе А. В. Щеголева и В. И. Ткачев-
220
Торцевое фрезерование закаленных сталей
ского (62] при скоростном фрезеровании углеродистой стали 40.
Испытания проводились торцевыми фрезами, оснащенными твер-
дым сплавом Т15К6, диаметром D = 250 мм, при ширине фрезе-
рования В = 90 мм, глубине фрезерования t — 5 мм, подаче
sz = 0,095 мм/зуб и скорости резания v = 200 м/мин. Как видно из
графика, оптимальное значение главного заднего угла составляет
аопт = 16 -г- 20°. Исследователи сообщают, что аналогичные ре-
зультаты были ими получены и для других испытанных сталей.
При скоростном торцевом
фрезеровании стали 18ХНМА
(рвр = 110 ч-120 Ka/jwjw2) опти-
мальное значение главного
заднего угла фрезы получи-
Фиг. 138. Влияние главного заднего
угла торцевых фрез, оснащенных твер-
дым сплавом Т15К6, на суммарную длину
обработанной поверхности при фрезеро-
вании стали 40 с авр = 57 кг)мм1.
Данные А. В. Щеголева и В. И. Тка-
чевского (yi = —10°, — —10°, ср = 75°,
Т1= 15°, а1= 12°, г = 1,5 мм).
ЛОСЬ (X опт— 15 [03].
На фиг. 139 приведены гра-
фики, характеризующие зави-
симость суммарной стойкости
торцевых фрез, оснащенных ти-
тановольфрамовыми твердыми
сплавами, от величины главно-
го заднего угла а при скорост-
ной обработке закаленных и
незакаленных сталей [60]. На
графиках видно, что для зака-
ленной стали ЗОХГСА интервал
оптимальных значений главно-
го заднего угла 234-28°;
для обеих марок незакаленных
сталей аОпт = 12°.
Таким образом, на величину
заднего угла оказывает также
влияние передний угол у. Чем больше отрицательное значение
переднего угла, тем больше задний угол. Это объясняет значитель-
но большую величину угла а для закаленной стали в сравнении
с незакаленными сталями. Первая обрабатывалась фрезой, имев-
шей передний угол у = —22°, в то время как незакаленные стали
фрезеровались при у = —5°. Подача на зуб для всех испытанных
сталей была примерно одинаковой.
В связи с тем, что на оптимальные толщину среза атах и вели-
чину переднего угла у при скоростном фрезеровании сталей торце-
выми фрезами влияют физико-механические свойства обрабатывае-
мого. материала, П. А. Маркелов выбирает а в зависимости от
предела прочности на растяжение закаленной стали: а = 16° для
овр = 120 кг/мм"1, а = 20° для oej5 — 180 кг/мм2. Такие же значе-
ния угла а рекомендуются НИБТН [27].
М. Н. Ларин [31] предлагает принимать для торцевых твердо-
сплавных фрез главный задний угол одинаковой величины для об-
Геометрия режущей части фрезы
221
работки как незакаленных, так и закаленных сталей: а =15° при
атах > °,08 мм и а = 20° при а1Пах < 0,08 мм.
Расходится с приведенными данными указание А. В. Щеголева
и В. И. Ткачевского [62] о необходимости уменьшать задний угол
торцевых фрез с повышением прочности обрабатываемой стали.
Автор принимает для торцевого фрезерования закаленных ста-
лей следующие значения главного заднего угла: а = 15° для сталей
твердостью //ес = 384-49 и а = 20° для сталей твердостью
Ивс> 49.
Остановимся на влиянии главного заднего угла на величину
радиуса округления режу-
щей кромки и на точность
обработки, связанную с
размерным износом ин-
струмента.
Назначение главного
заднего угла в торцевых
фрезах состоит, в частно-
сти, в том, чтобы умень-
шить радиус округления
режущей кромки для обе-
спечения врезания зуба
фрезы в обрабатываемый
металл с минимальным
углом скольжения. С этой
точки зрения при фрезе-
ровании закаленных ста-
лей, осуществляемом с
тонкими стружками, необ-
ходимо стремиться к уве-
личению заднего угла.
С другой стороны, увели-
чение главного заднего
угла приводит к возраста-
нию размерного износа
фрезы и снижению точности обработки за данный проход.
Задний угол торцевой кромки фрезы принимается си = 8-е-10° не-
зависимо от механических свойств обрабатываемой стали. При чрез-
мерно большом угле си снижается прочность вершины зуба и усили-
вается опасность ее выкрашивания в месте стыка режущих кромок.
Задний угол переходной режущей кромки а0 принимается рав-
ным или несколько меньшим главного заднего угла а.
Главный угол в плане у
При одной и той же глубине резания t и подаче на зуб s2
с уменьшением главного угла в плане <р уменьшается толщина
среза а, увеличивается его ширина Ь, а также угол при вершине
Фиг. 139. Влияние главного заднего угла тор-
цевых фрез на их суммарную стойкость:
2— сталь ЗОХГСА, закаленная на твердость =51-5-54;
0=110 мм; г=1; Т15К6; у = -22°; а=6°; <р=60°;
фо=ЗО°; t=2 мм; В ==90 мм; s2= 0,095 мм/зуб;
^ = 138,2 м!мин; Л=1,2 мм; 2— сталь 40ХНМА
(авр=70 кг/мм?); 0=90 мм; z=l; T30K4; у= -5°;
Х = 15°; <р=60°; (p„s«30e; /=3 мм; В = 70 мм; $- =
= 0,1 мм/зуб; 0=450 м/мин; Лв«1,2 мм; 3— сталь
ЗОХГСА (абр=80 кг/мм*); 0=200 мм; г=1; Т15К6;
?= -5°; Х=15°; <?=60°; <рп=30в;/=3 мм; мм;
sz =0,1 мм^зуб; 0=286 лс/лсия; h —1,0 мм.
222
Торцевое фрезерование закаленных сталей
зуба. В результате упрочняется режущая кромка, уменьшается ее
тепловая напряженность и повышается стойкость фрезы.
Фиг. 140 [60] показывает влияние главного угла в плане ср на
стойкость торцевых фрез, оснащенных твердыми сплавами; с умень-
шением угла ср стойкость фрезы повышается.
По данным П. А. Маркелова, зависимости между главным углом
в плане ф, стойкостью фрезы Т и скоростью резания v для толщин
среза а «<0,11 мм/зуб выражаются
равенствами:
Фиг. 140. Влияние главного
угла в плане ср на стойкость
торцевых фрез:
мин.;
1 — сталь OXHM (CTgp=87 кг/мм2);
D=2№mm; Т15К6; т = -10°; 1=10°;
/=1,5 мм; $^«0,25 лсл</зуб;В = 100 мм
(данные Л. А. Рождественского).
2 — сталь 18ХНМА (ав^=110-ь
-8-120 кг/мм*); D=200 мм; Т15К6;
Т=-20°; Х==15°; /«1,5 мм;
«0,244 мм!зуб; В = 100 мм; v=*
«197,6 м/мин (данные П. П. Грудова).
3- сталь ЗОХГСА (aejO = 75 кг/мм*);
20= 150 мм; Т15К6; ? = —5°; Х=15°;
/=2 мм; sz =0,26 мм/зуб; В = 110 мм;
z>=297 м/мин (данные П. А. Марке-
лова).
sin ср
V =-------М!М11Н.
(sin ср)0’3
Из формул следует, что если стой-
кость торцевой фрезы с главным уг-
лом в плане ф = 60°, при определен-
ных условиях резания (у, sz, t и др.),
принять за единицу, то при тех же ус-
ловиях стойкость фрезы с ф = 30° бу-
дет выражаться коэффициентом 1,7, а
с углом ф = 20°— коэффициентом 2,5.
При одинаковой стойкости скорость
резания для фрезы с ф = 20° может
быть повышена на 15% по сравнению
с фрезой, имеющей угол в плане
Ф = 60°.
Однако, при работе торцевых фрез
с малым углом в плане осевая сила
резания принимает большие значения,
и в условиях недостаточной жесткости
системы станок — деталь — инструмент
появляются вибрации и отжим обра-
батываемой детали. В ряде случаев
вибрации и отжим настолько велики,
что фрезерование становится невоз-
можным. Так, при скоростном фрезе-
ровании стали ЗОХГСА =
= 75 /са/лш2) торцевой фрезой (D =
= 150 мм, z = 8) со скоростью резания v = 280 м/мин., подачей
sz = 0,15 мм/зуб, глубиной резания 1 = 5 мм и шириной фрезеро-
вания В =110 мм осевая сила составляет: при ф =60°— 800 ка;
при ф = 30° — 1550 кг\ при ф = 20° — 2500 /са [60].
Следовательно, в связи с уменьшением главного угла в плане от
60° до 30 и 20° осевая сила возросла соответственно в два и три
раза. Поэтому использование торцевых фрез с малым углом в
Геометрия режущей части фрезы
223
плане ф связано с необходимостью значительного уменьшения при-
пуска, который может быть снят за один проход фрезой с углом
<р = 60°
Следует также иметь в виду, что с уменьшением угла ф возрас-
тает потребная мощность. Например, для торцевой фрезы с углом
в плане ф = 30° эта мощность больше на 25—30% сравнительно
с фрезой, имеющей ф = 60°.
Малые углы в плане ф могут найти применение на двухступенча-
тых торцевых фрезах при обработке закаленных сталей.
Фиг. 141. Влияние главного угла в плане
<р торцевой фрезы (D — 250 мм), осна-
щенной твердым сплавом Т15К6, на
суммарную длину обработанной поверх-
ности = —10°, у = —10°, = 15°,
а = 12°, 6^=12°, г =1,5 мм).
Фиг. 142. Влияние главного угла
в плане на стойкость торце-
вой фрезы (D = 280 мм), осна-
щенной твердым сплавом Т15К6.
Геометрия режущей части фрезы:
т 1== _10°, v2 = —Ю°, а = 8°,
а1 = 4°, ?1 = 4°, /=1X45°.
К иным результатам на основании своих исследований пришли
А. В. Щеголев и В. И. Ткачевский [62]. Фиг. 141 изображает зави-
симость суммарной длины обработанной поверхности от величины
угла ф при скоростном фрезеровании углеродистой стали 40
(?вр = 57 кг/мм2) с t — 5 мм, В — 90 мм, sz = 0,095 мм/зуб и
v = 200 м/мин. Как видно, оптимальные значения главного угла
в плане находятся в интервале ф = 60 -ь 75°. Стойкость фрезы по-
нижается при значениях угла ф меньших и больших указанного
интервала.
На фиг. 142 показано влияние угла ф на стойкость фрезы при
обработке хромоникелемолибденовой стали с ъвр = 90 кг/мм2. При-
менялся. следующий режим резания: t — 3 мм, В = 140 мм,
8г = 0,105 мм/зуб, v = 135 м/мин. Из графика следует, что опти-
мальное значение главного угла в плане составляет ф = 60°. При
224
Торцевое фрезерование закаленных сталей
изменении угла ср как в сторону увеличения, так и в сторону умень-
шения, стойкость фрезы резко падает.
Расхождение в отношении характера зависимости У = /(ф)
у различных исследователей по-видимому объясняется главным об-
разом различной жесткостью станков, на которых производились
опыты. Необходимо также принять во внимание, что опыты
А. В. Щеголева и В. И. Ткачевского производились при значительно
меньших подачах (sz = 0,095 и 0,105 мм!зуб), чем опыты Л. А. Ро-
ждественского, П. П. Грудова и П. А. Маркелова (s3 =0,25, 0,244
и 0,26 мм!зуб). Малая подача на зуб при малых углах в плане
обусловливает срезание весьма тонких стружек, особенно в момент
врезания фрезы в металл. Это ускоряет износ задних граней фрезы,
вследствие округления режущих кромок, связанного с усилением
степени пластической деформации обрабатываемого металла.
Данные А. В. Щеголева и В. И. Ткачевского представляют зна-
чительный интерес для фрезерования закаленных сталей, осуще-
ствляемого, как известно, с малыми подачами на зуб.
Обратимся к практическим рекомендациям по выбору главного
угла в плане ср для торцевых фрез. М. Н. Ларин [61] принимает
Ф = 60° для фрезерования сталей твердостью //# = 200 4-500. Та-
кую же величину угла ср принимают П. П. Трудов и С. И. Волков
[63] для сталей твердостью Нв == 179 4- 362 и НИБТН [27] для не-
закаленных и закаленных сталей. М. И. Клушин [43] увеличивает
главный угол в плане до <р = 75° для сталей твердостью Нв =
= 200 4- 350.
Обобщение этих данных позволяет рекомендовать для фрезеро-
вания закаленных сталей торцевые твердосплавные фрезы с глав-
ным углом в плане <р = 60°. Фрезы с углом ф = 90° следует приме-
нять лишь в исключительных случаях, когда это вызывается техно-
логической необходимостью: фрезерование плоскостей до заплечи-
ков или буртиков.
Во всех приведенных источниках рекомендуется принимать угол
в плане на переходной режущей кромке <р0 = -у, а длину переход-
ной режущей кромки fQ = 1,0 4- 2,0 мм.
Угол в плане вспомогательной режущей кромки
С уменьшением вспомогательного угла в плане ф] возрастает
работа трения по вспомогательной задней грани, что способствует
возникновению ^вибраций. При этом, однако, увеличивается длина
вспомогательной режущей кромки, участвующей в резании, а также
угол при вершине зуба. Благодаря этому упрочняется головка зуба,
улучшается теплоотвод в связи с увеличением массы металла между
главной и вспомогательной режущими кромками и в результате по-
вышается стойкость фрезы. С уменьшением угла ф1 снижается оста-
Влияние различных факторов на стойкость фрезы и скорость резания 225
точное сечение снятого слоя металла и повышается чистота обрабо-
танной поверхности.
Для торцевого фрезерования закаленных сталей следует приме-
нять фрезы, имеющие вспомогательный угол в плане cpi порядка 5°.
Эффективным средством повышения чистоты обработанной по-
верхности при торцевом фрезеровании закаленных сталей является
применение фрез, у которых имеется зачистная кромка с углом
в плане 0° и длиной 1—3 мм (фиг. 143).
25. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СТОЙКОСТЬ
ФРЕЗЫ И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Зависимость между скоростью резания и стойкостью фрезы
Зависимость между скоростью резания и стойкостью твердо-
сплавных торцевых фрез при обработке закаленных сталей имеет
тот же характер, что и при точении:
Опытные данные показывают, что при скоростной обработке тор-
цевыми твердосплавными фрезами показатель относительной стой-
кости m для закаленных сталей имеет несколько меньшую величину,
чем для сталей незакаленных. Средние данные по ряду исследований
дают для незакаленных легированных сталей m = 0,30, а для за-
каленных сталей m =- 0,25. Эти данные относятся к торцевым фре-
зам, оснащенным твердыми сплавами титановольфрамовой группы
(Т15К6, Т30К4 и др.).
15 Зак. 2б32
226
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Показатель относительной стойкости при фрезеровании закален-
ных сталей имеет значительно большую величину по сравнению
с точением.
В рекомендуемых режимах резания (приложение II) коэффи-
циент относительной стойкости m принят равным 0,25.
Влияние механических свойств закаленных
сталей на скорость резания
При фрезеровании сталей твердосплавным инструментом, как и
при точении, влияние механических свойств обрабатываемого мате-
риала на скорость резания прогрессивно возрастает по мере пере-
хода из одной зоны твердостей (предела прочности на растяжение)
в следующую зону более высоких твердостей обрабатываемого ма-
териала.
Зависимость скорости резания от предела прочности на растя-
жение обрабатываемой стали выражается уравнением
По данным П. А. Маркелова [60] и НИБТН [27], показатель
характеризующий степень влияния механических свойств обраба-
тываемого материала на скорость резания, составляет:
для сталей с ввр = 604-125 кг/мм2 «,= 1,04-1,1;
для сталей с <звр — 125-4-180 кг/мм2 tu = 2,0.
Как можно видеть, степень влияния механических свойств об-
рабатываемого материала на скорость резания для закаленных
сталей значительно больше, чем для сталей незакаленных.
Принимая скорость резания при определенных условиях для
закаленной стали с ^вр = 120 кг!мм2 за единицу, скорость резания
при тех же условиях для закаленной стали с = 150 кг/мм2
можно выразить коэффициентом 0,63, а для стали с звр =
= 200 кг/мм2 — коэффициентом 0,36.
В режимах резания (приложение II) приняты следующие
Значения показателя «15 в зависимости v — для сталей с
<звр =120 — 210 кг/мм2 = 3£/^60) nv =2,0; для сталей
с ов7, >210 кг/мм2 (/7^ >60) «>=7,0.
Влияние марки твердого сплава, которым оснащена
торцевая фреза, на скорость резания
Химический состав твердого сплава оказывает существенное
влияние на скорость резания при торцевом фрезеровании закален-
ных сталей. С повышением содержания карбида титана режущие
свойства твердого сплава повышаются.
Влияние различных факторов на стойкость фрезы и скорость резания 227
Из титановольфрамовых твердых сплавов Т30К4, Т15К6, Т14К8
и Т5КЮ наиболее высокими режущими свойствами обладает сплав
Т30К4. наиболее низкими — сплав Т5К10.
Согласно опытным данным
[60], сплав Т30К4
применять скорости
1,7 раза большие,
Т5КЮ.
позволяет
резания в
чем сплав
Влияние подачи на зуб на
стойкость фрезы и скорость
резания
Между стойкостью торце-
вой фрезы и подачей на зуб су-
ществует зависимость
'Р_ Cs
ут ’
V
где Т — стойкость фрезы в
мин.;
sz — подача на зуб фрезы
В ЛШ.
На фиг. 144 приведена
эта зависимость для стали
ЗОХГСНА с ввр = 170-4-
-тг 180 кг/мм2 [60]. Фрезерова-
ние производилось торцевой
фрезой (D — ПО мм), оснащен-
ной твердым сплавом Т15К6,
при t ~ 2 мм, В = 90 мм
и v =112,6 м/мин. Как видно,
в логарифмической системе ко-
Фиг. 144. Влияние подачи на зуб sz на
стойкость Т торцевой фрезы, оснащен-
ной твердым сплавом Т15К6, при об-
работке закаленной стали ЗОХП НА
с =- 170-7-180 кг!мм1. Данные
П. А. Маркелова.
изображается ломаной линией
ординат зависимость Т = f(sz)
из двух полупрямых с точкой перегиба, соответствующей подаче
s2 = 0,l мм/зуб. Вправо от точки перегиба влияние подачи на зуб
sz на стойкость фрезы выражено более резко, чем влево от
нее.
В многочисленных исследованиях процесса фрезерования ста-
лей различной прочности найдена зависимость Т—sz анало-
гичного характера. С повышением механических свойств обраба-
тываемой стали (вер, #ч) подача sz, при которой происходит пе-
региб на ломаной, выражающей зависимость T = f(sz), умень-
шается.
При фрезеровании закаленных сталей практическое значение
имеет зона меньших подач. Согласно фиг. 144 для этой зоны
228
Торцевое фрезерование закаленных сталей
(полупрямая /) действуют следующие зависимости (коэффициент
относительной стойкости m — 0,3):
т=^ м:ш-
C's
'Для второй зоны подач на зуб (полупрямая 2) эти зависимости
приобретают вид:
Т мин.,
s*’1
С'
V =...7-д- м'мин.
sz"6
Применение подач второй зоны целесообразно лишь при усло-
вии, если показатель степени при sz в зависимости Т — sz меньше
обратной величины показателя относительной стойкости m
(меньше ^).
На величину наибольшее влияние оказывают следующие
факторы:
1) требуемая чистота обработанной поверхности;
2) толщина среза аП1ах;
3) марка твердого сплава, которым оснащена режущая часть
фрезы;
4) механические свойства обрабатываемой стали;
5) конструкция и геометрия фрезы;
6) жесткость системы станок—деталь—инструмент.
Чистота обработанной поверхности повышается с уменьшением
подачи на зуб При фрезеровании закаленных сталей достигается
более высокая чистота поверхности, чем при обработке незакален-
ных сталей с той же подачей на зуб sz.
Подача на зуб sz и толщина среза а связаны между собой за-
висимостью
а
s. = -—,
sin т
где ф — угол в плане главной режущей кромки торцевой фрезы.
На стойкость фрезы основное влияние оказывает не подача sz,
а толщина среза а; при одной и той же подаче s~, но при разных
толщинах среза а, стойкость фрезы может значительно изменяться,
для второй зоны подач — в десятки раз.
При выборе толщины среза следует иметь в виду, что для нор-
мального протекания процесса фрезерования необходимо обеспе-
чить, чтобы толщина среза ах была больше радиуса округления р.
Влияние различных факторов на стойкость фрезы и скорость резания 229
Фиг. 145. Схема врезания режущей кромки
торцевой фрезы при малой толщине среза.
режущей кромки зуба фрезы (фиг. 145). При толщине мгновенно
срезаемого слоя, меньшей радиуса округления режущей кромки
(ах Р)> последняя не имеет возможности внедриться в обрабаты-
ваемый металл, скользит по некоторой дуге, не снимая стружки,
и в результате этого подвергается более интенсивному износу. По
мере затупления фрезы радиус округления режущей кромки р уве-
личивается.
При торцевом фрезеровании стали, для нормального протекания
процесса врезания фрезы толщина среза должна быть не меньше
а = 0,025 -г- 0,030 мм, что
при главном угле в плане
Ф = 60° соответствует по-
даче sz =0,03-4-0,35 мм/зуб.
На фиг. 145 видно так-
же, что при малой толщи-
не среза сход стружки
происходит не по передней
грани зуба фрезы, а по са-
мой режущей кромке,
имеющей радиус округле-
ния р. В результате фак-
тический передний угол
Чфакт получает большое
отрицательное значение и
условия резания становят-
ся неблагоприятными.
Чем выше прочность
при изгибе твердого спла-
ва, которым оснащена ре-
жущая часть фрезы (чем выше содержание в нем кобальта), тем
большей может быть принята подача на зуб. Она уменьшается с по-
вышением механических свойств обрабатываемой стали.
Подача на зуб sz может быть увеличена с повышением жестко-
сти фрезы, системы станок—деталь—приспособление и с уменьше-
нием главного угла в плане ср.
Приводятся данные из литературы о величине подачи на зуб
для торцевого фрезерования закаленных сталей. А. В. Щеголев и
В. И. Ткачевский [62] рекомендуют принимать sz до 0,06 мм/зуб,
НИБТН [27] — sz — 0,03 -4- 0,09 мм/зуб. Имеется в виду использо-
вание твердого сплава Т15К6. По данным П. П. Грудова и
С. И. Волкова [63], для фрез, оснащенных тем же сплавом, макси-
мальная толщина стружки а111ах = 0,040 -4- 0,065 мм (для фрез с
Ф = 60° это соответствует sz = 0,45-4-0,75 мм/зубу, для твердого
сплава Т5КЮ ее можно увеличить на 25—35%.
В табл. 67 приведены рекомендуемые значения подачи при
работе торцевыми фрезами с главным углом в плане ф = 60° на
230
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Таблица 67
Значения подачи на зуб фрезы s3 при обработке закаленных сталей
Марка твердого Твердость закаленной стали
38-46 | 47-54 | 55-62
сплава Подача в нм/зуб
Т15К6 0,09—0,07 0,08—0,06 0,06—0,04
Т30К4 0,08—0,06 0,07—0,05 0,05—0,03
фрезерных станках моделей 615, А662 и им подобных, дифференци-
рованные в зависимости от твердости закаленной стали и марки
твердого сплава, которым оснащена фреза.
При работе на менее жестких станках (типа 6Б12, 6Н12 и им
подобных) приведенные подачи следует уменьшить на 15%; при
работе на более жестких станках (типа 6А54, А664 и им подоб-
ных) — увеличить на 15—20%. При использовании твердых сплавов
Т14К8 и T5K1Q подачи sz можно увеличить на 10—15%.
Влияние глубины резания на стойкость фрезы
и скорость резания
Глубина резания t, т. е. толщина слоя металла, срезаемого за
один проход, при торцевом фрезеровании незакаленных сталей ока-
зывает на стойкость твердосплавной фрезы значительно меньшее
влияние, чем скорость резания и подача на зуб.
Между стойкостью торцевой фрезы Т и глубиной резания / су-
ществует зависимость
Т=-^г- мин.
tXT
Величина показателя степени хт цля незакаленных сталей по
различным исследованиям колеблется в широких пределах — от
0,20 до 0,68. По данным П. А. Маркелова, для закаленной стали
ЗОХГСА твердостью Hr0= 51 -4-54 этот показатель равен 0,82.
Зависимость Т — t для закаленной стали получает вид:
'г Cf
г^7^-мин-
Принимая показатель относительной стойкости ш равным 0,3,
имеем:
C't
V — MiMUH.
Влияние различных факторов на стойкость фрезы и скорость резания 231
Следовательно, при торцевом фрезеровании закаленных сталей
глубина резания t оказывает на скорость резания приблизительно
такое же влияние, что и подача на зуб sz. Это вытекает из того,
что в зависимостях v — sz ^стр. 228) и v — t показатели степени
при sz и t почти равны между собой. Сказанное относится к зоне
малых подач (s-0,1 мм/зуб). Для зоны больших подач показа-
тель степени при sz почти в пять раз больше показателя степени
при t (1,23 против 0,25).
Однако и при фрезеровании закаленных сталей в общем выгод-
нее работать с большей глубиной резания. Практически она не
должна превышать t = 3 4- 4 мм. При необходимости обеспечить
высокую точность обработку следует вести в два прохода. При
фрезеровании стальных поковок или отливок по толстому слою
окалины глубину резания необходимо выбирать с таким расчетом,
чтобы зубья фрезы нигде не выходили на черную поверхность де-
тали, так как это приводит к выкрашиванию пластинки твердого
сплава.
Влияние ширины фрезерования и диаметра
торцевой фрезы на ее стойкость и на скорость резания
При увеличении ширины фрезерования В стойкость фрезы по-
нижается в связи с увеличением пути, проходимого ее зубьями в
металле. Стойкость фрезы понижается также с уменьшением ее
диаметра D при неизменной ширине фрезерования.
Обычно рассматривают зависимость стойкости фрезы от отно-
шения ширины фрезерования к диаметру фрезы. Чем больше отно-
шение тем ниже стойкость торцевой фрезы.
На основании экспериментальных данных зависимость между
В 1
скоростью резания и отношением при фрезеровании сталей
твердосплавными торцевыми фрезами можно выразить следующей
формулой:
х С
V —-----тгу М MUH.
(I)
Исследованиями и заводской практикой установлено, что тор-
иевое фрезерование сталей происходит в наиболее благоприятных
условиях, если при симметричном расположении фрезы В = (0,554-
-4- 0,65) D. Исходя из этого, на практике диаметр фрезы выбирают
из условия:
О = (1,5-4-1,8) В мм.
232
Торцевое фрезерование закаленных сталей
П. А. Маркелов рекомендует выбирать диаметр торцевой фрезы
в зависимости от мощности станка:
Мощность фрезерного
станка М в кеш .... до 3,5 св. 3,5 до 5,5 св. 5,5 до 7,5 св. 7,5 до 12,0
Наибольший диаметр •
торцевой фрезы D в мм ПО 150 200 250—300
Влияние числа зубьев фрезы на ее стойкость
и на скорость резания
В работах по скоростному фрезерованию сталей твердосплав-
ными торцевыми фрезами рекомендуется выбирать скорость реза-
ния без учета числа зубьев фрезы. Объясняется это тем, что число
зубьев торцевой фрезы оказывает на ее стойкость столь незначи-
тельное влияние, что практически им можно пренебречь.
А. В. Щеголев и В. И. Ткачевский [62] исследовали влияние ско-
рости резания на стойкость торцевых фрез с разным числом зубьев
при обработке хромомолибденовой стали с == 70 кг/мм2. Испы-
тания производились фрезой, оснащенной твердым сплавом Т15К6
(D = 265 мм), при t = 3 мм, В = 90 мм и sz = 0,13 мм/зуб. Опыты
показали, что стойкость шестизубой фрезы весьма мало отличается
от стойкости трехзубой и однозубой фрез.
Обобщенные формулы скорости резания
Для определения скоростей резания при торцевом фрезерова-
нии закаленных сталей известны следующие формулы:
Формула П. А. Маркелова:
С
v =-------------------т-т- м!мин,
^0,3.^0,25^0,36.^ ’
где Cv — постоянный коэффициент, изменяющийся в пределах
319 4- 170 с увеличением предела прочности при растяжении обра-
батываемой стали Пер от 120 до 180 кг/мм?.
Формула П. П. Грудова и С. И. Волкова:
С О,>,г
_ ®300 ,
"^300 0,06 и 0,2
/ -s^v-3
где С„800= 650 и yv — 0,1 для sz = 0,04 ч- 0,08 мм/зуб; =
«= 305 и yv = 0,4 для зг > 0,08 мм!зуб.
Формула НИБТН:
С
^300 =------1,3'°—0 2 м/мин.
Сила резания и эффективная мощность
233
Формула П. А. Маркелова относится к зоне малых подач
(sz <0,1 мм/зуб}. Расхождение в величине показателя при s,
здесь (yv = 0,36) и в зависимости и— х:, приведенной на стр. 228
(уу=0,28), объясняется ‘различными диапазонами прочности за-
каленных сталей.
На основании анализа данных литературы автором принята сле-
дующая формула для скорости резания:
^300
с
ь*300 ,
---------—
/0,25 -0,30 / 25 \
Z \D)
(13)
Значения постоянного коэффициента Су,300 приведены в табл. 68.
Коэффициент С?;зоо
Таблица 68
Характери- стика обраба- тываемой стали в кг!мм2 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220
н«с 38 41 44 47 49 51 54 56 58 60 62
Значения коэффициента С *300 70 59,5 51 44 39 35 31,5 28 25 22,5 16
Подсчет скорости резания, соответствующей 300-минутной стой-
кости фрезы, для стали с = 120 кг/мм2 (Hj?c = 38), t — З мм,
В = 90 мм, D — 150 мм и двух значений подачи на зуб дает сле-
дующие результаты:
s3 = 0,09 мм!зуб s2 — 0,04 мм/зуб
По формуле П. А. Маркелова v300 — 118 м/мин %ю ~ 154 м/мин
По формуле П. П. Грудова и
С. И. Волкова........ ^зоо— 150 м/мин v3C0 = 168 м/мин
По формуле (13)...... v300 — 121 м)мин v300 = 157 м/мин
По формуле НИБТН [27] . . . г/300 = 134 м/ман v30o — 172 м/мин
Как видно, принятая автором формула дает результаты, совпа-
дающие с формулой П. А. Маркелова. Они незначительно расхо-
дятся (в среднем на 10%) со значениями скорости резания, полу-
чаемыми по уравнениям П. П. Грудова, С. И. Волкова и НИБТН,
26. СИЛА РЕЗАНИЯ И ЭФФЕКТИВНАЯ МОЩНОСТЬ
Приводятся данные П. А. Маркелова [60], основанные на прове-
денном им исследовании сил резания и мощности при скорост-
ной обработке торцевыми твердосплавными фрезами незакаленных
234
Торцевое фрезерование закаленных сталей
сталей ЗОХГСНА и ЗОХГСА (ввр = 75 ~ 80 кг/мм2). Автором иссле-
дования предложены коэффициенты, позволяющие на основании по-
лученных им зависимостей для незакаленных сталей определить ве-
личины окружной силы резания и эффективной мощности для тор-
цевого фрезерования закаленных сталей различной твердости.
Опыты производились однозубой торцевой фрезой диаметром
D = 200 мм. Износ по задней грани зубьев фрезы принимался h =
= 1,5 мм. Во всех опытах, кроме тех, какие предназначались для
исследования отдельных геометрических параметров, фреза имела
следующую геометрию: а = 16°, у = —5°, X = 15°, ф = 60°,
Ф1 — 15°, фо = 30°, / = 1,5 мм. Измерялась максимальная окружная
сила Pz
max
Излагаем результаты исследования.
1. С увеличением числа зубьев z фрезы и отношения ширины
фрезерования к диаметру фрезыуменьшается разница между
максимальной Pz^ и средней Pz окружными силами. Если для
однозубой фрезы и уу= 0,15 максимальная окружная сила больше
средней окружной силы в 21 раз, то при z = 10 (£> = 200 мм) и
д=0,7 отношение указанных сил равно 1,2.
2. Передний угол у в пределах от +10 до —5° не оказывает
влияния на величину максимальной окружной силы. При изменении
переднего угла от —5 до —20° сила Л возрастает. Для у =
= —20° она на 20% больще сравнительно с у = —5°.
3. Изменение угла наклона главной режущей кромки X в преде-
лах от +30 до —10° не оказывает влияния на величину силы Л?
4. Величина главного угла в плане существенно влияет на вели-
чину P2(Iiax. Наименьшее значение этой силы соответствует ф = 60°.
Изменение угла ф от его значения 60° в сторону уменьшения и
увеличения приводит к возрастанию силы Pz •
5. С возрастанием износа зубьев фрезы сила Р2тах увеличи-
вается. При износе h— 1,5—2,0 мм она возрастает относительно
начала работы фрезы на 40—50%.
6. Скорость резания влияет на величину силы Лп1ах- Изменение
скорости резания в 11 раз (от 50 до 550 м/мин.) приводит к умень-
шению этой силы на 20%.
7. При увеличении подачи на один зуб s2 в 5 раз (от 0,06 до
0,30 мм) сила Pz^ возрастает в 3,6 раза.
8. Между максимальной окружной силой и глубиной резания
(глубина резания изменялась в пределах t = 1 4- 10 мм) суще-
ствует прямая пропорциональная зависимость.
9. На мощность, потребляемую приводом механизма подачи фре-
зерного станка, наибольшее влияние оказывает подача на зуб ss.
Сила резания и эффективная мощность
235
Глубина фрезерования t влияет на нее в значительно меньшей
степени, а диаметр фрезы D и ширина фрезерования В влияют
очень мало.
10. Эффективная мощность NP привода подачи фрезерных стан-
ков имеет незначительную величину в сравнении с эффективной
мощностью главного привода. Относительное значение эффективной
мощности привода подачи характеризуется следующими данными:
Ne главного привода в кет . 1 234 5 6 789 10 11 12
Ne привода подачи в °/0 от
Ne главного привода ... 12 10 8 6,5 5,5 4,5 4 4 4 3,5 3,5 3
11. Величина затупления зубьев торцевой фрезы оказывает силь-
ное влияние на мощность, потребляемую главным приводом станка.
Принимая мощность главного привода при работе свежезаточенной
фрезой за единицу, мощность при различной степени затупления
зубьев можно выразить следующими коэффициентами:
Износ h в мм............ 1,5 2,0—2,3 5,3
Коэффициент К • ....... 1,25 1,35 1,65
Автором принята следующая формула П. А. Маркелова для
определения эффективной мощности при скоростной обработке ста-
лей твердосплавными торцевыми фрезами с призматическими
зубьями:
Ne = Cn • ^°’9 • t • s9,8 • z • кет. (14)
Для ступенчатых фрез с призматическими зубьями формула при-
нимает вид:
С . . л . с0’8 . —
Cjy v a sz z &
Ne =-------------------кет,
где а — припуск в мм, срезаемый с обрабатываемой детали за
один проход фрезы;
t — число ступеней фрезы.
Для определения величины постоянного коэффициента Cn в за-
висимости от предела прочности при растяжении закаленной стали
автор принимает следующую формулу:
= 0,034--^-,
где вер — предел прочности данной стали в кг/мм2;
<звр—120 кг/мм2 (сталь твердостью Hrg = 38, для которой
CN = 0,034).
Полная мощность главного привода фрезерных станков может
быть определена по следующим приближенным формулам:
236
Торцевое фрезерование закаленных сталей
1) при отсутствии отдельного электродвигателя на приводе по-
дачи станка
N-=------ K8tn\
2) при наличии электродвигателя на приводе подачи станка
J
N~—K6m,
v
где т] — коэффициент полезного действия станка.
27. ЧИСТОТА ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
При обработке сталей торцевыми фрезами, оснащенными твер-
дыми сплавами, достигается более высокая чистота поверхности по
Фиг. 146. Влияние подачи на чистоту обработанной
поверхности при торцевом фрезеровании незакаленных
сталей:
/ — опытные данные П. А. Маркелова для стали ЗОХГСА с ав^ =
= 60-4-70 кг/мм*', 2~данные НИБТН для стали с <*вр = 70 кг/мм2.
чистоты поверхности здесь способствует применение более высоких
скоростей резания.
Помимо скорости резания, на высоту неровностей поверхности
существенное влияние оказывают величины подачи на один оборот
фрезы So и вспомогательного угла в плане epi фрезы.
Чистота обработанной поверхности
237
Фиг. 146 характеризует связь между высотой неровностей и по-
дачей So при торцевом фрезеровании незакаленных сталей инстру-
ментом, оснащенным титановольфрамовыми твердыми сплавами.
Кривая 1 представляет результаты опытов [60], выполненных фре-
зой /) = 200 мм, г = 8 и ф = 60° при / = 3мм, В = НО мм и
v = 3l5 м/мин. Кривая показывает, что при увеличении подачи s0
от 0,1 до 1,24 мм/об чистота обработанной поверхности понижается
больше, чем на один класс (с \/\/ 66 до VV 5а).
П. А. Маркеловым установлено, что при. обработке закаленных
сталей достигается чистота поверхности на один — два класса
выше по сравнению с незакаленными сталями. Он рекомендует
следующие подачи на один оборот торцевой фрезы в зависимо-
сти от заданной чистоты поверхности:
Класс или разряд чистоты Подача s0
поверхности
VV 5 0,35--1,60
VV 6а 0,20—0,35
VV 66 0,15—0,20
Эти подачи рассчитаны на обработку незакаленных сталей тор-
цевыми фрезами с 2 = 8 при биении зубьев в радиальном и осе-
вом направлениях не более 0,03—0,04 мм.
Рекомендуемые НИБТН [27] подачи s0 для незакаленных и за-
каленных сталей (табл. 69) рассчитаны на торцевое биение фрезы
до 0,02 мм, износ зубьев по задней грани /г = 0,8 4- 1,4 мм и вспо-
могательный угол в плане ф] = 5°. Связь между подачей s0 и высо-
той неровностей для незакаленной стали с авр = 70 кг/мм2 по
данным НИБТН поясняет кривая 2 на фиг. 146. Как видно, зависи-
мость между подачей s0 и чистотой поверхности по НИБТН согла-
суется с данными П. А. Маркелова (кривая 1) только в небольшом
интервале подач.
Несмотря на различный характер рассматриваемых зависимо-
стей, и те и другие данные подтверждают возможность получения
при торцевом фрезеровании закаленных сталей с малыми подачами
so чистоты поверхности, соответствующей 8-му классу.
Исследования привели к следующим выводам:
- 1. Чистота обработанной поверхности повышается с повыше-
нием прочности обрабатываемой стали (табл. 69). Данная степень
чистоты поверхности достигается при обработке закаленных сталей
на значительно больших подачах so, чем при обработке незакален-
ных сталей. Так, при s0 = 0,22 4-0,35 мм/об для закаленных сталей
чистота поверхности соответствует 7-му классу, а для стали с Овр =
= 70 кг/мм2 — только 6-му классу.
2. С уменьшением вспомогательного угла в плане epi высота
микронеровностей уменьшается. Подачи s0, приведенные в табл. 69,
можно увеличить в два раза при использовании фрез с <pi = 2°.
238
Торцевое фрезерование закаленных сталей
Таблица 69
Рекомендуемые НИБТН подачи s0 в зависимости от заданной чистоты
обработанной поверхности при торцевом фрезеровании сталей
Класс чистоты по ГОСТ 2789—51 Незакаленные стали
Предел прочности при растяжении ав^ в кг/мм* Закаленные стали
Обозначе- ние ЯСА. в мк 70 | 90 ПО
Подача 5 в мм!об
VV 5 VV 6 VVV 7 VVV 8 Св. 3,2 до 6,3 Св. 1,6 до 3,2 Св. 0,8 до 1,6 Св. 0,4 до 0,8 0,35—0,50 0,20—0,35 0,15—0,20 0,15 0,40—0,60 0,25—0,40 0,15—0,25 0,15 0,50—0,75 0,30—0,50 0,20—0,30 0,15—0,20 0,60—0,90 0,35—0,60 0,22—0,35 0,15—0,22
3. Передний угол у зубьев торцевых фрез, а также угол наклона
главной режущей кромки X в пределах от 0 до 15° не влияют на
высоту микронеровностей; при работе фрезами с А >15° она не-
сколько повышается. Задний угол а и главный угол в плане <р в пре-
делах от 45 до 75° незначительно влияют на чистоту поверхности.
4. В первоначальный период работы торцевой фрезы, когда из-
нос ее зубьев еще незначителен, чистота поверхности значительно
ниже, чем в последующем, когда износ фрезы возрастает.
При выборе режима резания для ториевого фрезерования зака-
ленных сталей следует пользоваться данными табл. 69, относящи-
мися к этим сталям.
ГЛАВА V
СВЕРЛЕНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ *
Конструкции сверл. На фиг. 147 представлена конструкция
сверла с прямыми канавками, оснащенного твердым сплавом. Та-
кие сверла получили широкое применение для обработки отвер-
стий в деталях из закаленных сталей. Они имеют ряд преимуществ
перед спиральными сверлами.
Меньшая длина рабочей части и
значительно большее поперечное
сечение корпуса повышают жест-
кость конструкции и способность
корпуса поглощать возникающие
в процессе резания вибрации,
предохраняя от них пластинку
твердого сплава. Благодаря пря-
мым канавкам упрощается изго-
товление сверл. В остальном
конструктивные размеры сверл
с прямыми канавками принима-
ются такими же, как и для спи-
ральных сверл. Сверла диамет-
ром D<10 мм изготовляются с
цилиндрическим хвостовиком,
диаметром 0 = 10-4-30 мм — с
коническим хвостовиком.
Для
с косыми
Фиг. 147. Конструкция сверл с пря-
мыми канавками, оснащенных твер-
дыми сплавами.
стали применяются сверла
ВНИИ [16], оснащенные
сверления листовой закаленной
канавками конструкции
-1 Сверление закаленных сталей инструментом, оснащенным твердыми спла-
вами, начало применяться в производстве одновременно с точением закален-
ных сталей и даже раньше его. Между тем, в отличие от точения, сверление
мало освещено в литературе. До последнего времени сведения о нем ограни-
чивались работой Б Г. Левина [65] и весьма краткими данными по выбору
скорости резания, содержащимися в нормативах режимов скоростного реза-
ния металлов НИБТН Министерства станкостроения [66]. В то же время раз-
работаны конструкции сверл, оснащенных твердыми сплавами [16], хорошо за-
рекомендовавшие себя при обработке закаленных сталей.
В 1956 г. в сокращенном виде опубликованы результаты выполненного
Б. А. Игнатовым исследования процесса сверления закаленных инструменталь-
ных сталей ХВГ, ЗХВ8 и Р18 [67].
240
Сверление закаленных сталей
Фиг. 148. Конструкция сверл с косыми канавками
диаметром D = 2,5-нЮ,5 мм, оснащенных твер-
дыми сплавами.
Фиг. 149. Конструкция сверл с косыми канавками диа-
метром D Нч-20 мм, оснащенных твердыми сплавами.
Сверление закаленных сталей
241
твердыми сплавами (фиг. 148 и 149). Канавки для отвода стружки
имеют у них ограниченную длину. Благодаря этому конструкция
с косыми канавками характеризуется большей массивностью и по-
вышенной жесткостью. В зависимости от диаметра сверла угол на-
клона канавок к оси инструмента колеблется от 10 до 20°. Шлифо-
вание сверла по наружному диаметру облегчается тем, что диаметр
корпуса меньше диаметра сверла.
Руководящими материалами ВНИИ [16] предусмотрены два
варианта конструкции: короткие и длинные сверла. По второму
варианту длина сверла приблизительно в два раза больше, чем по
первому.
Для сверления закаленных ле-
гированных сталей высокой твер-
дости получают применение трех-
гранные сверла с твердосплавны-
ми вставками (фиг. 150). Трех-
гранное сверло состоит из цилин-
дрического хвостовика и режущей
части в виде трехгранной вставки
из твердого сплава. Твердосплав-
ная вставка имеет со стороны ре-
жущей части сходящиеся в цент-
ре закругленные грани, а с про- фиг. 450. Конструкция трехгранных
ТИВОПОЛОЖНОЙ стороны — кониче- сверл с твердосплавными вставками,
ский конец, вставляющийся в ко-
ническое отверстие хвостовика. Конструкция достаточно проста и
не создает затруднений при изготовлении сверл. Требуется лишь
обеспечить правильную посадку твердосплавной вставки в корпусе
инструмента. Трехгранные сверла с твердосплавными вставками
применяются для обработки отверстий диаметром D =3-4-20 мм.
В работе В. С. Раковского и др. «Твердые сплавы в машино-
строении» [16] — табл. 156, 158, 159 и 160, приведены размеры кон-
структивных элементов сверл с прямыми канавками (фиг. 147),
сверл с косыми канавками (фиг. 148 и 149) и трехгранных сверл
с твердосплавными вставками (фиг. 150).
Марка твердого сплава. Б. Г. Левиным [65] были испытаны сле-
дующие марки твердых сплавов: ВКЗ, ВК8, ВК12, ВК15 и Т21К8.
Сверла, оснащенные твердыми сплавами Т21К8 и ВКЗ из-за повы-
шенной хрупкости сплавов вскоре после начала резания выкраши-
вались. Лучшие результаты по стойкости показали сверла, осна-
щенные сплавом ВК8.
Из испытанных Б. А. Игнатовым твердых сплавов Т5К10,
Т15К6, ВКб и ВК8 лучшим также оказался сплав ВК8. Режимы
резания (приложение III) рассчитаны на этот сплав.
Геометрия режущей части сверла. Б. Г. Левин рекомендует
передний угол у периферии сверла у = —15°. Б. А. Игнатов прини-
мает у = —15° дЛЯ стали Hrq = 62; у = —10е для стали Hrq = 55;
16 Зак. 2832.
242
Сверление закаленных сталей
у = —5° для стали Hrc = 50 и у = 0° для стали ЯКе<40. Данные
ВНИИ [16] для закаленных сталей предусматривают угол у от 0 до
—5°.
Для сталей твердостью Hrc = 35 -н 65 автор принимает перед-
ний угол у от 0 до —10°. Указанные режимы резания рассчитаны
Фиг. 151. Схема износа сверла.'
на эти значения перед-
него угла.
Задний угол а, со-
гласно данным ВНИИ,
принят в них равным 8°.
Критерий затупления
сверла. При обработке
закаленных сталей свёр-
ла, оснащенные тверды-
ми сплавами, получают
износ такого же характе-
ра, как и при сверлении
незакаленных сталей: по
поперечной кромке и зад-
ним граням. Сверло изна-
шивается также по пе-
редним граням, но этот
износ незначителен. За критерий затупления сверл, оснащенных
твердым сплавом ВК8, автором приняты следующие величины из-
носа h (фиг. 151), совпадающие с данными Б. А. Игнатова:
Диаметр сверла D в мм
10—14
16—20
24—30
Износ h в мм
0,4
0,6
1,0
Подача. Величина подачи s может быть рассчитана по формуле
s — Cs • D"'al мм!об, (15)
где D — диаметр сверла в мм-,
Ся — постоянный коэффициент.
Приняты следующие значения коэффициента Cs (для твердого
сплава ВК.8):
Твердость обрабатываемой Значения С
стали 8
35—45 0,007
46—56 0,005
57—65 0,004
Рассчитанные по формуле (15) подачи с округлением приведены
в таОл. 70.
Сверление закаленных сталей
243
Обращает на себя внимание малая величина подач s для сверл
малых диаметров. Подачи s = 0,03 н- 0,06 мм/об могут быть осу-
ществлены на радиально-сверлильных станках модели 2Г53, мень-
шие подачи — вручную.
Скорость резания. Для закаленной стали ЗХВ8 твердостью
Hrc =50 Б. А. Игнатовым получена следующая формула для ско-
рости резания (при работе твердым сплавом ВК8);
С • £>0,2
^=ГО.24.>5 MlMUH.
По этой формуле для сверл диаметром D =10 30 мм скорость
резания v 32 м/мин. Согласно данным Б. Г. Левина для закален-
ных сталей той же твердости, при работе сплавом ВК8 с тем же
периодом стойкости сверла, скорость резания v 20 м/мин.
Таблица 70
Подачи для сверл, оснащенных твердым сплавом ВК8 при обработке
закаленных сталей Hrc =35 4-65
, Твердость 'обрабатывае- мой стали Диаметр сверла D в мм
10 12 14 16 20 24 28 30
Подача 5 в мм/об
; 35—45 46—56 57—65 0,050 0,035 0,030 0,055 0,040 0,035 0,065 0,045 0,040 0,070 0,055 0,045 0,085 0,065 0,050 0,100 0,075 0,060 0,110 0,085 0,065 0,120 0,090 0,070
)
Заниженность скоростей резания у Б. Г. Левина, по сравнению
с Б. А. Игнатовым, объясняется повышением качества сплава ВК8
(и других твердых сплавов), происшедшим за период после выпол-
ненной Б. Г. Левиным работы.
Автором приняты скорости резания на уровне, предложенном
Б. А. Игнатовым. Приведенную формулу автор принял для закален-
ных сталей твердостью 35 65.
Рекомендуемые в приложении III скорости резания рассчитаны
vno формуле
С • £>0,2
^30=-^—м'.мин. (16)
16*
244
Сверление закаленных сталей
Для постоянного коэффициента С„80 приняты следующие зна-
чения:
Твердость обрабатываемой о
стали HRq Значения С*
35—45 7,9
46—56 4,2
57—65 2,7
Осевая сила. Для определения осевой силы автором при»
нята с незначительными изменениями формула, предложенная
Б. А. Игнатовым для закаленной стали Р18 твердостью Ядс==62:
P0 = CP-D-S"-b кг. (17)
Приводятся значения коэффициента Ср'.
Твердость обрабатываемой _ Л
стали HRq Величина Ср
35—45 230
46-56 250
57-65 < 300
Принятые значения Ср занимают промежуточное положение ме-
жду данными Б. А. Игнатова и Б. Г. Левина. Зависимость вели-
чины Ср от твердости закаленной стали принята согласно данным
Б. Г. Левина.
Крутящий момент. Для определения крутящих моментов с не-
значительными изменениями принята формула, предложенная
Б. А. Игнатовым для закаленной стали Р18 твердостью Hrg =62.
Мкр — См • Z)2’2 • s0,7 кгм. (18)
Приводятся значения коэффициента См:
Твердость обрабатываемой
стали Ядс
35—45
46—56
57—65
Величина Cjf
0,038
0,044
0,051
Зависимость величины См от твердости закаленной стали при-
нята согласно данным Б. Г. Левина.
Перерывы в работе. При сверлении закаленных сталей твердо-
стью выше Явс=40 сверло необходимо периодически выводить
из обрабатываемого отверстия. В противном случае раскаленная
стружка, деформируясь в канавке сверла, нередко приваривается
к стенкам канавки. Выводом сверла из отверстия обеспечивается
освобождение его канавок от стружки. При сверлении сталей твер-
Сверление закаленных сталей
245
достью ниже Hrc =40 приваривания стружек к стенкам канавок
сверла не наблюдается и резание ведется непрерывно.
Отмеченное приваривание стружки наблюдается тем чаще, чем
выше твердость обрабатываемого материала и нагрев высверливае-
мого металла. Число выемов сверла из обрабатываемого отверстия
увеличивается с уменьшением диаметра инструмента. В табл. 71
указано число выемов сверла на каждые 10 мм глубины сверления.
Продолжительность перерыва процесса резания на выем сверла со-
ставляет 5—6 сек.
Таблица 71
Число выемов сверла
Твердость обрабатывае- мой стали lJRc Диаметр сверла D в мм
10 Ю 20 24 30
Число выемов сверла на каждые 10 мм глубины сверления
45—60 свыше 60 3 6 3 6 2 4 2 4 2 4
f Сверление закаленных сталей с вводом в зону резания элек-
трического тока. В результате исследования процесса сверления за-
каленных сталей Б. А. Игнатовым установлено следующее.
1. При обработке закаленных сталей, имеющих нормальную
микроструктуру (отсутствие крупных карбидов или карбидной не-
однородности с большим скоплением карбидов), стойкость сверла,
оснащенного твердым сплавом, может быть повышена путем ввода
в зону резания низковольтного тока оптимальной силы.
2. Эффект от применения тока зависит от твердости обрабаты-
ваемой стали, ее структуры, режима резания и других факторов.
При определенных условиях эффект может быть значительным.
Если для стали твердостью Hrc = 50 повышение стойкости
сверла, благодаря вводу в зону резания оптимального тока, вы-
ражается коэффициентом 1,5, то для стали твердостью Hr0 =62
этот коэффициент равен 2,5.
С уменьшением толщины среза возрастает эффективность работы
с током. При неблагоприятной структуре обрабатываемой стали
применение тока дает весьма незначительный эффект.
3. С повышением скорости резания v и подачи s величина опти-
мального тока снижается.
4. При сверлении закаленной стали ХВГ (Нрс = 62) без тока
изменение скорости резания в пределах v = 12,8 4- 51,3 м/мин. при»-
водит сначала к некоторому увеличению, а затем к заметному
Уменьшению силы Ро и Мкр.
246 Сверление закаленных сталей
При v = 51,3 м/мин. сила Ро уменьшается на 75%, а крутящий
момент на 30% по сравнению с их значениями при и= 12,8 м/мин.
Ввод в зону резания тока оптимальной силы при v = 12,8 м/мин
снижает силу Ро на 61,5%.
5. При сверлении закаленной стали ХВГ (Hrc = 62) чистота об-
работанной поверхности соответствует VVV 7 и VVV 8- Благодаря
применению тока оптимальной силы чистота поверхности повы-
шается на один разряд.
6. При сверлении закаленных сталей получается усадка отвер-
стия, т. е. диаметр обработанного отверстия меньше диаметра
сверла, При работе с током усадка, уменьшается.
Г Л А В A VI
РАЗВЕРТЫВАНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
28. КОНСТРУКЦИЯ РАЗВЕРТОК И ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ОСНАСТКА
Конструкция разверток
Экспериментальные исследования1 и производственный опыт
показали, что для обработки закаленных сталей развертки, осна-
щенные твердыми сплавами, должны иметь конструкцию, несколько
отличную от разверток, применяемых для обработки незакаленных
сталей. В отличие от разверток конструкции ВНИИ [57, 58J, между
заборной и калибрующей частями обязательна переходная часть
с углом наклона к оси развертки фо = 1°30' -4- 2°, длиной /о = 1,0 4-
4- 1,5 мм (фиг. 152). Этим отдаляется от калибрующей части уча-
сток режущей кромки, подвергающийся наиболее интенсивному из-
носу.
Конструкция должна предусматривать работу с применением
кондукторов (при необходимости развертки могут использоваться и
без них). При этом направление в кондукторной втулке следует
осуществлять не по рабочей части инструмента, а по задней направ-
ляющей. Диаметр направляющей должен быть больше диаметра
рабочей части развертки. В результате предотвращается выкраши-
вание твердосплавных режущих кромок, нередко наблюдающееся
при прохождении развертки через кондукторную втулку (вследствие
биения развертки и несовпадения ее оси с осью кондукторной
втулки).
Однако увеличение диаметра задней направляющей вызывает
необходимость увеличения длины развертки по сравнению с раз-
верткой, у которой направление осуществляется по рабочей части.
В связи с этим понижается жесткость системы станок — деталь —
инструмент и возрастает опасность появления вибраций.
Удачным решением является использование переходной втул-
ки (фиг. 162), которая при подводе развертки к обрабатываемой
1 Как указывалось во введении, в отличие от процессов точения и фре-
зерования, данные из литературы по развертыванию и зенкерованию закален-
ных сталей ограничиваются работой К. Ф. Романова [68] и режимами резания,
рекомендуемыми НИБТН Министерства станкостроения [66]. Приведенные в на-
стоящей главе и в главе VI опытные данные получены в исследовании
К. Ф. Романова.
248
Развертывание закаленных сталей
детали входит в кондукторную втулку и остается в ней на протя-
жении всего периода развертывания.
Переходные втулки применяются при развертывании отверстий
длиной более трех диаметров инструментом, у которого диаметр
рабочей части больше диаметра заднего направления.
Диаметр передней направляющей в рассматриваемых конструк-
циях разверток меньше диаметра их рабочей части на величину,
Фиг. 152. Геометрические параметры режущей части развертки.
превышающую совокупность припуска под развертывание и вели-
чину возможного искривления оси обрабатываемого отверстия.
На фиг. 153 представлена зарекомендовавшая себя при обра-
ботке закаленных сталей 6-зубая развертка с двойным направ-
лением и с внутренним подводом охлаждения.
Исследование показало, что появление продольных рисок на
обработанной ^поверхности при выводе развертки из отверстия свя-
зано с усадкой отверстий после развертывания, т. е. с уменьшением
диаметра обработанного отверстия по сравнению с диаметром раз-
вертки.
Появление рисок обусловливается здесь применением более вы-
соких скоростей резания в сравнении со скоростями, с которыми
Фиг. 153. Развертка, оснащенная твердым сплавом Т15К6, с передним и задним направлениями
и с внутренним подводом охлаждения.
Конструкция разверток и технологическая оснастка
250
Развертывание закаленных сталей
производится обработка сталей быстрорежущими развертками. Пре-
дохранение обрабатываемых отверстий от рисок не достигается рас-
положением режущих зубьев под углом 3° к оси развертки, как это,
предусмотрено конструкцией ВНИИ. Устранение этого недостатка
обеспечивается изменением общепринятой схемы расположения по-
лей допусков разверток.
Развертки с напаянными на корпус пластинками твердых спла-
вов применяются для малых диаметров (до 30 мм), когда затруд-
Фиг. 154. Конструкция разверток диаметром D = 6ч-9 мм,
оснащенных твердыми сплавами, с задним направлением и
цилиндрическим хвостовиком.
нительно крепление вставных зубьев с пластинками твердых спла-
вов.
Насадной инструмент, начиная с диаметра 40 мм; изготов-
ляется сборным. Основным требованием к разверткам сборной кон-
струкции является обеспечение возможности осевого и радиального
выдвижения зубьев. Это необходимо в связи с тем, что развертка
получает износ не только по заборной, но и по калибрующей части.
Кроме того, образование мелких выкрашиваний режущей кромки
на калибрующей части при затуплении развертки по заборной ча-
сти обусловливает необходимость шлифования развертки по направ-
ляющим ленточкам (по диаметру) после одной-двух переточек по
заборной части. Шлифование по направляющим ленточкам следует
Сечение по Г Г
Фиг.
155. Конструкция разверток диаметром D = 10ч-30 мм, оснащенных твердыми
сплавами, с задним направлением и коническим хвостовиком.
Конструкция разверток и технологическая оснастка
252
Развертывание закаленных сталей
производить и в тех случаях, когда развертка по диаметру не вы-
шла за пределы допуска на износ.
Разработано несколько конструкций разверток (и зенкеров)
с механическим креплением пластинок твердых сплавов. Но эти
конструкции не вышли еще из стадии экспериментирования и по-
тому не получили распространения на производстве.
При механическом креплении пластинок твердых сплавов на
развертках (и зенкерах) значительно снижается стоимость экс-
плуатации инструмента, так как отпадают расходы, связанные с
изготовлением для него вставных зубьев. Однако при механиче-
ском креплении неэкономно расходуются твердые сплавы, вслед-
ствие неполного использования твердосплавных пластинок и рас-
трескивания их в процессе сборки инструмента.
Практика развертывания закаленных сталей показывает неце-
лесообразность применения разверток с механическим креплением
пластинок тврдых сплавов.
Сечение по В В Сечение поГГ
Фиг 156. Конструкция разверток диаметром D = 25-7-50 мм, со вставными
зубьями, оснащенными твердыми сплавами, с задним направлением и коническим
хвостовиком:
/ — корпус; 2 —вставной зуб; 5 —клин.
Для обработки закаленных сталей рекомендуются приведенные
на фиг. 154—157 конструкции разверток, оснащенных твердыми
сплавами.
Как показали испытания, принятая для сборных разверток кон-
струкция крепления вставных зубьев обеспечивает надежный за-
жим зубьев и возможность их точного регулирования на заданный
диаметр. На опорной поверхности вставного зуба 2 (фиг. 156, 157)
Конструкция разверток и технологическая оснастка
253
нанесены рифления в осевом направлении. Такие же продольные
! рифления имеются на задней стенке паза корпуса 1. Сопряжение
зуба с пазом на этих рифлениях ограничивает сдвиг зуба в ра-
L диальном направлении. Радиальные рифления на противополож-
1 ной стороне зуба и примыкающей к ней поверхности клина 3
соединяют зуб с клином, ограничивая тем самым осевое переме-
; щение зуба.
Фиг. 157. Конструкция насадных разверток диаметром D =
= 40н-80 мм со вставными зубьями, оснащенными твердыми
сплавами:
7 —корпус; 2 —вставной зуб; <? —клин.
Регулирование зуба на требуемый диаметр развертки произ-
водится путем перестановки зуба относительно клина на одно риф-
ление. После этого зуб в сопряжении с клином устанавливается
в паз, имеющий осевой уклон в корпусе развертки. В процессе
резания под воздействием силы подачи вставной зуб и клин плотно
заклиниваются в пазу корпуса.
Данная конструкция обеспечивает надежное крепление встав-
ных зубьев в корпусе развертки без особо точной пригонки пазов,
зубьев и клиньев.
254
Развертывание закаленных сталей
Схема расположения допусков
В связи с тем, что при развертывании закаленных легированных
сталей происходит не разбивка, а усадка отверстий, должна быть
принципиально изменена схема расположения допусков на раз-
вертки относительно допусков на обрабатываемые отверстия.
К. Ф. Романов предложил схему расположения допусков, изобра-
женную на фиг. 158, б; на фиг. 158, а показана общепринятая
Фиг. 158. Схемы расположения допусков на развертки:
а — общепринятая для быстрорежущего и твердосплавного
инструмента, б—рекомендуемая К. Ф. Романовым для твердо-
сплавного инструмента при развертывании закаленных легирован-
ных сталей твердостью HR == 49ч-54.
Система допусков на быстрорежущие и твердосплавные раз-
вертки.
На фиг. 158 приняты следующие обозначения: ,
А — допуск на обрабатываемое отверстие;
АВ — верхнее отклонение диаметра развертки;
CD — нижнее отклонение диаметра развертки;
Л/+У—полный допуск на развертку;
N — допуск на неточность изготовления развертки;
J — допуск на износ развертки;
Ртах — максимальная величина разбивки отверстия;
^min— минимальная величина разбивки отверстия;
— максимальная величина усадки отверстия;
A!min— минимальная величина усадки отверстия.
Конструкция разверток и технологическая оснастка
255
Технологическая оснастка
Кондукторные втулки. Развертывание закаленных сталей про-
изводится со скоростями резания более высокими, чем разверты-
вание незакаленных сталей быстрорежущим инструментом. Прак-
тика развертывания закаленных сталей показала, что работа с кон-
Фиг. 159. Вращающаяся кондукторная втулка на
шариках:
/ — наружная втулка; 2 —внутренняя втулка; 3—защитное
кольцо; 4 —сепараторные кольца; 5 и 8— шарики; 6 — шайба;
7—кольцевая пружина.
- Дукторами для заднего или заднего и переднего направлений
инструмента, имеющими жесткие кондукторные втулки, приводит
. к преждевременному выходу из строя разверток и кондукторных
; втулок. При наличии даже незначительного перекоса происходит
< заедание направляющих инструмента во втулках.
п Вращающиеся кондукторные втулки лишены этого недостатка.
;> Оправдавшая себя конструкция представлена на фиг. 159. Осевые
; силы воспринимаются шариками <8, расположенными в канавке
256
Развертывание закаленных сталей
в верхней части наружной втулки 1, Внутренняя втулка 2 закреп-
ляется снизу шайбой 6, входящей в расточку наружной втулки Л
и пружинным кольцом 7. Благодаря этому создается лабиринтное
Фиг. 160. Схема установки для развертывания с под-
водом охлаждения через специальные кольца:
1 — обрабатываемая деталь; 2 — развертка; 5 —трубчатые кольца для
подвода охлаждения.
уплотнение, предохраняющее шарики 5 от загрязнения. Эту же
функцию по отношению к шарикам 8 выполняет кольцо 3, укреп-
ленное на буртике внутренней втулки 2.
Подвод охлаждающей жидкости. На фиг. 160 изображена
схема установки для развертывания отверстий глубиной меньше
Фиг. 161. Трубча-
тые кольца для
подвода охлажде-
ния:
1 — штуиер; 2 — кольцо;
5—стойка; 4 — патру-
бок; 5 —втулка.
17 Зак. 2832.
Фиг. 162. Схема установки для развер-
тывания с внутренним подводом охлаж-
дения:
2 — обрабатываемая деталь; 2—развертка;
3—переходная втулка; 4 — патрон.
1
Фиг. 163. Патрон для крепления
разверток с внутренним подводом
охлаждения:
1 — корпус; 2 — штифт; 3 — пружинное
кольцо; 4 — муфта; 5 — прокладка; 6 — шту-
цер; 7—сальник; 8— внутреннее кольцо;
9 — шарик; 10— наружное кольцо;
11 — гайка; 12 —- разрезная гайка;
13—винт; 14 •— штифт.
Фиг. 164. Оправка
для насадных раз-
верток с внутрен-
ним охлаждением:
/— корпус;
2 и 4 — винты;
4—шпонка*
Развертывание закаленных сталей
Геометрия развертки и марка твердого сплава для ее оснащения 259
двух диаметров и отверстий малого диаметра, с подводом охлажде-
ния через трубчатые кольца. Отдельно кольца показаны на фиг. 161.
Установка, представленная на фиг. 162, применяется для раз-
вертывания с внутренним подводом охлаждения к режущим кром-
кам инструмента отверстий диаметром свыше 25 мм и глубиной
больше двух диаметров. Развертка зажимается в специальном па-
троне (фиг. 163), через который к ней подводится охлаждающая
жидкость. Через штуцер 6, закрепленный в муфте 4, жидкость под-
водится во внутреннюю камеру через высверленные в корпусе / от-
верстия. Из камеры жидкость попадает во внутренний канал раз-
вертки. Камера служит также для зажима инструмента.
Для развертывания с внутренним охлаждением отверстий боль-
шого диаметра насадными развертками, вместо рассмотренного па-
дрона, находит применение оправка, изображенная на фиг. 164.
В приложении 5 книги К. Ф. Романова [68] приведены размеры
конструктивных элементов разверток диаметром D = 6 4- 80 мм,
изображенных на фиг. 154—157. Там же указаны исполнительные
размеры разверток, оснащенных твердым сплавом Т15К6, для обра-
ботки отверстий различных классов точности по легированным ста-
лям, закаленным на твердость Нцс = 49 4- 54. Исполнительные
размеры рассчитаны по схеме расположения допусков, согласно
фиг. 158, б. Предусмотрена минимальная усадка отверстий /?,п|п =«
= 5 мк, а максимальная усадка, в среднем, — 15 4- 20 мк.
Предполагается работа с применением кондукторов с вращающи-
мися втулками.
Указанные исполнительные размеры могут быть приняты и для
разверток, предназначенных для обработки закаленных сталей мень-
шей твердости (Нв,с < 49). Для закаленных сталей большей* твер-
дости (Hrg >54), обрабатываемых с меньшими скоростями ре-
зания по сравнению со сталями твердостью Hrc — 49 4- 54, вели-
чина 7?min и 7?шах должна быть установлена экспериментальным
путем.
Приложения 4 и 6 указанной работы К. Ф. Романова содержат
размеры конструктивных элементов вращающихся кондукторных
втулок и патрона для разверток с внутренним охлаждением.
29. ГЕОМЕТРИЯ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ РАЗВЕРТКИ И МАРКА
ТВЕРДОГО СПЛАВА ДЛЯ ЕЕ ОСНАЩЕНИЯ
Было исследовано влияние на стойкость развертки следующих
геометрических параметров ее режущей части: переднего угла у,
заднего угла а, угла наклона заборной части <р и угла наклона ре-
жущей кромки к оси развертки А. (фиг. 152).
Испытывались различные титановольфрамовые твердые сплавы.
Опыты производились при обработке легированных сталей, закален-
ных на твердость Дд0=49-т-54 (oej> =160 4-. 180 кг/мм2),
17*
.260
1 Развертывание закаленных сталей
Влияние переднего угла у и заднего угла а
на стойкость развертки
В опытах передний угол у изменялся в пределах от 0 до —15°,
© задний угол а — от 6 до 15°. Глубина резания / = 0,2 мм, подача
s = 0,275 мм/об, скорость
4>иг. 165. Влияние переднего 7 и заднего а
углов разверток на их стойкость. Обра-
ботка закаленных сталей твердостью
— 49-7-54 развертками, оснащенными
резания v = 50 м/мин. На
фиг, 165 видно, что опти-
мальные значения передне-
го и заднего углов состав-
ляют: у =—15° и а = 6°^
Стойкость развертки повы-
шается с уменьшением зад-
него угла а от 15 до 6°,
Дальнейшее уменьшение уг-
ла а приводит к ухудшению
процесса резания: заметно
возрастают осевая сила и
крутящий момент.
Стойкость развертки по-
вышается с увеличением от-
рицательного значения пе-
реднего угла у (увеличение
угла заострения |3). Назна-
чение переднего угла заклю-
чается здесь в упрочнении
режущей кромки, а не в об-
легчении процесса стружко-
образования.
Для упрощения изготов-
ления разверток отрицатель-
ный передний угол у = —15°
твердым сплавом Т15К6.
следует создавать только на заборной части. Для калибрующей
части развертки рекомендуется принимать угол у от —5 до —10°.
Благодаря этому облегчается отвод стружки в направлении необ-
работанной поверхности отверстия.
Влияние угла наклона заборной части ф развертки на ее стойкость
Были исследованы углы наклона заборной части ф = 5, 10 и 45°
;(фиг. 166, а); ф = 15° и фС = 1о30'~2о (фиг. 166, б). При ф = 5°
© начале работы развертки, когда она врезается в металл, появ-
ляются вибрации; вскоре стружка измельчается и это затрудняет
ее отвод; стойкость развертки достаточно высокая — Т = 19,3 мин.
При ф = 10° получается менее чистая обработанная поверхность,
чем при ф — 5°; стойкость значительно ниже — Т — 7,2 ~ 0,6 мин.;
происходит выкрашивание режущей кромки зубьев развертки. При
Геометрия развертки и марка твердого сплава для ее оснащения 26Г
<р 45° чистота обработанной поверхности получается не выше
7-го класса; режущие кромки выкрашиваются вскоре после начала
Фиг. 166. Угол накжна заборной части развертки.
резания. Наилучшие результаты достигаются при ф = 15° и
фо = 1°30' -- 2°: чистота обработанной поверхности соответствует
11-му классу, стойкость разверток
высокая (Т= 11,7 4- 25,5 мин.).
: Для развертывания закален-
ных сталей рекомендуются углы
наклона заборной и
ной частей разверток
фиг. 166, б.
20
Угол наклона режущих кромок Л
Фиг. 167. Влияние угла наклона ре-
жущих^ кромок развзртки к ее оси а.
на стойкость развертки. Геометрия
режущей части развертки: а — 6—8°,.
7 - —5°, ср = 15°, ?0 1°30Ч-2°, ши-
рина фаски на калибрующей части
/ = 0,15ч-0,20жж.
переход-
согласно

£ 10
режущей
Влияние угла наклона
/ кромки X на стойкость развертки
Специальная подточка зубьев
по заборной части развертки под
> углом X к ее оси (фиг. 152) спо-
собствует сходу стружки в на-
правлении необработанной по-
верхности отверстия. Этим, одна-
ко, ослабляются режущие кром-
ки, а положительный передний
угол.на заборной части получает
переменные значения.
Были испытаны развертки,
оснащенные твердым сплавом
Т15К6, со следующими значениями угла наклона режущих
кромок: X = 0, 5 и 10°. Обработка производилась при £ = 0,2 мм,
262
Развертывание закаленных сталей
0,275 мм/об и v = 50 м/мин. Выявилась нецелесообразность
подточки. Наибольшая стойкость соответствует Х = 0° (фиг. 167),
Влияние марки твердого сплава на стойкость развертки
Опыты показали, что при развертывании закаленных сталей
должны применяться титановольфрамовые сплавы Т15К6 и Т15К6Т.
Сплав Т15К6Т позволяет работать с более высокими скоростями
резания по сравнению со сплавом Т15К6. Развертки, оснащенные
вольфрамовыми сплавами, имеют значительно меньшую стойкость.
Попытки применения для развертывания закаленных сталей
твердых сплавов Т30К4 и Т60К6, отличающихся высокой износо-
стойкостью, не привели к успеху. Эти сплавы дают хорошие резуль-
таты при использовании их на резцах и фрезах. Развертки обладают
меньшей жесткостью, чем резцы и фрезы. Поэтому развертывание
сопровождается вибрациями и режущие кромки разверток, осна-
щенных сплавами Т30К4 и Т60К6 повышенной хрупкости, выкра-
шиваются.
30 ИЗНОС РАЗВЕРТКИ И КРИТЕРИЙ ЕЕ ЗАТУПЛЕНИЯ
Износ разверток
Развертки, оснащенные твердыми сплавами, получают износ по
заборной и калибрующей частям. На заборной части развертка из-
нашивается главным образом по задним граням ее зубьев (фиг. 168)•
Фиг. 168. Схема износа развертки по заборной части
при обработке закаленных сталей.
Благодаря переходной кромке с углом ср0, значительно меньшим
угла ср, наиболее/изнашиваемый участок режущей кромки (нахо-
дящийся в точке резкого перелома последней), отдаляется от обра-
ботанной поверхности.
Износ развертки и критерий ее затупления
263
Важное значение имеет износ развертки по диаметру калибрую-
щей части, определяющий срок ее службы. Опыты показали, что на
износ калибрующей части наибольшее влияние оказывает скорость
резания. При испытаниях разверток, оснащенных твердым сплавом
Т15К6 (t = 0,2 мм и s = 0,275 мм/об), выявилось, что с увеличе-
нием скорости резания v от 8,3 до 50 м/мин. износ развертки по ка-
либрующей части уменьшается. Результаты этих испытаний приве-
дены в табл. 72.
Таблица 72
Износ твердосплавных разверток при обработке закаленных
сталей твердостью НВс — 49н-54
Скорость резания v в м/мин Износ развертки по диаметру калибрую- щей части за период стойкости Г, в мк Число обработанных отверстий Удельный износ hyQ 1 в мк Отношение удельного износа к износу при v=50 м/мин
8,3 28 39 0,718 13,00
13,4 38 78 0,487 8,85
19,9 13 130 0,100 1,82
32 12 137 0,088 1,60
50 > 8 144 6,055 1,00
1 Удельным назван износ развертки» приходящийся на одно обработанное отверстие.
Как видно, удельный износ уменьшается по мере увеличения
скорости резания, причем в диапазоне скоростей резания до
v 20 м/мин износ уменьшается более резко, чем для скоростей
в диапазоне v — 20 4- 50 м/мин. При v = 19,9 м/мин удельный из-
нос в 1,82 раза больше, чем при v = 50 м/мин, а при v = 8,3 м/мин—
в 13 раз больше. С точки зрения удельного износа по калибрующей
части выгоднее работать со скоростями резания свыше 20 м/мин.
Критерий затупления разверток
При выборе критерия затупления развертки следует учитывать,
что этот инструмент применяется для придания обрабатываемому
отверстию окончательного размера с обеспечением требуемой чи-
стоты поверхности. Не все критерии, используемые при работе
быстрорежущих разверток, могут применяться для разверток, осна-
264
Развертывание закаленных сталей
щенных твердыми сплавами. Так, например, здесь неприменим та-
кой критерий, как разбивка обрабатываемого отверстия за пределы
допуска. При скоростной обработке закаленных сталей твердосплав-
ными развертками вместо разбивки получается усадка отверстий.
Чистота обработанной поверхности также не может служить
критерием затупления. В противовес быстрорежущим, для твердо-
сплавных разверток характерно, что при увеличении износа до
h = 0,7 -т- 0,8 мм чистота поверхности не понижается.
При развертывании закаленных сталей так же, как и при точе-
нии, в качестве наглядного критерия затупления инструмента может
быть использован гофрированный вид
Фиг. 169. Влияние степени за-
тупления развертки, оснащен-
ной твердым сплавом Т15К6,
на вид сходящей стружки при
обработке легированных ста-
лей, закаленных на твердость
HRc = 49-54.
стружки. На фиг. 169 представлены
три стружки, полученные при раз- /
личной степени затупления твердо- \
сплавной развертки (/ = 0,2 мм; s —
= 0,275 мм/об; и = 31,2 об/мин). Верх-
няя стружка получена на первом от-
верстии; следующая за ней стружка—*
:при обработке 85-го отверстия, когда
;износ зубьев по задней грани на за-
’борной частй развертки составлял h =
= 0,15 — 0,2 мм; нижняя стружка со-
ответствует износу h = 0,30 4- 0,35 мм,
она получена при обработке 120-го
^отверстия.
Так как износ развертки на вели-
чину /1 = 0,3 4- 0,35 мм сопровождает-
ся приобретением стружкой легко раз-
личимого гофрированного вида, то
этот критерий может найти широкое
применение в производственных усло-
виях.
При пользовании указанным кри-
терием необходимо следить за тем,
чтобы размер обработанного отвер-
стия не оказался меньше наименьшего
предельного размера.
Была исследована вависимость усадки отверстия и чистоты
обработанной поверхности от продолжительности работы развертки
при различных скоростях резания. Опыты производились при
t = 0,2 мм, s = 0,27 мм/об и о = 8,3 4-51,5 м/мин. Они показали,
что при скоростях резания свыше 20 м/мин усадка отверстия и чи-
стота поверхности практически не зависят от продолжительности
работы развертки. Усадка отверстий составляла около 0,02 мм. При
скоростях резания ниже 20 м/мин она увеличивалась пропорцио-
нально времени работы инструмента, а чистота поверхности сильно
Стойкостные зависимости
265
колебалась, однако с увеличением продолжительности работы раз-
вертки она понижалась.
Приведенные данные подтверждают целесообразность примене-
ния высоких скоростей резания при обработке закаленных легиро-
ванных сталей твердосплавными развертками.
31. СТОЙКОСТНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ
Зависимость между скоростью резания и стойкостью развертки
В табл. 73 и на фиг. 170 приведены результаты опытов по уста-
ч новлению зависимости между скоростью резания v и стойкостью
развертки Т при обработке легированных сталей, закаленных на
твердость Hrc =49-i- 54. Испытывались развертки (диаметром
Фиг. 170. Влияние скорости резания v на стойкость развертки Т при обработке
закаленных легированных сталей твердостью HRq = 49ч-54 (t = 0,2 мм;
s = 0,275 мм1об)\
/—•развертки D=14 мм, оснащенные твердым сплавом Т15К6; 2 — развертки 0=28> оснащен-
ные сплавом Т15К6; 5 —развертки 0 = 14 мм, оснащенные сплавом Т60К6.
14 и 28 мм), оснащенные твердыми сплавами Т15К6 и Т60К6, при
охлаждении эмульсией состава: эмульсол 10%, сульфофрезол о /о*
кальцинированная сода 0,2%, остальное — вода.
На кривых видно, что с увеличением скорости резания стойкость
инструмента понижается для обеих марок испытанных сплавов.
Исключение из этой закономерности составляет диапазон скоростей
266
Развертывание закаленных сталей
Таблица 73
Влияние скорости резания на стойкость инструмента при развертывании
закаленных сталей твердостью Hrc = 49 ч- 54
Диаметр развертки D в мм Марка твердого сплава Режим резания Стойкость развертки Т в мин.
глубина реза- ния t в лслс подача 5 в мм/об скорость реза- ния v в м/мин
8,3 24,5
13,6 29,5
19,9 34,5
Т15К6 32,6 22
50,2 12
14 0,2 50,4 21,5
0,275 51,4 14,5
20,6 51,5
Т60К6 32,8 29
51,6 31
16,2 34
24,9 30,5
37,2 31
28 Т15К6 0,25 38,4 17,5
64,0 12,5
96,0 6,5
101,5 8,5
Таблица 74
Величина показателя относительной стойкости m при развертывании
закаленных сталей твердостью HIt( = 49 ч- 54
Марка твердого сплава Диаметр разверт- ки D в мм Характеристика опытов Показатель тп
Т15К6 14 Для v>20 м/мин. Для v<20 м/мин 0,85 —2,55
28 С исключением опытов, в кото- рых стойкость Г < 10 мин. С учетом всех опытов 1,0 1,3
Стойкостные зависимости
267
резания v от 8,3 до 19,9 м/мин для разверток диаметром 14 мм,
i оснащенных твердым сплавом Т15К6. Здесь стойкость повышается
с увеличением скорости резания.
В табл. 74 приведены значения показателя относительной стой-
С
кости m в уравнении v=
Практический интерес для разверток D — 14 мм представ-
ляют скорости резания
, v > 20 mImuh. С увеличением
• скорости резания повышает-
ся производительность про-
гцесса (фиг. 171). Она опре-
Сделена за период стойкости
•испытанных разверток при
^одинаковой величине износа
их зубьев по заборной части
£дй = 0,3 мм).
При работе с меньшими
t скоростями ухудшается чи-
i стота поверхности и возра-
стает удельный износ раз-
j верток по калибрующей ча-
* сти, а также усадка отвер-
стий.
Скорость резания и, м/мин
Фиг. 171. Зависимость длины развертыва-
ния L от скорости резания v. Обработка
закаленных сталей твердостью /7Дс=49-=-54
развертками диаметром 14 мм, оснащен-
ными твердым сплавом Т15К6.
Следует отметить, что
для разверток диаметром
28 мм при тех же скоростях
резания стойкость несколь-
ко выше, чем для разверток
диаметром 14 мм.
При развертывании закаленных сталей следует применять ско-
рости резания свыше 20 м/мин.
Влияние подачи на стойкость развертки
В табл. 75 приведены опытные данные, характеризующие влия-
ние подачи на стойкость разверток (диаметром 14 и 28 jwjw), осна-
щенных твердым сплавом Т15К6, при обработке легированных за-
каленных сталей твердостью Ндс = 49 -i- 54. Опыты производи-
лись с охлаждением 10-процентным раствором эмульсола в содо-
вой воде с добавкой 5% сульфофрезола.
Обработанные при испытаниях отверстия имели конусность,
овальность, усадку и чистоту поверхности в пределах допусков.
На фиг. 172 представлены зависимости стойкости разверток диа-
метром 14 и 28 мм от подачи. Как видно, с увеличением подачи
стойкость понижается.
268
Развертывание закаленных сталей
Таблица 75
Зависимость стойкости разверток Т от величины подачи s при обработке
закаленных сталей твердостью 7/л^ = 49-ь54
Диаметр развертки D в мм Режим резания Стойкость разверток
t В ММ 5 в мм/об п в об/ман V в м/мин число обработанных отверстий Т в мин.
14,02 0,100 52,5 46 13
14,84 0,100 53 118 33,5
: 14,72 0,195 53 124 18
15,20 0,195 54,5 85 12
14,34 0,275 51,5 144 14,5
14,10 * 0,20 0,275 1140 50 212 21,5
14,00 0,275 50 115 11,5
14,00 0,275 50 251 25,5
15,18 0,400 54,5 148 10
15,00 0,400 53,5 96 6,5
15,23 0,575 54,5 117 6
25,39 0,100 57,5 100 50
28,01 0,25 0,275 725 64 78 12,5
27,19 0,275 61,5 111 18
27,18 0,400 61,5 113 12,5
Графики на фиг. 173 характеризуют зависимость между ско-
ростью резания и стойкостью разверток для различных значений по-
дачи. В испытаниях применялось охлаждение машинным маслом.
Как видно, с увеличением подачи скорость резания понижается.
Графики показывают также, что для испытанных значений подачи
увеличение скорости резания приводит к понижению стойкости раз-
верток, причем эта закономерность действует при скоростях реза-
ния о >31,8 м/мин для s = 0,1 мм/об и о = 30,8 м/мин для
s = 0,3 мм/об. Для меньших скоростей резания действует противо-
положная закономерность: с увеличением скорости резания стой-
кость развертки повышается.
Для разверток диаметром 14 мм подачу s можно связать со стой-
костью развертки Т следующей зависимостью:
_ 1,96
® 2-0,81 •
Опыты показали, что устойчивые результаты в отношении чи-
стоты обработанной поверхности обеспечиваются при подачах
Стойкостные зависимости
269
s>0,2 мм/об. Рекомендуется применять подачи до 0,4 мм/об для
•разверток 0 = 14 мм и $ до 0,6— 0,7 мм/об для разверток
D = 28 мм.
Для предотвращения спрессовывания сходящей стружки в ка
навках между зубьями развертки, что может иметь место при по
дачах s > 0,4 мм/об (затруд-
няется отвод стружки вверх),
корпус разверток следует под-
вергать термообработке, обес-
Фиг. 173. Зависимость между скоростью
резания v и стойкостью разверток Т
для различных значений подачи $ (/ ==
= 0,2 мм) при обработке закаленных
сталей твердостью Hrc — 49-S-54. Охлаж-
дение машинным маслом.
/ — 5=0,1 мм/об', 2—5=0,2 мм/об; 5=
==0,3 мм/об.
Фиг. 172. Влияние подачи $ на
стойкость разверток Т при обра-
ботке закаленных сталей твер-
достью Hrc= 49-^54:
1 — для разверток диаметром 14 мм
«=0,2 мм; »=50 м/мин); 2 — для разверток
диаметром 28 мм. (/==0,25 мм; v-=
= 60 м/мин,).
печивающей получение твердости Hrg — 45 — 50, а канавки между
зубьями полировать.
Влияние глубины резания на стойкость развертки
В табл. 76 и на фиг. 174 приведены опытные данные, характе-
ризующие влияние глубины резания на стойкость разверток, осна-
щенных твердым сплавом Т15К.6, при обработке закаленных леги-
рованных сталей твердостью Hi4, = 49 -j- 54.
Как видно, глубина резания t оказывает незначительное влияние
на стойкость Т разверток (для i > 0,10 мм).
Зависимость между глубиной резания t и стойкостью развертки Ts
можно выразить равенством
,__ 4,05
jU,12 *
270
Развертывание закаленных сталей
Обработка закаленных сталей развертками, оснащенными твер-
дыми сплавами, существенно отличается от обработки незакален-
Стойкость разверток Т, мин
Фиг. 174. Влияние глубины резания i
на стойкость разверток Т при обра-
ботке закаленных легированных ста-
лей твердостью HR = 49ч-54:
ных сталей быстрорежущими раз-
вертками. Во втором случае для
обеспечения требуемой чистоты
поверхности под чистовое развер-
тывание оставляют припуск такой
величины, чтобы резание проис-
ходило по слою, получившему
наклеп на предыдущей операции.
В случае закаленной стали отпа-
дает надобность в упрочнении ма-
териала в процессе предыдущей
обработки. Благодаря этому со-
здается возможность значитель-
ного упрощения технологического
процесса обработки отверстий.
В табл. 77 приводится рекомен-
дуемая К. Ф. Романовым техноло-
гия обработки отверстий в дета-
/ — для разверток D=14 мм\ 2 —для развер- ЛЯХ ИЗ ЗЭКаЛеННЫХ ЛеГИрОВаННЫХ
ток D=28 мм.
Таблица 76
Зависимость стойкости разверток Т от глубины резания t при обработке
закаленных сталей твердостью = 49 ч- 54
Диаметр развертки D в мм Режим резания Стойкость разверток
S в мм/об п в об/мин V в м/мин t в мм число обработанных отверстий Т в мин.
14,10 50,5 0,05 300 30,5
15,00 54 0,10 196 20
15,10 54 0,15 130 13
14,34 51,5 0,20 144 14,5
14,01 0,275 1140 50 0,20 212 21,5
14,01 50,5 0,20 115 11,5
14,01 50,5 0,20 251 25,5
15,23 54,5 0,25 163 16,5
14,89 53 0,30 189 19,5
28,32 64,5 0,15 145 23
28,01 0,275 725 64 0,25 78 12,5
27,19 61,5 0,25 111 18
25,67 58,5 0,35 93 15
Стойкостные зависимости
271
Таблица 77
Величина технологического припуска после сверления и технология обра-
ботки отверстий в деталях из закаленных легированных сталей высокой
твердости
Диаметр отверстия в мм Припуск на диаметр после сверления в мм Технологическая последовательность операций
До 18 0,3—0,6 1. Термообработка 2. Чистовое развертывание
0,6—2,0 1. Термообработка 2. Зенкерование с припуском под раз- вертывание 0,3—0,4 мм на диаметр 3. Чистовое развертывание
2,0—4,0 1. Термообработка 2. Зенкерование предварительное 3. Зенкерование с припуском под раз- вертывание 0,3—0,4 мм на диаметр 4. Чистовое развертывание
Свыше 18 0,3-0,6 1. Термообработка 2. Чистовое развертывание
0,6—3,0 1. Термообработка 2. Зенкерование с припуском под раз- вертывание 0,4—0,5 мм на диаметр 3. Чистовое развертывание
3,0-6,0 1. Термообработка 2. Зенкерование предварительное 3. Зенкерование с припуском под раз- вертывание 0,4—0,5 мм на диаметр 4. Чистовое развертывание
сталей, в зависимости от диаметра отверстия и технологически
необходимого припуска после сверления.
Можно видеть, что максимальный припуск под развертывание
составляет 0,6 мм на диаметр. За исключением случаев, когда
требуется промежуточная операция — зенкерование (сварка узлов
с отверстиями, агрегатная сборка и совместная окончательная
обработка отверстий и др.), — технологический процесс обработки
272
Развертывание закаленных сталей
отверстий в деталях из закаленных сталей складывается из еле-!
дующих операций: сверление с припуском под развертывание?
термообработка; чистовое развертывание.
Минимальная величина припуска под развертывание для раз-
верток с углом наклона заборной части <р= 15° составляет 0,14 мм
на диаметр. При меньших припусках заборная часть развертки не
участвует в работе, а резание осуществляется переходной режущей
частью с углом наклона <р0 = 1°30' 4- 2°. При этом возникает опас-
ность появления дробления (при заходе развертки в обрабатываемое
отверстие).
Опытами установлено, что при развертывании отверстий в дета-
лях из закаленных сталей высокой твердости чистота поверхности
не зависит от величины припуска, изменяющегося в пределах
0,2 4- 0,7 мм на диаметр.
Обобщенная формула для скорости резания
Приводится уравнение для определения скорости резания при
развертывании отверстий в деталях из закаленных легированных
сталей твердостью Hrg= 49 4- 54:
— 14О°’4
j0,85 . ^0,75 t 1,04»
где v — скорость резания в м/мин:,
D — диаметр развертки в мм\
Т — период стойкости развертки в мин.;
t — глубина резания, равная половине припуска, в мм\
s — подача в мм/об.
Повышение скорости резания с увеличением диаметра развертки
обосновывается опытами, проведенными инструментом диаметром
14 и 28 мм (табл. 75 и 76). Такая закономерность подтверждена
также испытаниями в производственных условиях при работе раз-
вертками диаметром 34, 55 и 61 мм.
Обрабатываемость закаленных сталей твердостью Нвс = 35 4- 38
Опытами установлено, что при развертывании закаленных леги-
рованных сталей твердостью Нц(; = 35 4- 38 зависимость Т — v
имеет тот же характер, что и для сталей твердостью Н п(, =49 4-
4- 54. Кривая, выражающая эту зависимость, имеет перегиб в
точке, соответствующей скорости резания v 70 м/мин-, вправо
от точки перегиба с увеличением скорости резания стойкость раз-
вертки понижается.
Практическое значение имеет зона скоростей резания, располо-
женная вправо от точки перегиба. При этих скоростях, в сравнение
Точность размеров и чистота поверхности после развертывания 273
Nb зоной, находящейся влево от точки перегиба, достигается высокая
чистота обработанной поверхности и понижается интенсивность из-
носа инструмента по калибрующей части.
Ь Исследование показало, что при обработке закаленных легиро-
ванных сталей твердостью Hrg = 35 4- 38 со скоростями резания
^орядка v = 70 -4- 120 м/мин и обильном охлаждении происходит
^усадка отверстий.
Р Обобщенная формула для определения скорости резания при
^развертывании закаленных сталей твердостью Hrq == 35 4- 38
димеет вид:
I 39Z)0,4
° = м>мин- (2°)
32. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА ТОЧНОСТЬ РАЗМЕРОВ
И ЧИСТОТУ ПОВЕРХНОСТИ ПОСЛЕ РАЗВЕРТЫВАНИЯ
Влияние длины калибрующей части развертки I и ширины
направляющей ленточки f
В табл. 78 и на фиг. 175 представлены опытные данные, характе-
ризующие влияние длины I калибрующей части разверток (диа-
метром 14 мм), оснащенных твердым сплавом Т15К6, на точность
обработки (усадку, овальность и конусность отверстия) и чи-
стоту поверхности обработанных отверстий. Испытывались зака-
Таблица 78
Влияние длины калибрующей части развертки на точность размеров
и чистоту поверхности отверстий
Длина калибрующей части развертки 1 в мм Овальность в мк Конусность в мк Усадка в мк Чистота поверхности Нек В мк
2 3,8 5,1 19,2 0,60
5 5,2 5,4 5,4 0,74
9 2,4 5,1 18,5 0,44
12 3,3 7,3 12,1 0,50
ленные стали твердостью Ни0 = 49 4- 54. Ширина направляющей
i ленточки на развертках f = 0,15 4- 0,20 мм.
> Как видно, наилучшие результаты по овальности, конусности и
; чистоте поверхности получены при длине калибрующей части 9 мм;
наименьшую усадку показала развертка с I = 5 мм. Для развер-
ток D = 14 мм длина калибрующей части должна приниматься
не меньше 9 мм. С учетом переточек целесообразно принимать
I — 15 мм.
18 Зак. 2832.
274
Развертывание закаленных сталей
Таблица 79
Влияние ширины направляющей ленточки разверток на точность
размеров и чистоту обработанных отверстий
Ширина направляющей ленточки f в мм Овальность в мк Конусность в мк Усадка в мк Чистота поверхности Нск в мк
0,05 3,5 4,7 14 0,50
0,10 3,4 3,7 14 0,49
0,20 3,9 5,3 13 0,30
0,30 3,7 8,5 12,6 0,42
0,40 6,2 9,9 21 0,80
Илина калибрующей части разбертки 1,мм
Фиг. 175. Влияние длины калибрующей
части разверток D = 14 мм, оснащен-
ных твердым сплавом Т15К6, на оваль-
ность, конусность и усадку, а также
чистоту поверхности развернутых от-
верстий. Обработка легированных ста-
лей, закаленных на твердость =
= 49-54
Фиг. 176. Влияние ширины напра-
вляющей ленточки разверток D =
= 14 мм, оснащенных твердым спла-
вом Т15К6, на овальность, конус-
ность, усадку и чистоту поверхно-
сти развернутых отверстий. Обра-
ботка легированных закаленных ста-
лей твердостью Hrg = 49-н54.
В табл. 79 и на фиг. 176 приведены результаты испытаний,
имевших целью установить характер влияния ширины направляю-
щей ленточки f разверток (диаметром 14 мм), оснащенных твер-
дым сплавом Т15К6, на точность размеров и чистоту поверхности
обработанных отверстий.
Точность размеров и чистота поверхности после развертывания 275
Опытные данные показывают, что по овальности и конусности
лучшие результаты получены при ширине ленточки / = 0,1 мм;
наименьшая усадка отверстий и наименьшее значение достиг-
нуты при f = 0,2 мм. На этом основании следует рекомендовать
ширину направляющей ленточки / = 0,14-0,2 мм.
Для обеспечения нормальной работы твердосплавной развертки
рекомендуется на калибрующей части создавать обратную конус-
ность 3—5 мк. Благодаря этому снижается осевая сила и крутя-
щий момент.
Влияние смазывающе-охлаждающей жидкости
Для выявления оптимальной смазывающе-охлаждающей жид-
кости при развертывании отверстий в деталях из закаленных леги-
Фиг. 177. Влияние охлаждения на
чистоту поверхности отверстий после
развертывания при различных ско-
ростях резания. Обработка легиро-
ванных сталей, закаленных на твер-
дость 49-4-54 при t = 0,15 мм
и 5 = 0,195 мм/об. Развертки осна-
щены твердым сплавом Т15К6:
7 —охлаждение 10-проиентным раствором
эмульсола в воде-f-2°(о сульфофрезола; 2 —без
охлаждения.
Фиг. 178. Влияние охлаждения на
разбивку отверстий после разверты-
вания при различных скоростях ре-
зания. Обработка развертками, осна-
щенными твердым сплавом Т15К6,
закаленных легированных сталей
твердостью Hrg = 49-4-54 при t =
= 0,15 мм и 5 = 0,195 мм/об'.
1 — охлаждение 10-процентным раствором
эмульсола в воде -}- сульфофрезола;
2 —без охлаждения.
рованных сталей (Hrc= 49 -j- 54) были испытаны следующие жид-
кости:
1) 5-процентный раствор эмульсола в воде;
2) 10-процентный раствор эмульсола в воде;
3) сульфофрезол;
4) машинное масло;
5) веретенное масло;
6) 10-процентный раствор эмульсола в воде-{-2 % сульфофре-
вола.
18*
276
Развертывание закаленных сталей
Скорость резания ц м/мин
Фиг. 179. Влияние охлаждения на
конусность отверстий после развер-
тывания при различных скоростях
резания. Обработка развертками,
оснащенными твердыми сплавами
Т15К6, закаленных легированных ста-
лей твердостью Hrg = 49ч-54 при
t — 0,15 мм и $ = 0,195 мм/об:
1 — охлаждение 10-процентным раствором '
эмульсола в воде + 2*>/0 сульфофрезола;
2— без охлаждения.
Фиг. 180. Влияние охлаждения на
овальность отверстий после развер-
тывания при различных скоростях
резания. Обработка развертками,
оснащенными твердым сплавом
Т15К6, закаленных легированных ста-
лей твердостью 77/^=494-54 при
t = 0,15 мм и $ = 0,195 мм/об:
/ — охлаждение 10-процентным раствором
эмульсола в воде + 2»/0 сульфофрезола;
2 — без охлаждения.
Фиг. 182. Влияние состава смазы-
вающе-охлаждающей жидкости на
интенсивность износа развертки по
задней грани ее зубьев на забор-
ной части. Обработка развертками,
оснащенными твердым сплавом
Т15К6, закаленных легированных
сталей твердостью №(7—49н-54
при t = 0,2 мм\ $ = 0,275 мм/об
и v = 50 м/мин\
/ — охлаждение 10-процентным раствором
эмульсола в воде + 5°1о сульфофрезола;
2 — охлаждение 10-процентным раствором
эмульсола в воде 4* 2°/о сульфофрезола.
Фиг. 181. Влияние состава смазывающе-
охлаждающей жидкости на интенсив-
ность износа развертки по диаметру
калибрующей части. Обработка разверт-
ками, оснащенными твердым сплавом
Т15К6, закаленных легированных сталей
твердостью Hrq = 494-54 при t — 0,2 мм\
s — 0,275 мм/об и и — 50 м/мин:
/ — охлаждение 10-процентным раствором эмуль-
сола в воде + 5° с сульфофрезола, 2 —охлаждение
10-процентным раствором эмульсола в воде+
+ сульфофрезола.
Точность размеров и чистота поверхности после развертывания
Обработанные развертками отверстия проверялись на разбивку,
овальность и конусность, а также на чистоту поверхности. Обра-
ботка производилась при скорости резания v= 50 м/мин. глубине
резания / = 0,2 мм и подачах, изменявшихся в пределах s =
= 0,2-4- 1,1 мм/об. Лучшие результаты получены при использова-
нии в качестве смазывающе-охлаждающей жидкости веретенного
масла и 10-процентного раствора эмульсола в воде + 2% сульфо-
; фрезола. С точки зрения безопасности работы при скоростях реза-
: ния, обусловливающих высокую температуру отходящей стружки,
предпочтение следует отдать второй жидкости.
Для установления эффективности выбранной жидкости были
проведены сравнительные испытания с применением этой жидкости
и без охлаждения. При этом проверялась разбивка, овальность и
конусность, а также чистота поверхности обработанных отверстий
и, кроме того, износ разверток по задней грани зубьев на заборной
части и по диаметру на калибрующей части. Результаты опытов
изображены на фиг. 177—182. Кривые на фиг. 177 показывают
влияние скорости резания на чистоту поверхности отверстий; кри-
ч вые на фиг. 178, 179 и 180 — влияние скорости резания на вели-
чину разбивки, конусности и овальности отверстий после развер-
тывания. Как видно, чистота поверхности выше, а разбивка отвер-
стий, их конусность и овальность меньше при работе с охлажде-
нием, чем при работе без охлаждения.
При развертывании без' охлаждения со скоростями резания
свыше 20 м/мин высокая температура, образующаяся в зоне реза-
ния, может оказать вредное влияние на качество поверхностного
слоя металла. Кроме того, при этом происходит интенсивный износ
разверток по калибрующей части.
Опыты показали также, что увеличение в жидкости содержания
сульфофрезола от 2 до 5% способствует понижению интенсивности
износа разверток по калибрующей части (фиг. 181). На фиг. 182
вицно, что процент сульфофрезола в смазывающе-охлаждающей
жидкости мало влияет на интенсивность износа задней грани
зубьев на заборной части разверток.
При развертывании отверстий в деталях из легированных ста-
лей, закаленных на высокую твердость, применение смазывающе-
охлаждающей жидкости следует считать обязательным, а лучшие
результаты получаются при использовании 10-процентного раствора
эмульсола в содовой воде (0,2% соды), активизированного 5%
сульфофрезола.
Влияние режима резания на усадку отверстий
после развертывания
Графики на фиг. 183, 184 и 185 характеризуют влияние на
усадку отверстий после развертывания скорости резания v, подачи s
и глубины резания t. Опытные данные относятся к разверткам
278
Развертывание закаленных сталей
Фиг. 183. Влияние скорости резания
на усадку отверстий после разверты-
вания. Обработка закаленных леги-
рованных сталей твердостью Hrg =
== 49ч-54 при t = 0,2 мм и $ =
= 0,275 мм!об.
Фиг. 184. Влияние подачи на усадку
отверстий после развертывания.
Обработка закаленных легирован-
ных сталей твердостью Hr0 = 49-5-54
при t == 0,2 мм и v — 50 м/ мин.
Фиг. 185. Влияние глубины резания
на усадку отверстий после развер-
тывания. Обработка закаленных ле-
гированных сталей твердостью Hrg =
= 49ч-54 при s ~ 0,275 мм/об и
и = 52 м/мин.
Точность размеров и чистота поверхности после развертывания 279
диаметром 14 мм, оснащенным твердым сплавом Т15К6, при обра-
ботке закаленных легированных сталей твердостью Hrg — 49 -4-54.
Средняя линия (X) на графиках характеризует средние арифмети-
ческие отклонения диаметров развернутых отверстий. Пунктиром
обозначены теоретические пределы поля рассеивания размеров
отверстий. Как видно, они близко расположены к фактическим
пределам поля рассеивания.
Рассмотрение графиков позволяет притти к выводу, что в про-
тивоположность подаче и глубине резания скорость резания суще-
ственно влияет на величину усадки отверстий после развертывания
и величину поля рассеивания опытных точек. Для скоростей реза-
ния свыше 20 м/мин поле рассеивания значительно сужается в срав-
нении со скоростями резания ниже 20 м/мин (фиг. 183). Поле рас-
сеивания размеров отверстий имеет наименьшую величину при
о—33 м/мин. При этой скорости, однако, среднеарифметическое
отклонение диаметров развернутых отверстий сравнительно велико.
Оно значительно меньше при о = 51 м/мин.
Меньшая усадка отверстий после развертывания для закален-
ных легированных сталей достигается при скоростях резания выше
20 м/мин. Использование кондукторов сужает пределы поля рас-
сеивания размеров обработанных отверстий до 5-4-20 мк.
ГЛАВА VII
ЗЕНКЕРОВАНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Конструкция зенкеров и технологическая оснастка. Обработку
отверстий в деталях из закаленных сталей зенкерами, так же как
и развертками, следует производить с применением кондукторов.
Направление инструмента осуществляется по задней кондукторной
втулке, или по передней и задней втулкам. Двойное направление
применяется в следующих случаях: длина отверстия больше двух
его диаметров; обрабатываются несколько соосных отверстий; ось
предварительно обработанного отверстия значительно смещена от-
носительно оси кондукторных втулок.
Кондукторы для зенкеров также должны иметь вращающиеся
втулки. При работе в кондукторах крепление зенкера осущест-
вляется с помощью плавающей оправки.
Конструкции сборных зенкеров, оснащенных твердыми спла-
вами, аналогичны конструкциям сборных разверток и отличаются
от последних лишь величиной геометрических параметров режущей
части. Соображения, изложенные в гл. VI относительно конструк-
ций разверток, а также способов подвода охлаждающей жидкости,
полностью относятся к зенкерам.
При зенкеровании закаленных сталей следует применять сма-
зывающе-охлаждающую жидкость, дающую наилучшие результаты
при развертывании, а именно: 10-процентный раствор эмульсола
в содовой воде 4-5% сульфофрезола.
Приведенные в приложении V режимы резания для зенкерова-
ния закаленных сталей обеспечивают получение чистоты обрабо-
танной поверхности до^^ 6 и точности размеров до 4-го класса.
На фиг. 186 приведена конструкция зенкера, оснащенного твер-
дым сплавом Т15К6, с двойным направлением и внутренним под-
водом охлаждения. Зенкер с задним направлением со вставными
зубьями конструкции НИАТ изображен на фиг. 187. Эти конструк-
ции хорошо зарекомендовали себя при обработке закаленных
сталей.
Геометрия режущей части зенкера и марка твердого сплава
для его оснащения. Опытами установлено, что для обработки за-
каленных легированных сталей твердостью 7/^=49 4-54 зенке-
ры должны иметь передний угол у = —15° и задний угол а =10°
Ф25~о’о22
Фиг. 186. Зенкер, оснащенный твердым сплавом Т15К6, с передним и задним направлениями
и с внутренним подводом охлаждения.
закаленных сталей
Сечение по В8
Фиг. 187. Зенкер сборный с задним направлением и коническим хвостовиком конструкции НИАТ:
/ — корпус; 2 —вставной зуб; <5—клин.
Зенкерование закаленных сталей
Зенкерование закаленных сталей
283
(фиг. 188). При угле наклона заборной части <р = 60о и угле на-
клона переходной части (ро = 15° наиболее интенсивный износ зен-
кера происходит не в точке перехода калибрующей части в забор-
ную часть, а в месте сопряжения главной режущей кромки
с переходной режущей кромкой (фиг. 189). Угол наклона режущей
кромки к оси зенкера принимается X = 0°.
Отрицательные передние углы главный у и радиальный уо обра-
зуются специальной подточкой (фиг. 190). Точкой А обозначено
Фиг. 188. Геометрические параметры режущей части зенкера.
место сопряжения главной режущей кромки на заборной части
с переходной кромкой, точкой В — место сопряжения направляю-
щей ленточки на калибрующей части с переходной кромкой, точ-
кой С — пересечение фаски на передней грани с направляющей
ленточкой. На фиг. 190, а показана правильно выполненная под-
точка; на фиг. 190, б и 190, в — неправильная подточка: в первом
случае образуется режущая кромка без подточки; во втором слу-
чае срезается направляющая ленточка.
Подточка, образующая отрицательный передний угол, способ-
ствует также отводу стружки вперед, в направлении необработан-
ной поверхности. Для этих же целей на задней грани предыдущего
284
Зенкерование закаленных сталей
зуба зенкера создается «отражающий скос» (фиг. 188). Благодаря
этому стружка, сходящая при больших скоростях перпендикулярно
главной режущей кромке (в виде прямой ленты), наталкиваясь на
отражающий скос, завивается
Фиг. 189. Износ зенкера, оснащенного
твердым сплавом Т15К6. по задней грани
на заборной части при обработке зака-
ленных легированных сталей твердостью
№с = 51.
и направляется им вперед.
На фиг. 191 представлены
графики, характеризующие за-
висимость между скоростью
резания v и стойкостью зенке-
ра Т для твердых сплавов
Т15К6 и Т5КЮ. Обрабатыва-
лась закаленная сталь твер-
достью Hrg = 51 при глубине
резания / = 0,65 мм и подаче
$ = 0,4 мм/об. Диаметр зенке-
ра D — ^mm. Как видно, стой-
кость зенкеров, оснащенных
твердым сплавом Т15К6, выше
стойкости зенкеров, оснащен-
ных твердым сплавом Т5КЮ.
Для зенкерования закаленных
легированных сталей следует применять твердые сплавы Т15К6
и Т15К6Т.
Износ зенкеров и критерий их затупления. Износ зенкера при
обработке закаленных сталей протекает в общем так же, как у раз-
вертки. Наиболее интенсивно зенкер изнашивается в точке пересе-
чения главной и переходной режущих кромок (фиг. 189). Износ
происходит по задней грани; по передней грани он незначителен.
Фиг. 190. Специальная подточка зенкера по передней грани.
На фиг. 192 приведены данные опытов по определению зависи-
мостей между продолжительностью работы и износом зенкера по
задней грани Л, а также конусностью и овальностью отверстий
после зенкерования. Испытания проводились зенкерами, оснащен-
ными твердым сплавом Т15К6, при t = 0,65 мм, $ = 0,4 мм/об и
Зенкерование закаленных сталей
285
v = 60 м/мин. Как видно, износ нарастает интенсивно до величины
h = 0,6 мм, затем он стабилизируется; по достижении h = 0,7 мм
начинается выкрашивание режущей кромки. Износ зенкера по
задней грани мало влияет на конусность и овальность обработан-
ных отверстий. Чистота поверхности отверстий в связи с нараста-
нием износа зенкера h не понижается.
Опыты показывают, что износ зенкера по задней грани воз-
растает с увеличением скорости резания. При обработке закален-
ной стали твердостью Hrg = 51 зенкерами, оснащенными твердым
Фиг. 191. Зависимость между скоростью резания v
и стойкостью Т для зенкеров, оснащенных твердыми
сплавами Т15К6 и Т5К10.
сплавом Т15К6 (геометрия режущей части зенкеров: у = —15°;
а =10°; <р = 60°; фо =15°), с / = 0,65 мм и s = 0,4 мм/об, износ
по задней грани после 15 мин. работы составил: для скорости реза-
ния v — 20,7 м/мин — Лг = 0,5 мм\ для v = 41,2 м/мин — h — Q,8 мм.
Для зенкеров, оснащенных титановольфрамовыми твердыми
сплавами, при обработке закаленных легированных сталей крите-
рием затупления принимается износ по задней грани h = 0,7 мм.
Наглядным признаком затупления инструмента при зенкеровании,
так же, как при точении и развертывании, может служить приоб-
ретение сходящей стружкой гофрированного вида.
Приводится уравнение для определения скоростей резания при
зенкеровании отверстий в деталях из легированных сталей, зака-
ленных на твердость Hrg — 38 4- 51:
С •
V ^0,45 Ш ^0,3 ' s0t6 М/М11Н9 (21)
286
Зенкерование закаленных сталей
где D — диаметр зенкера в мм;
7—период стойкости зенкера в мин.;
t — глубина резания в мм;
s — подача в мм/об;
Cv — постоянный коэффициент.
Фиг. 192. Зависимость износа зенкера по задней грани,
а также конусности и овальности отверстий после зенкеро-
вания от продолжительности работы при обработке закален-
ной стали твердостью
Приняты следующие значения коэффициента Cv:
Твердость стали Значения Cv
51 10
45 15,5
38 23
ГЛАВА VIII
НАРЕЗАНИЕ РЕЗЬБЫ НА ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЯХ
В настоящей главе излагаются результаты проведенного авто-
ром исследования процесса нарезания резьбы на стали С, закален-
ной на твердость Hrc — 65. Постановка этого исследования была
вызвана трудностями, возникшими на одном из машиностроитель-
ных заводов при освоении рассматриваемого процесса. В произ-
водственных условиях резьбонарезание характеризовалось следую-
щими данными:
1) обрабатываемый материал — закаленная сталь твердостью
Hrc = 60;
2) резьба наружная, дюймовая, 8 н/1", дно впадины закруглено
по радиусу, длина нарезки I — 20 мм;
Фиг. 193. Часть болванки стали С твердостью HRo~&b с резьбой.
3) оборудование —токарно-винторезные станки ДИП-200;
4) режущий инструмент — стержневые резьбовые резцы, осна-
щенные твердым сплавом ВК8, без доводки режущих элементов,
с передним углом у = 0°; установка вершины ниже линии центров
станка создавала на резце в процессе резания передний
угол у = —5°;
288
Нарезание резьбы на закаленных сталях
5) режим резания: скорость резания v = 8 м/мин, число прохо-
дов на нарезание одной детали i — 30 -ь 35. Стойкость резца Т =
= 2 мин. На нарезание одной детали (/ = 20 мм) затрачивалось
в среднем 7—8 резцов (резцезаточек).
Исследование выполнялось в лабораторных условиях на спе-
циально подготовленной стальной болванке длиной L 1150 мм
и диаметром D 200 мм. Сталь была закалена на твердость
HRq = 65.
Испытание на твердость исследованного материала производи-
лось с помощью прибора Роквелла на отрезанном от болванки
диске толщиной 55 мм. Твердость определялась в четырех точках,
расположенных от центра диска на расстояниях 30, 44, 79 и 88 мм
(диаметр диска D=198 мм). Во всех точках твердость оказалась
равной /7/?е=65.
В дальнейшем твердость материала определялась на самой бол-
ванке. Она показала глубокую прокаленность.
Исследовались три резьбы: 12, 8 и 6 н/1". По длине болванки
были образованы пояски шириной 20 и 40 мм. Между каждыми
двумя соседними поясками были сделаны выточки для выхода
резца. Часть болванки с резьбой изображена на фиг. 193.
Критерий затупления резца
2а9
В качестве режущего инструмента применялись стержневые
резьбовые резцы (фиг. 194), оснащенные твердыми сплавами ВК8,
Т15К6 и Т21К8. Большая часть опытов производилась на станке
ДИП-300, остальные опыты — на станке ДИП-400.
Данный процесс является безусловно одним из самых трудных
процессов механической обработки металлов резанием. Очень вы-
сокая твердость обрабатываемого материала, приближающаяся
к твердости режущего инструмента, сочетается с большой подачей
(превышающей 4 мм для резьбы 6 н/1") и малым радиусом за-
кругления вершины резца, которая является наиболее уязвимым
участком режущей части инструментов, оснащенных твердыми
сплавами. Резец работает в условиях «несвободного» резания,
когда в резании участвует весь профиль режущей части инстру-
мента (на отделочных проходах).
Полученные в исследовании результаты показали возможность
значительно повысить производительность процесса по сравнению
с заводской практикой.
33. КРИТЕРИЙ ЗАТУПЛЕНИЯ РЕЗЦА
За критерий затупления резца могут быть приняты величина
истирания резца по задней поверхности и изменение вида сходя-
щей стружки.
Износ резца по задней поверхности. Исследуемый процесс ха-
рактеризуется тем, что наибольший износ получает криволинейный
участок задней поверхности резца. Это четко выражено у чистовых
резцов, работающих всем профилем.
Черновые резцы работают так, что их правая режущая кромка
почти не участвует в резании, и потому они получают износ по
задней поверхности, сходный по характеру с проходными рез-
цами.
Величина допустимого износа резца зависит от марки твердого
сплава, которым он оснащен. Сплав ВК8, как более вязкий, допу-
скает по сравнению со сплавами Т21К8 и Т15К6 значительно
больший износ, без опасения выкрашивания режущих кромок
резца.
На фиг. 195 изображен резец Т21К8, работавший до нормаль-
ного затупления. Резец выкрошился бы, если бы он не был выклю-
чен из работы. Износ по криволинейному участку задней поверх-
ности достиг у него h = 0,27 мм. Износ резца ВК8 с такой же гео-
метрией, работавшего до нормального затупления, составил h —
= 0,5 мм. Оба резца работали всем профилем.
На резце Т15К6, работавшем до нормального затупления
(фиг. 196), при износе h = 0,52 мм нет и следов выкрашивания.
Такое значительное превосходство в стойкости сплава Т15К6 над
сплавом Т21К8 объясняется наличием у резца Т15К6 отрицатель-
ного переднего угла (у. = — 5°J.
19 Зак. 2832,
290
Нарезание резьбы на закаленных сталях
Изменение вида сходящей стружки. По мере затупления резца
изменяется вид сходящей стружки. В начале резания, когда инстру-
мент еще мало затуплен, сливная стружка плавно сходит в виде
Фиг. 195. Резец Т21К8, работавший до нор-
мального затупления. Геометрия режущей
части резцага = 13°, at = 6°; 7 = 0°; А. = 0°;
г = 0,4 мм.
спиральной ленты, имея совершенно гладкую наружную поверх-
ность, по которой она соприкасается с пеоедней гоанью. По мере
Фиг. 196. Резец Т15К6, работавший до нор-
мального затупления. Геометрия режущей
части резца: a = 13°, аг = 6°; 7 = —5°; л = 0°;
г = 0,4 мм.
затупления резца стружка теряет форму спирали, причем ее на-
ружная поверхность приобретает характерный гофрированный вид.
На фиг. 197 изображено несколько стружек, полученных на раз-
личных стадиях затупления чернового резца Т15К6. Продолжитель-
Критерий затупления резца
291
Фиг. 197. Влияние степени затупления резца на вид сходящей
стружки (а = 13°, аг — 6°, 7 = 0°, X. = 0°, г = 0,4 мм). Верхняя
стружка соответствует началу работы резца; нижняя стружка —
нормальному затуплению.
Фиг. 198. Стружка, полученная при работе чистового резца
всем профилем (а = 13°, at = b°t 7 = 0°, k = 0°, г = 0,4 мм).
19*
292
Нарезание резьбы на закаленных сталях
ность его работы до полного затупления составила Т = 6,6 мин.
Верхняя стружка соответствует Т = 1,6 мин., вторая сверху —
7 = 4,4 мин., нижняя — Т = 6,2 мин. На фиг. 198 показано не-
сколько одинаковых стружек, полученных на последней стадии
затупления чистового резца, имевшего такую же геометрию режу-
щей части, как и предыдущий. Этот резец, в противоположность
черновому, работал всем профилем, снимая стружку треугольного
сечения.
Проведенные опыты позволяют сделать следующие выводы.
При нарезании резьбы на закаленных сталях критерием затуп-
ления резца могут служить величина его истирания по задней по-
верхности и изменение вида сходящей стружки.
Изменение вида сходящей стружки — приобретение ею гофри-
рованного вида — является более наглядным критерием затупления
резца, пригодным в производственных условиях.
Величина истирания резца по задней поверхности, как критерий
его затупления, страдает тем недостатком, что пользование им свя-
зано с необходимостью выключения резца из работы.
В своем исследовании автор пользовался обоими критериями
в совокупности: для оперативных целей — «видом сходящей
стружки» и для контрольных целей — «величиной износа по задней
поверхности».
Нормальный износ по задней поверхности принят в следующих
размерах:
1) для черновых резцов h = 0,3 4- 0,5 мм (меньшее значение
для резцов Т15К6 и Т21К8, а большее — для резцов ВК8);
2) для чистовых резцов h = 0,2 мм,
34. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО ЧИСЛА ПРОХОДОВ
Опыты по установлению числа проходов носили комплексный
характер. Решалась задача получения вполне законченной резьбы
при наименьшем числе проходов, с одновременным изучением влия-
ния ряда факторов на стойкость резца и в целом на процесс
резания.
При нарезании резьбы на токарно-винторезных станках попе-
речной подачей Si условимся называть величину врезания резца за
каждый проход. Врезание может быть осуществлено различными
способами (фиг. 199).
При врезании в направлении, перпендикулярном к оси нарезае-
мой детали (фиг. 199, а), резец находится в наименее благоприят-
ных условиях, так как в резании участвует весь его профиль. Этот
способ должен применяться на последних проходах, при оконча-
тельной отделке резьбы.
На фиг. 199,6 показан способ врезания резца, при котором его
правая режущая кромка почти полностью выключается из работы.
Достигается это тем, что, получая необходимое перемещение в нор-
Определение оптимального числа проходов
293
мальном к оси детали направлении, резец, кроме того, «сбивается»
влево, в сторону передней бабки станка.
На фиг. 199, в изображен способ врезания резца под углом. Для
этого верхние салазки суппорта станка должны быть повернуты под
углом 30° при нарезании метрической резьбы и под углом 27°30'
при нарезании дюймовой резьбы. При таком способе врезания пра-
вая режущая кромка резца также выключается из работы. Два
последних способа могут применяться лишь при черновом нареза-
нии резьбы.
В нашем исследовании нашли применение все три способа. По
первому способу (фиг. 199, а) производилась окончательная от-
Фиг. 199. Различные способы поперечной подачи резца
(на глубину резания) при нарезании резьбы.
делка резьбы; второй и третий способы (фиг. 199, б и в) применя-
лись при черновом нарезании.
Ниже приводятся результаты проведенных испытаний. За исклю-
чением радиуса закругления вершины г, резцы в них имели одина-
ковую геометрию: а =13°, си =6°, г = 0°, Х = 0°.
Опыты по нарезанию резьбы 8 н/1" производились на длине
I — 20 мм, при скорости резания v = 8,5 мГмин. Черновые резцы
имели радиус закругления вершины г = 0,6 мм, а чистовые —
г = 0,4 мм. Испытывались твердые сплавы ВК8, Т15К6 и Т21К8.
Врезание резца при черновых проходах осуществлялось по второму
способу, а при чистовых проходах — по первому способу.
Полностью нарезана резьба на девяти поясках; на это затра-
чено восемнадцать резцезаточек, или на один поясок в среднем два
резца (один черновой и один чистовой). Общее число проходов на
нарезание девяти поясков составило: а) черновых при = 0,10 мм —
151; б) чистовых при $1 = 0,10 лш —59, Следовательно, один
294
Нарезание резьбы на закаленных сталях
поясок нарезан в среднем за семнадцать черновых и семь чисто-
вых проходов. Стойкость чернового резца составила в среднем
7 = 6,3 мин., а чистового—7 = 3,1 мин.
Пониженная стойкость чистовых резцов по сравнению с черно-
выми объясняется меньшей величиной радиуса г у них и тяжелыми
условиями работы (в резании участвует весь профиль резца).
Опытные данные показывают характер влияния на стойкость
резца поперечной подачи и марки твердого сплава. Если при
51 о, 10 мм средняя стойкость чернового резца ВК8 (г = 0,6 мм)
' составляет 6,3 мин., то при $i =0,15 мм она равна 1,5 мин., причем
резцы при $1 = 0,15 мм получили сильное затупление и выкроши-
лись по вершине. Твердый сплав Т21К8 из-за его повышенной
хрупкости показал весьма низкую стойкость.
Опыты по нарезанию резьбы 12н/1" производились на длине
I = 20 мм при v =8,5 mImuh. Черновые резцы имели г = 0,4 и
0,6 мм, а чистовые г = 0,3 мм. Врезание резца осуществлялось
способом, показанным на фиг. 199,6, за исключением двух поясков,
на которых врезание черновых резцов производилось третьим спо-
собом (фиг. 199, в). Полностью закончена резьба на одиннадцати
поясках с использованием для этого тридцати одного резца, из
которых восемнадцать черновых и тринадцать чистовых.
На один поясок приходится в среднем три резца, из которых
около 50% составляют черновые. На нарезание одного пояска
затрачено в среднем двадцать два прохода, из которых девять чер-
новых и тринадцать чистовых. Стойкость одного резца составляет
в среднем для чернового 7 = 5,1 мин., для чистового — 7 = 5,0 мин.
Таким образом, в настоящих испытаниях чистовые резцы пока-
зали такую же стойкость, как и черновые (7^5 мин.). Однако
черновые резцы работали при $1 = 0,10 мм, а чистовые — при
$i = 0,05 м.м. При одинаковом значении $1 стойкость черновых рез-
цов была бы выше, чем чистовых, в связи с тем, что радиус закруг-
ления вершины у черновых больше, чем у чистовых. Важно отме-
тить, что стойкость черновых резцов при нарезании резьбы 12н/Г'
ниже стойкости таких же резцов при нарезании резьбы 8 н/1". При
одной и той же подаче $1=0,10 мм средняя стойкость резца на
резьбе 12 h/1z/ ($ = 2,12 мм) составляет 7 = 5,1 мин., а на резьбе
8 н/1zz ($ = 3,17 мм) — 7 = 6,3 мин.
Кажущееся несоответствие (стойкость резца должна повы-
шаться с уменьшением шага резьбы) объясняется сильным влия-
нием радиуса г на стойкость. Уменьшение радиуса г от 0,6 мм
(черновые резцы для 8 h/1zz) до 0,4 мм (черновые резцы для
резьбы 12 h/1zz) привело к понижению стойкости резца, несмотря
на то, что шаг резьбы уменьшился с 3,17 до 2,12 мм.
Опытные данные показывают примерно одинаковую стойкость
резцов Т15К6 и ВК8. При г = 0,6 мм и Si = 0,10 мм стойкость
резцов ВК8 на четырех поясках 7 = 5,3 и 6.0 мин., а резца Т15К6—
7 = 6,6 мин.
Определение оптимального числа проходов
295
Оба способа врезания (фиг. 199,6 и 199, в) показали прибли-
зительно одинаковые результаты. Резцы ВК8 (г = 0,4 мм и =
= 0,10 мм) при врезании по фиг. 199, б показали стойкость
Г = 4; 7,9 и 7,3 мин. (три пояска), а стойкость резца ВК8 при вре-
зании по фиг. 199, в составила Т = 6 мин.
Опыты по нарезанию резьбы 6н/1" производились на длине
I = 40 мм при v = 7 м/мин. Часть опытов проведена черновыми
резцами с г =0,8 мм\ в остальных опытах резцы имели г = 0,6 жж.
Врезание черновых резцов производилось двумя способами. Пол-
ностью нарезана резьба на семи поясках.
Шесть поясков полностью нарезаны с помощью семнадцати
черновых и восьми чистовых резцов. Следовательно, на нарезание
одного пояска (/ = 40 жж) затрачено в среднем два черновых и
один чистовой резец, двадцать два черновых и шестнадцать чисто-
вых проходов. Стойкость одного резца составила, в среднем, для
чернового — Т = 6,3 мин., для чистового — Т = 9,3 мин.
На средней стойкости чистовых резцов отразилось выполнение
последних проходов на двух поясках при Si = 0,05 жж (все осталь-
ные проходы, как черновые, так и чистовые, осуществлялись при
$1 = 0,10 жж). Таким образом, в отличие от резьб 8 и 12 н/1", при
нарезании резьбы 6 н/1х/ чистовые резцы по стойкости не уступали
черновым резцам. Это объясняется тем, что чистовые резцы имели
такой же большой радиус (г = 0,6 жж).
Стойкость* резцов оказалась более высокой для резьбы 6 н/1",
Чем для резьб 8 и 12 н/1" в связи с тем, что резьба 6 н/1" нареза-
лась при v = 7 м/мин, а резьбы 8 и 12 н/1"—при v — 8,5 м/мин.
Этим подтверждается сделанный ранее вывод о приблизительно
равной режущей способности сплавов ВК8 и Т15К6.
Табл. 80 содержит систематизированные данные о числе про-
ходов, потребовавшихся для полного изготовления резьб 12, 8 и
6 н/1" на двадцати шести поясках. Как видно, на нарезание од^
ного пояска в среднем потребовалось проходов: для резьбы
12 н/1" —22; для резьбы 8 н/Г' — 24; для резьбы 6 н/Г' — 38.
В связи с отжимом под воздействием радиальной силы Ру, вели-
чина фактического углубления резца ниже установленного в начале
прохода. Табл. 81 показывает величину отжима резца по двадцати
семи пояскам. «Фактическое углубление резца» (графа 9) опреде-
лено непосредственным обмером наружного и внутреннего диа-
метров резьбы. «Суммарный отжим» (графа 10) получен путем
вычитания «фактического углубления резца»’ из «номинального
углубления» (графа 8), представляющего собой произведение
фактического числа проходов на номинальную (устанавливаемую)
величину поперечной подачи резца (за один проход). Средние дан-
ные об отжиме резца не учитывают пояски 51 и 52, как непоказа-
тельные.
Как видно, отжим резца велик, причем он резко возрастает
с увеличением шага резьбы. Из-за отжима резца фактическое
296
Нарезание резьбы на закаленных сталях
Таблица 80
Фактическое число проходов при нарезании резьб 12, 8 и 6 н/1"
Резьба Длина нарезки в мм № пояска Факти- ческая глубина нарезки в мм Фактическое число проходов Общее i
при черновом нарезании при чистовом нарезании
г резца в мм в мм i г резца в мм Si в мм i
51 0,6 0,10 10 0,3 0,05 12 27
0,4 0,10 5
52 0,4 0,10 14 0,3 0,05 10 24
53 0,6 , 0,10 8 0,3 0,05 9 20
0,4 0,10 3 *
12 н/1" 20 54 0,44 0,10 11 0,3 0,05 9 20
s — 2,12 мм 56 1,22 0,4 0,10 И 0,3 0,05 8 19
57 0,6 0,10 9 0,3 0,05 9 18
58 0,6 0,10 9 0,3 0,05 8 17
59 0,6 0,10 9 0,3 0,05 9 18
77 0,4 0,10 3 0,3 0,05 22 25
78 0,4 0,10 3 0,3 0,05 22 25
79 0,4 0,10 3 0,3 0,05 22 25
Средние данные 0,4 0,10 0,3 0,05 13
(на один поясок) и 0,6 9 22
30 0,6 0,10 19 0,4 0,10 5 24
31 0,6 0,10 19 0,4 0,10 5 24
32 0,6 0,10 17 0,4 0,10 7 24
8 н/1" 20 33 1,90 0,6 0,10 15 0,4 0,10 7 22
s = 3,17 мм 34 0,6 0,10 15 0,4 0,10 6 21
35 0,6 0,10 16 0,4 0,10 9 25
36 0,6 0,10 17 0,4 0,10 7 24
38 0,6 0,10 17 0,4 0,10 8 25
45 0,6 0,10 16 0,4 0,10 8 24
Средние данные (на один поясок) 0,6 0,10 17 0,4 0,10 7 24
65 0,8 0,10 16 0,6 0,10 21 37
66 0,8 0,10 27 0,6 0,10 15 46
0,6 0,05 4
6 н/1" 40 67 2,58 0,6 0,10 17 0,6 0,10 15 29
$ = 4,23 мм 68 0,6 0,10 33 0,6 0,10 15 48
0,6 0,10 10
69 0,6 0,10 22 37
0,6 0,05 5
70 0,6 0,10 7
0,6 0,10 20 32
0,6 0,05 5
Средние данные 0,6 0,10 22 0,6 0,05 и 0,10 16 38
(на один поясок) и 0,8
Определение оптимального числа проходов
297
Таблица 81
Величина отжима резца под воздействием радиальной силы Ру
№ пояска Резьба Фактическое число проходов 1 Номинальное углубле- ние резца в мм Фактическое углубле- ние резца в мм Суммарный отжим резца в мм Суммарный отжим резца к его номиналь- ному углублению, в ojo
при 5, = 0,10 мм при St = 0,05 мм обшее 1 при s, - 0,10 мм при 51 = 0,05 мм общее
51 15 12 27 1,5 0,60 2,10 0,88 42
52 14 10 24 1,4 0,50 1,90 0,68 36
53 11 9 20 1,1 0,45 1,55 0,33 21
54 11 9 20 1,1 0,45 1,55 0,33 21
56 11 8 19 1,1 0,40 1,50 0,28 19
57 9 9 18 0,9 0,45 1,35 1,22 0,13 10
58 12 н/Г 9 8 17 0,9 0,40 1,30 0,08 6
59 9 9 18 0,9 0,45 1,35 0,13 10
77 3 22 25 0,3 1,10 1,40 0,18 13
78 3 22 25 0,3 1,10 1,40 0,18 13
79 3 22 25 0,3 1,10 1,40 0,18 13
Средние данные (на один поясок) 1,42 0,20 14
30 24 24 2,4 2,40 0,50 21
31 24 — 24 2,4 —— 2,40 0,50 21
32 24 24 2,4 — 2,40 0,50 21
33 22 —- 22 2,2 — 2,20 0,30 14
34 8 н/1" 21 —. 21 2,1 — 2,10 1,90 0,20 10
35 25 25 2,5 — 2,50 0,60 24
36 24 24 2,4 — 2,40 0,50 21
38 25 25 2,5 — 2,50 0,60 24
45 24 — 24 2,4 — 2,40 0,50 21
Средние данные (на один поясок) 2,37 0,47 20
64 44 5 49 4,4 0,25 4,65 2,07 45
65 37 — 37 3,7 — 3,70 1,12 30
66 42 4 46 4,2 0,20 4,40 1,82 41
67 6 н/1" 29 — 29 2,9 — 2,90 2,58 0,32 11
68 48 — 48 4,8 — 4,80 2,22 46
69 42 5 47 4,2 0,25 4,45 1,87 42
70 27 5 32 2,7 0,25 2,95 0,37 12
Средние данные (на один поясок) 3,98 1,40 35
298
Нарезание резьбы на закаленных сталях
Таблица 82
Рекомендуемое число проходов для нарезания резьб 12, 8 и 6 н/1"
Сталь С твердостью Hrg = 65
Резьба Черновые проходы. Врезание резца по фиг. 199, бив Чистовые проходы. Врезание резна по фиг. 199, а Общее число
г резца в мм Sx в мм г г резца в мм ч В ММ i проходов i
12 Н/1" 0,4 0,10 10 0,3 0,05 8 18
8 н/1" 0,6 0,10 19 0,4 0,05 10 29
6 н/1" 0,6 0,10 26 0,6 0,6 0,10 0,05 6 8 40
число проходов на резьбе 6 н/Г' оказалось на 35% больше числа
проходов, обусловленного глубиной резьбы и заданной поперечной
подачей резца. Уменьшение отжима резца возможно за счет умень-
шения радиуса закругления вершины резца г, но при этом пони-
жается стойкость инструмента. ч
Опытные данные получены при работе на станке ДИП-300,
суппорт которого обладает достаточной жесткостью. Автор пола-
гает, что при установлении числа проходов следует исходить из
средних значений отжима резца (табл. 81), за исключением резьбы
6 н/1", для которой отжим можно принимать в размере 1,0 мм.
В табл. 82 приведено рекомендуемое число проходов для исследо-
ванных резьб.
Выводы
1. Для нарезания резьбы на закаленных сталях требуется боль-
шое число проходов, возрастающее пропорционально увеличению
шага резьбы. Необходимость большого числа проходов вызывается
высокой твердостью обрабатываемого материала, хрупкостью ме-
таллокерамических твердых сплавов и большим отжимом резца.
Последний обусловливается высокими абсолютным и относитель-
ным значениями радиальной силы Ру.
2. С понижением твердости закаленной стали потребное число
проходов уменьшается.
3. Нарезание резьбы на закаленных сталях надлежит вести на
станках, имеющих суппорты повышенной жесткости.
35. ВЛИЯНИЕ ПОПЕРЕЧНОЙ ПОДАЧИ
РЕЗЦА НА ЕГО СТОЙКОСТЬ
Ранее приведенные опытные данные частично освещают вопрос
о зависимости между поперечной подачей резца $1 и его стой-
костью Т. Для полноты исследования были проведены специальные
Влияние поперечной подачи резца на е&о стойкость
299
опыты по установлению зависимости Т — S\ при черновом нареза-
нии резьбы 8 н/1" на длине / = 20 мм со скоростью резания
v = 8,5 м/мин. Врезание резца осуществлялось по фиг. 199,6. Попе-
речная подача изменялась в пре-
делах 51=0,06-4-0,12 мм. Резцы
имели следующую геометрию: а =
= 13°; ai = 6°; у = 0°; Х = 0°;
г = 0,6 мм.
В табл. 83 приведены сред-
ние значения стойкости резцов
для различных подач 5Ь Как вид-
но, при резьбонарезании закален-
ных сталей поперечная подача
оказывает значительное влияние
на стойкость резца. При v =
= 8,5 м/мин относительно прием-
лемая стойкость (Т> 10 мин.) по-
лучена при Si =0,06 мм. При 51=
= 0,09-4-0,10 мм стойкость ока-
залась ниже 10 мин. С дальней-
шим увеличением 51 она падает
до уровня, теряющего практиче-
ское значение. При этом следует
учесть, что данные для 51 =
= 0,06-4-0,10 мм относятся к рез-
цам, получившим нормальное за-
тупление, в то время, как при 51
>0,10 мм резцы получили силь-
• е затупление, сопровождавшееся
Таблица 83
Средняя стойкость резца
для различных значений
поперечной подачи 5г
Резьба 8 h/1/z; длина нарезки
I — 20 мм; v — 8,5 м/мин
Si в мм Марка твер- дого сплава Т в мин.
0,06 13,3
0,09 8,0
0,10 ВК8 7,0
0,12 2,3
0,15 1,5
0,06 13,7
0,10 Т15К6 6,6
0,15 0,9
0,10 Т21К§ 4,9
выкрашиванием режущих кромок.
Сплавы ВК8 и Т15К6 показали приблизительно одинаковые ре-
жущие свойства. Резцы Т21К8 из-за повышенной хрупкости сплава,
показали значительно меньшую стойкость, причем затупление со-
провождалось выкрашиванием режущих кромок.
Были проведены опыты по установлению влияния подачи 51 на
стойкость резца при нарезании резьбы 6 н/1" на длине I = 40 мм
с v = 7 м/мин. Резцы имели такую же геометрию, как и в преды-
дущей серии опытов. Поперечная подача изменялась в пределах
51 = 0,15-4-0,20 мм. В табл. 84 приведены средние данные о стой-
кости резцов.
Как видно, при нарезании резьбы 6 н/1" со скоростью резания
v = 7 м/мин практическое значение имеют поперечные подачи
^<0,10 мм. Твердые сплавы ВК8 и Т15К6 характеризуются оди-
наковой режущей способностью.
Влияние способа врезания резца на его стойкость не исследо-
валось. Однако полученный в работе опыт, а также анализ экспе-
риментальных данных, относящихся к резьбе 12 н/1позволяют
300
Нарезание резьбы на закаленных сталях
Таблица 84
Средняя стойкость резца для различных значений подачи st
Резьба 6 н/1". длина нарезки I = 40 мм, v = 7 м/ман
51 В ММ Марка твердо- го сплава Т в мин. 51 В ММ Марка твердо- го сплава Т в мин.
0,15 1,7 0,10 6,7
ВК8 0,15 Т15К6 2,2
0,20 1,2 0,20 1,3
сделать заключение, что способы врезания по фиг. 199, б и в не
имеют преимуществ один перед другим. Это становится понятным,
если учесть, что в обоих случаях резец работает в одинаковых усло-
виях, когда в резании почти не участвует правая режущая кромка.
При работе способом по фиг. 199, а стойкость резца понижается,
так как ему приходится работать всем своим профилем в тяжелых
условиях «несвободного» резания.
Выводы
1. При нарезании резьбы на закаленной стали твердостью
Hrc = 65 поперечная подача резца оказывает значительное влия-
ние на его стойкость.
Для резьб 8 и 6 н/1" при скорости резания v = 8,5 -4- 7 м/мин
и радиусе закругления вершины резца г = 0,6 мм практически
приемлемая стойкость резца получается при подаче Si С 0,10 мм.
2. Увеличение стойкости резца достижимо при понижении ско-
рости резания до v < 7 м/мин.
3. Твердые сплавы ВК8 и Т15К6 имеют одинаковую режущую
способность.
4. Способ врезания резца по фиг. 199, а должен применяться
лишь при чистовом нарезании, на окончательной отделке резьбы.
36. ВЛИЯНИЕ РАДИУСА ЗАКРУГЛЕНИЯ ВЕРШИНЫ И ПЕРЕДНЕГО
УГЛА РЕЗЦА НА ЕГО СТОЙКОСТЬ
Опытные данные показывают, что радиус закругления вершины
резца г оказывает на его стойкость сильное влияние. С увеличением
радиуса г стойкость резца повышается. Радиус г является основным
фактором, ограничивающим область применения процесса резьбо-
нарезания закаленных сталей резьбой 12 н/1" с шагом $ «=« 2,12 мм
и радиусом закругления дна впадины резьбы г яа 0,3 мм. Нарезание
резьбы с радиусом дна впадины г < 0,3 мм на закаленной стали
высокой твердости при значительной хрупкости современных твер-
дых сплавов трудно осуществимо.
Влияние радиуса у вершины и переднего угла на стойкость резца 301
Чистовые резцы должны иметь передний угол у = 0°. Наличие
у резцов переднего угла больше или меньше 0° приводит к искаже-
нию профиля нарезаемой резьбы. У черновых резцов, врезание
которых осуществляется способами, изображенными на фиг. 199,6
и в, передний угол может
иметь отрицательное значе-
ние (у < 0°). Этот вопрос
рассмотрен дальше.
Были проведены опыты
для установления влияния
переднего угла резца на его
стойкость. Резьба 8 н/1" на-
резалась резцами ВК8 на
длине I = 40 мм и резцами
Т15К6 на длине 7 = 20 мм
со скоростью резания v =
= 8,5 м/мин и поперечной
подачей (по фиг. 199, в)
51 = 0,08 мм. Резцы имели
геометрию: а = 13 ; щ = 6°;
Х=0°; г = 0,4 мм. Передний
Фиг. 200. Влияние переднего угла резца 7
на его стойкость Т. Обработка стали С
твердостью Hrq = 65 при = 0,08 мм и
и = 8,5 м/мин. Резьба 8 н/1". Длина на-
резки I = 20 мм. Геометрия резцов: а =
= 13°, at = 6°, X = 0°, г = 0,4 мм.
угол у изменялся в пределах
от +6 до —6°.
В табл. 85 и на фиг. 200
представлена зависимость
стойкости резца от величи-
ны его переднего угла. Стой-
кость резцов ВК8 пересчитана на длину нарезки / = 20 мм. Учтены
опыты с нормальным затуплением резца.
Как видно, с увеличением переднего угла стойкость резца пони-
жается. При больших положительных значениях угла у затупление
Таблица 85
Зависимость стойкости резца от величины его переднего угла у
Резцы ВК8 Резвы Т15К6
т° Т в мин. т’ Т в мин.
+6 5,0 +6 4,4
+ 4 5,4 + 4 5,0
+ 3 9,6 + 2 8,4
— 3 13,0 — 2 10,8
— 6 16,0 — 4 12,6
— 6 13,5
302
Нарезание резьбы на закаленных сталях
резцов Т15К6 сопровождается ик выкрашиванием по вер-
шине.
С уменьшением угла у возрастает радиальная сила Ру, а в связи
с этим и отжим резца, что приводит к необходимости увеличения
числа проходов. С этой точки зрения использование резцов с боль-
шими отрицательными передними углами не приносит выгоды. Ав-
тор полагает, что черновые резцы должны затачиваться с передним
углом у = —3°.
37. ВЫБОР ТВЕРДОГО СПЛАВА
Испытывались три твердых сплава: вольфрамовый сплав ВК8 и
титановольфрамовые сплавы Т15К6 и Т21К8. Опытные данные по-
казывают, что сплавы ВК8 и Т15К6 характеризуются приблизи-
тельно одинаковыми режущими свойствами. Режущие свойства
сплава Т21К8 ниже в связи с его повышенной хрупкостью.
Полученные здесь результаты отличаются от результатов по то-
чению закаленных сталей (гл. III). Там сплавы Т15К6 и Т21К8
показали значительное превосходство над сплавом ВК8. Это объяс-
няется тем, что проходные резцы при точении имели радиус г значи-
тельно больший, чем резьбовые резцы. Хрупкость титановольфрамо-
вых сплавов, а особенно сплава Т21К8, проявляется в первую оче-
редь на наиболее уязвимом участке режущей части резца — на его
вершине. Сплав ВК8, как более вязкий, имеет значительное преиму-
щество перед сплавом Т21К8.
К достоинствам сплава Т15К6 относится то, что он дает поверх-
ность более высокого качества, чем сплав ВК8. Настоящее исследо-
вание подтвердило, что твердые сплавы отечественного производ-
ства обеспечивают возможность нарезания резьбы большого шага на
стали, закаленной на почти предельную для конструкционных ста-
лей твердость.
При нарезании резьб 12, 8 и 6 н/1" на закаленных сталях вы-
сокой твердости должны применяться твердые сплавы ВК8 и Т1.5К6.
Сплав ВК8 может быть рекомендован для черновых проходов,
а сплав Т15К.6 — для чистовых.
38. ВЛИЯНИЕ ДОВОДКИ РЕЖУЩИХ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЗЦА НА
ЕГО СТОЙКОСТЬ
Влияние доводки резьбовых резцов на их стойкость иллюстри-
рует фиг. 201. Опыты производились резцами Т21К8 при чистовом
нарезании (по фиг. 199, а) резьбы 8 н/1" на дл-ине I = 40 мм. Одни
и те же резцы испытывались с доводкой и без доводки их режу-
щих элементов. Из опытных данных следует, что доводка резца по-
вышает его стойкость. Обращает на себя внимание то обстоятель-
ство, что при резьбонарезании закаленных сталей доводка дала
меньший эффект по сравнению с точением тех же сталей. Объяснить
Зависимость скорости резания от различных факторов
303
это можно тем, что при чистовом резьбонарезании вершина резца
несет большую нагрузку, а качество доводки вершины резьбового
резца невысокое, так как она производится вручную. В то же время
прямолинейные режущие кромки проходного резца получают при
доводке ровность и гладкость благодаря применению на доводоч-
г = 0,4 мм.
ном станке специальных приспособлений для передней и задней гра«*
ней резца.
Эффект доводки повышается для черновых резцов, работающих
одной режущей кромкой, аналогично проходным резцам при точении,
39. ЗАВИСИМОСТЬ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ ОТ СТОЙКОСТИ РЕЗЦА,
ШАГА РЕЗЬБЫ И ПОПЕРЕЧНОЙ ПОДАЧИ РЕЗЦА
Исследуемый процесс характеризуется низкими скоростью реза-
ния и стойкостью резца. Обусловливается это высокой твердостью
обрабатываемого материала, большими значениями подачи (шага
резьбы) и малой величиной радиуса закругления вершины резца.
Полученная в настоящем исследовании стойкость резцов намного
превышает практические производственные достижения, отмеченные
в начале главы. Тем не менее, низкий уровень стойкости резцов
определил необходимость исследования зависимости между ско-
ростью резания и стойкостью резца для выявления условий ее
304
Нарезание резьбы на закаленных сталях
Таблица 86
Зависимость скорости резания от стойкости резца, шага резьбы
и поперечной подачи резца
Сталь С твердостью HR = 65; длина нарезки Z = 40 мм; резцы ВК8
№ пояска Резьба Шаг резьбы 5 в мм Поперечная подача резца 5) В ММ Число прохо- дов i Скорость реза- ния V в м/мин Сто на йкость рез- Т в мин.
18 16
182 0,05 16 8,5 . 15
19 17
24 24
183 0,05 28 7,5 28
27 27
44 52
184 0,05 53 6,5 62
45 53
13 12
185 0,08 13 8,5 12
12 11
18 20
186 8 н/1" 3,17 0,08 23 7,0 25
22 24
29 34
187 0,08 32 6,5 38
35 41
8 7
188 0,10 9 8,5 8
8 7
15 16,5
189 0,10 14 7,0 15,5
16 17,5
28 36
190 0,10 26 6,0 33
30 38 1
Зависимость скорости резания от различных факторов
305
Продолжение табл. 86
№ пояска , Резьба Шаг резьбы 5 в мм Поперечная подача резиа 5) в мм Число прохо- дов i Скорость реза- ний V в м/мин Стойкость рез- ца Т1 в мин.
13 10
191 0,10 14 7,0 и
11,5 9
20 16
192 6 н/1" 4,23 0,10 22 6,0 17
18 14
38 30
193 0,10 41 5,0 32
35,5 28
4 2
194 0,05 2 15 1
4 2
1 0,5
195 8 н/1" 3,17 0,10 2 15 1
2 1
1 0,5
196 0,05 0,5 23 0,2
0,5 0,2
— 0 *
197 12 h/1zz 2,12 0,05 — 50 0
— 0
198 0,05 — 80 0 0
— 0
1 Стойкость шивания резцов. обозначена через нуль в случаях мгновенного затупления и выкра-
20 Зак. 2832,
306 Нарезание резьбы на закаленных сталях
повышения. Табл. 86 содержит результаты проведенных опытов
по установлению зависимости Т — v для различных значений по-
перечной подачи Si.
Как видно, повышение стойкости резца возможно путем пониже-
ния скоростей резания, применявшихся в предыдущих испытаниях.
С увеличением скорости резания стойкость резца понижается. При
0 = 23 м!мин даже для резьбы 12 н/1" (si = 0,05 мм и г = 0,6 мм)
Фиг. 202. Зависимость между скоростью резания v и стой-
костью резца Т для различных значений шага резьбы $ и
поперечной подачи резца (на глубину резания) Обработка
стали С твердостью Hrq = &). Резьба 8 и 6 н/1". Геометрия
резцов ВК8: а = 13°, аг = 6°, 7 = 0°, X = 0°, г = 0,6 мм,
получается стойкость, не имеющая практического значения. Скоро-
сти резания и > 23 м/мин приводят к мгновенному затуплению и
выкрашиванию резцов.
На фиг. 202 представлены зависимости Т — v для различных
значений Три верхних графика относятся к резьбе 8 н/1", а ниж-
ний график — к резьбе 6 н/1" В табл. 87 приведены значения ско-
рости резания при 30-минутной стойкости резца (0ЗО) и показателя
относительной стойкости пг для различных значений si и $.
Таблица 87
Значения и m для различных значений и s
Резьба Шаг резьбы з в мм <51 В ММ V3> в м/мин m
8 н/1" 3,17 0,05 1А 0,19
0,08 6,7 0,25
0,10 6,2 0,21
6 н/1" 4,23 0,10 5,0 0,32
Зависимость скорости резания от различных факторов
ЗОГ
Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца вы-
ражается уравнением
С
v =----.
ym
Величина показателя m зависит от шага резьбы. Для резьбы^
8 н/Г' показатель m = 0,19 4- 0,25, а для резьбы 6 н/1" — m = 0,32.',
По данным табл. 86 построен график зависимости между ско-
ростью резания ^зо и поперечной подачей резца $i (фиг. 203). Эта
зависимость выражается уравнением
*30=-^-.
На фиг. 204 показана зависимость между скоростью резания у3э
и шагом резьбы s для s1 = 0,10jwjw. Значения у30 для резьб 8 в
Фиг. 204. Зависимость между ско-
ростью резания и шагом резьбы
s. Обработка стали С твердостью,
= при = 0,10 мм. Геомет-
рия резца ВК8: а = 13°, a1=6<V
7 = 0°, К = 0°; г = 0,6 мм.
Поперечная подача резца ь.мм
Фиг. 203. Зависимость между ско-
ростью резания Jgo и поперечной
подачей резца st. Резьба 8 н/1".
Обработка стали С твердостью
HRq — bb. Геометрия резцов ВК8:
а — 13°, а{=6°, Y = 0°, Х = 0°,
г = 0,6 мм.
6 н/1" взяты из табл. 87, а для резьбы 12 н/Г' — из опытных дан-
ных для резца, показавшего при v = 8,5 mImuh стойкость Т ==*
= 18 мин. График позволяет связать v3o и s уравнением
С'
^30 — "рг •
Уравнение, связывающее у30, s и sb принимает вид:
^зо = so,6-;o,25 лпмин, (22)
где С„ — постоянный коэффициент, равный 7,0.
20*
308 Нарезание резьбы на закаленных сталях
Следует иметь в виду, что уравнение (22) справедливо лишь
для черновых проходов при радиусе резца г — 0,6 мм. Кроме того,
показатель степени при si (0,25) получен для резьбы 8 н/Г; для
других резьб и других г значения показателей при 5 и $1 могут быть
иными.
Уравнение (22) имеет больше теоретическое, чем практическое
значение, учитывая, что диапазон скоростей резания, применяемых
в рассматриваемом процессе, весьма узок. Оно позволяет устано-
вить некоторые особенности резьбокарезания закаленных сталей.
Приводится рекомендуемое НИБТН уравнение зависимости ско-
рости резйния от влияющих на нее факторов для чернового наре-
зания резьбы на конструкционных незакаленных сталях [66]:
158 470 •/°’23
V ~ Т0'2' S0'3 • а1’5 ’
7 ° вр
Сравнение приведенного уравнения с уравнением (22) показы-
вает, что при резьбокарезакии закаленных сталей шаг резьбы ока-
зывает на скорость резания значительно большее влияние, чем при
резьбонарезании незакаленных сталей. Это следует из того, что для
них величина показателя степени при $ значительно меньше, чем
для закаленной стали С.
Полученный результат совпадает с выводами автора для точе-
ния: при обработке закаленных сталей подача влияет на скорость
резания более резко, чем при обработке незакаленных сталей.
Выводы
1. Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца
при резьбонарезании закаленных сталей подчиняется основному за-
кону теории резания о понижении стойкости инструмента с повыше-
нием скорости резания.
2. Нарезание резьбы на закаленных сталях твердостью Hrc —
= 65 с шагом резьбы $ = 2,04-4,0 мм осуществимо при низких
-скоростях резания v < 10 м)мин. Применение более .высоких ско-
ростей резания приводит к быстрому затуплению и выкрашиванию
резцов.
3. Для указанных резьб при поперечной подаче $i <0,10 мм и
X) = 7,0 4- 8,5 м/мин стойкость резца Т 10 мин.
Повышение стойкости до Т = 30 4- 60 мин. может быть достиг-
нуто снижением скорости резания до v = 5 4- 6 м/мин. Следова-
тельно, повышение стойкости резца в 3—6 раз обусловливает пони-
жение скорости резания и соответственно увеличение машинного
времени на 20—25%.
4. При резьбонарезании закаленных сталей скорость резания по-
нижается с увеличением шага резьбы $ и поперечной подачи
резца $ь
Заключение
309е
В отличие от незакаленных сталей, при резьбонарезании закален-
ных сталей шаг резьбы оказывает на скорость резания большее
влияние, чем поперечная подача резца.
40 ЗАКЛЮЧЕНИЕ
1. Изложенный в настоящей главе материал расширяет пред-
ставление о режущих способностях металлокерамических твердых
сплавов. Отечественные твердые сплавы обладают настолько высо-
кими режущими свойствами, что позволяют нарезать резьбу с ша-
гом свыше 4 мм на стали, закаленной на почти предельную для
конструкционных сталей твердость (Hr0 — 65).
Значение полученных автором результатов не снижается тем„
что рассматриваемый процесс показал весьма низкую производи-
тельность. Следует учесть, что при резьбонарезании закаленных ста-
лей меньшей твердости производительность процесса увеличится.
’2. Хрупкость твердых сплавов, ограничивающая возможности
полного использования их высоких режущих свойств, является
вместе с тем фактором, ограничивающим область применения про-
цесса резьбонарезания закаленных сталей. Нижним пределом яв-
ляется резьба с шагом s^2 мм. Настоящей работой практически
доказана возможность нарезания на стали твердостью Hrc =65
резьбы с шагом s^4mm. Для установления верхнего предела при-
менимости процесса необходимо провести исследование резьбы с ша-
гом s > 4 мм. Очевидно, что нарезание такой резьбы потребует при-
менения скоростей резания v < 5 м/мин.
3. В приложении V/ приведены разработанные автором режимы
резания для нарезания резьб 12, 8 и 6 н/1" на закаленных сталях
твердостью Hrc= 35 4- 65.
4. Сопоставление полученных автором результатов с заводскими
данными, приведенными на стр. 287—288, показывает резкую за-
ниженность последних. Заметим, что заводские данные относятся
к стали, закаленной на меньшую твердость (Ялс=60).
Действительно, в заводских условиях на полное нарезание резьбы
8 н/1х/ длиной I = 20 мм при скорости резания v = 8 м/мин затра-
чивалось в среднем 30—35 проходов и 7—8 резцов. Рекомендуемые
автором режимы резания, основанные на экспериментальных дан-
ных, предусматривают для указанного случая 24 прохода и всего
два резца.
Столь низкая стойкость заводских резцов объясняется главным
образом низким качеством их заточки и отсутствием доводки режу-
щих элементов. Важнейшим условием правильного ведения процесса
резьбонарезания закаленных сталей является качественная заточка
и обязательная доводка резцов.
ГЛАВА IX
НЕКОТОРЫЕ СООБРАЖЕНИЯ О ФИЗИЧЕСКИХ ЯВЛЕНИЯХ
ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
В этой главе приведены некоторые обобщающие выводы и вы-
сказаны соображения, относящиеся к вопросу физической сущности
скоростного резания металлов, которые вытекают из анализа про-
цесса обработки закаленных сталей.
41. СКОРОСТНОЕ РЕЗАНИЕ ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
В настоящее время при точении сталей быстрорежущими рез-
цами скорости резания обычно не превышают 80 м/мин, твердо-
сплавные же резцы допускают скорости резания до 300—400 м/мин.
Передовые новаторы-скоростники применяют еще более высокие
скорости резания.
Обработка металлов инструментами, оснащенными твердыми
сплавами, при.указанных высоких скоростях резания получила на-
звание «скоростное резание металлов».
Скорости резания при точении закаленных сталей в опытах ав-
тора и других исследователей по своему абсолютному значению
ниже применяемых при скоростной обработке обычных (незакален-
ных) сталей. Однако, если учесть повышенную твердость закален-
ных сталей по сравнению с обычными и резкое влияние твердости
стали на допускаемую скорость резания, становится очевидным, что
з опытах с закаленными сталями имело место скоростное ре-
зание.
Приведем обоснование высказанного положения. Из разрабо-
танных автором режимов резания (приложение /) видно, что для
точения резцами TI5K6 стали А, закаленной на твердость Hrq =
= 41, при глубине резания t— 1,0 мм и подаче s = 0,2 мм{об ско-
рость резания составляет ^бо = 82 м!мин.
Сталь А (сталь ОХНЗМ), подвергаемая обычной термической
обработке — улучшению (закалка в масле при температуре 840—
>860° и последующий отпуск при 580—600°), приобретает твердость
28 (/7^^ 277). Следовательно, твердость стали А в зака-
ленном состоянии превышает твердость этой стали в обычном со-
стоянии на 13 единиц по Роквеллу, шкала С. Из фиг. 77 видно,
Качество поверхности при механической обработке закаленных сталей 311
что при повышении твердости закаленной стали на 13 единиц в
пределах от Hrc — 41 до Hrc = 54 постоянная С?,60 понижается
от 50 до 22, т. е. в 2,27 раза.
Принимая то же соотношение для интересующего нас интервала
твердостей, находим, что при обработке стали А в незакаленном со-
стоянии (при твердости Hr0= 28) с теми же t и s скорость резания
может быть увеличена в 2,27 раза и доведена до уровня €>бо = 82 X
X 2,27 = 186 м/мин, соответствующего скоростной обработке. Дей-
ствительно, согласно режимам скоростного резания черных метал-
лов [27] для легированных сталей с = 85 кг/мм2 при глубине ре-
зания £=1,0 мм и подаче s = 0,2 мм/об скорость резания
€>90 — 197 м/мин. Введем поправочные коэффициенты на меньшую
стойкость (7 = 60 мин.) Кт = 1,08 и на большую твердость
(Hrc== 28; (5вр = 100 кг!мм2) Кн =0,87. Тогда искомая скорость
резания Уво = 197 X 1,08 X 0,87 = 185 м/мин.
Изложенные соображения позволяют утверждать, что в работах
по закаленным сталям, проведенных в нашей стране задолго до
Великой Отечественной войны, с использованием твердосплавных
резцов с отрицательным передним углом, применялись скорости,
соответствующие скоростному резанию металлов.
42. КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТИ ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Приведем сперва обобщенные данные научных исследований
[47], дающие представление о влиянии качества поверхности на экс-
плуатационные свойства деталей машин, которые определяются их
износостойкостью и усталостной прочностью.
Понятие «качество поверхности» включает геометрические ха-
рактеристики обработанной поверхности и физико-механические
свойства поверхностного слоя металла. В процессе резания поверх-
ностный слой претерпевает весьма значительные пластические де-
формации. Поэтому свойства металла поверхностного слоя суще-
ственно отличаются от исходных свойств обрабатываемого мате-
риала. Металл в поверхностном слое упрочняется (наклепывается),
его твердость повышается и в нем возникают внутренние напря-
жения.
Влияние качества поверхности |на износостойкость деталей
машин
Влияние микрогеометрии поверхности. Исследвательскими ра-
ботами установлено, что микрогеометрия поверхностей деталей ма-
шйъ сказывает значительное влияние на их износостойкость. Для
успешной и продолжительной работы трущейся пары сопряженные
312 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
поверхности должны иметь микронеровности определенной опти-
мальной высоты. Увеличение или уменьшение высоты микронеров-
ностей по сравнению с их оптимальным значением приводит к
снижению износостойкости и ускоренному износу трущихся деталей.
Увеличение износа происходит в первом случае за счет быстрого
истирания, смятия и среза чрезмерно больших микронеровностей,
а во втором — за счет выдавливания смазки и молекулярного сцеп-
ления, а также схватывания чрезмерно чистых трущихся поверх-
ностей.
Влияние упрочнения металла. Упрочнение (наклеп) поверхност-
ного слоя может значительно уменьшить износ трущихся деталей.
Существуют различные гипотезы о влиянии упрочнения на процесс
износа. Однако мнение всех исследователей совпадает в оценке из-
носа схватыванием как наиболее интенсивного и опасного вида
износа, совершенно недопустимого в нормально работающих маши-
нах. Можно предполагать, что предварительное упрочнение ме-
талла поверхностных слоев трущихся деталей, снижающее их пла-
стичность, значительно уменьшает величину совместной пластиче-
ской деформации металла трущихся поверхностей и предотвращает
или уменьшает схватывание металлов.
Опыты при сухом трении стальных образцов о закаленный диск
из стали У8 показали, что во всех случаях износа предварительно
наклепанных в процессе механической обработки образцов величина
их износа меньше, чем у образцов с такими же микронеровностями,
но перед износом предварительно отожженных в вакууме для сня-
тия наклепа.
Наряду с оптимальной микрогеометрией трущихся поверхностей
существует оптимальная микротвердость поверхностных слоев тру-
щихся деталей. Если в поверхностных слоях деталей создается
оптимальная для данных условий трения микротвердость, то износ
оказывается наименьшим и микротвердость поверхностного слоя
трущихся деталей в процессе износа не изменяется.
В том случае, когда микротвердость поверхностного слоя после
изготовления деталей меньше оптимальной микротвердости, в пе-
риод приработки деталей происходит интенсивный износ, продол-
жающийся до тех пор, пока пластическая деформация поверх-
ностного слоя не повысит его микротвердость до оптимальной
величины.
Если после изготовления деталей микротвердость поверхностного
слоя больше оптимальной, нормальный износ поверхностного слоя
постепенно устраняет слои повышенной микротвердости, после чего
в активных слоях трения устанавливается оптимальная микротвер-
дость.
Опытами [70] установлено, что износостойкость деталей не
зависит от остаточных напряжений в поверхностном слое ме-
талла.
Качество поверхности при механической обработке закаленных сталей 313
Влияние качества поверхности на усталостную прочность
деталей машин
Очаги разрушения деталей машин от усталости металла заро-
ждаются на их поверхности. Поэтому усталостная прочность дета-
лей машин в значительной степени определяется микрогеометрией
их поверхностей и физическим состоянием поверхностного слоя.
Влияние микрогеометрии поверхности. Наличие на поверхности
детали, работающей в условиях циклической и знакопеременной
нагрузок, отдельных дефектов и микронеровностей способствует
концентрации напряжений, величина которых может превысить
предел усталости металла. В этом случае поверхностные дефекты
и обработочные риски играют роль очагов возникновения субмикро-
скопических нарушений сплошности металла поверхностного слоя
и его разрушений, являющихся первопричиной образования уста-
лостных трещин.
С увеличением высоты микронеровностей на поверхностях де-
талей, подвергаемых циклическим нагрузкам, заметно снижается
их усталостная прочность. И наоборот, уменьшение высоты микро-
неровностей приводит к повышению предела усталости.
Из табл. 88 следует, что переход от полирования к грубому то-
чению снижает усталостную прочность деталей на 10—20%, а для
высокопрочной стали — на 30%.
Таблица 88
Влияние чистоты поверхности стальных образцов на предел
их выносливости при изгибе
Характер обработки поверхности Предел прочности стали <s вр 47 L 95 1 в кг/мм* 142
Предел выносливости В °/о
Тонкое полирование 100 100 100
Грубое полирование 95 93 90
Чистовое полирование и чистовое точение 93 90 88
Грубое шлифование или грубое то- чение 90 80 70
С повышением прочности стали резко усиливается влияние вы-
соты микронеровностей на ее усталостную прочность. Нередко это
влияние может быть сильнее положительного влияния на усталост-
ную прочность возрастающей прочности стали.
Срок службы деталей, работающих в условиях ударной на-
грузки, столь же сильно зависит от величины микронеровностей
поверхности, как и срок службы деталей, подвергающихся
314 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
знакопеременной нагрузке. Например, уменьшение высоты микро-
неровностей от 8 до 5,7 мк у стальной детали, подвергавшейся
воздействию ударной нагрузки, повысило срок ее службы
на 60%.
Усталостная прочность закаленных деталей машин при контакт-
ном приложении нагрузки зависит от чистоты поверхности в такой
же степени, как и при ударной нагрузке. В этих случаях микро-
неровности на рабочих поверхностях обусловливают значительные
контактные напряжения, снижающие срок службы деталей.
Влияние упрочнения поверхностного слоя. Упрочнение металла
способствует повышению усталостной прочности деталей машин.
Кроме того, создание в поверхностном слое детали упрочненной
(наклепанной) корки препятствует росту существующих и возник-
новению новых усталостных трещин. Опыты показали, что цикли-
ческая нагрузка детали, имеющей упрочненную корку, напряже-
ниями, превышающими предел усталости, приводит к образованию
усталостных трещин не на поверхности детали, а в глубине поверх-
ностного слоя, ниже упрочненной корки. Зарождение и развитие
усталостных трещин под упрочненным слоем происходят при более
высоких напряжениях и большем числе циклов нагружения, чем
при отсутствии наклепа.
Влияние остаточных напряжений. Исследования И. В. Кудряв-
цева позволяют сделать следующие выводы.
1. Остаточные напряжения, возникающие в деталях машин,
влияют на их усталостную прочность только тогда, когда металл,
из которого изготовлены детали, имеет разную прочность при рас-
тяжении и сжатии;
2. Остаточные напряжения растяжения в меньшей степени сни-
жают усталостную прочность, чем такие же по величине сжимающие
напряжения повышают ее.
По данным С. В. Серенсена для сталей повышенной твердости
повышение предела усталости от сжатия достигает 50%, а сниже-
ние от растяжения — 30%.
3. Остаточные напряжения больше влияют на изменение пре-
дела выносливости при изгибе, растяжении и сжатии и меньше на
предел выносливости при кручении;
4. Степень влияния остаточных напряжений на предел вынос-
ливости зависит не только от величины и знака остаточных напря-
жений, но и от их характера. Наибольшее влияние на предел вы-
носливости оказывают объемные остаточные напряжения и наи-
меньшее влияние — линейные остаточные напряжения.
Опытами установлено, что положительное влияние сжимающих
поверхностных напряжений особенно сильно проявляется при на-
личии на поверхности детали вырезов, грубых обработочных рисок
и других концентраторов напряжений. С возникновением в поверх-
ностном слое остаточных растягивающих напряжений усталостная
прочность деталей заметно снижается.
Качество поверхности при механической обработке закаленных сталей 315
Повышенные требования к качеству поверхности ответственных
деталей машин вызвали появление специальных методов упрочняю-
щей технологии: обкатывание роликами и шариками, дробеструй-
ный наклеп, различные покрытия и др.
Однако цели, преследуемые упрочняющей технологией, могут
быть достигнуты путем использования возможностей, заложенных
в процессе механической обработки твердосплавным инструментом
(и минералокерамикой) закаленных сталей.
Опытные данные, приведенные в п. 17 гл. III, позволяют утвер-
ждать, что при механической обработке закаленных легированных
конструкционных сталей достигается получение микрогеометрии об-
работанной поверхности и физико-механических свойств поверхност-
ного слоя, обеспечивающих высокие эксплуатационные свойства
деталей машин как в отношении их износостойкости, так и уста-
лостной прочности.
Высокая твердость, приобретаемая сталью при закалке, повы-
шается в поверхностном слое детали благодаря наклепу, создаю-
щемуся в процессе механической обработки стали. Как показали
опыты Е. А. Белоусовой (стр. 163), легированные закаленные
стали твердостью HnQ — 50—65 при точении значительно упроч-
няются,— степень наклепа металла в поверхностном слое состав-
ляет 1,4—1,1.
Очевидно, что в условиях контактного приложения нагрузки
срок службы деталей, металл которых обладает такой высокой из-
носостойкостью, будет достаточно большим. Здесь, по-видимому,
нет надобности в применении специальных упрочняющих операций.
Обработка закаленных сталей твердосплавным инструментом,
осуществляемая с малыми подачами, обеспечивает получение об-
работанной поверхности, которая по чистоте не уступает шлифо-
ванной поверхности. С повышением твердости закаленной стали
облегчаются условия получения высокой чистоты поверхности.
В совокупности с высокой твердостью закаленных сталей, повы-
шающейся в поверхностном слое в процессе механической обра-
ботки, а также образованием в этом слое остаточных напряжений
сжатия, это обусловливает высокие показатели усталостной проч-
ности деталей, изготовленных из закаленных сталей. Это относится
и к деталям машин, работающим при контактном приложении на-
грузки.
Сопоставим обработку твердосплавным инструментом и шлифо-
вание закаленных сталей в отношении качества поверхностного слоя
металла. Исследовательские работы [30, 47, 71] показывают, что
при обработке твердосплавным инструментом достигаются значи-
тельно лучшие результаты.
В упрочненном слое, образующемся после точения закаленных
сталей, не происходит структурных превращений [30]. Твердость
этого слоя плавно убывает от наибольшей на обработанной по-
верхности до исходной, приобретенной металлом при вакалке.
316 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
Упрочненный слой равномерно распространяется по всей обрабо-
танной поверхности и повторяет ее профиль.
При шлифовании закаленных сталей [47, 71], в связи с возник-
новением мгновенной высокой температуры, в поверхностном слое
металла происходят структурные изменения. В результате после
шлифования нередко наблюдается неоднородность твердости обра-
батываемой детали по ее сечению: над верхним закаленным слоем
располагается слой сильно отпущенного металла, который по мере
углубления постепенно переходит через все стадии отпуска в исход-
ную структуру закалки.
Напряженное состояние поверхностного слоя после шлифования,
вызываемое структурными превращениями в металле, приводит в
отдельных случаях к появлению шлифовочных трещин.
Появление трещин при шлифовании часто наблюдается и тогда,
когда высокие режимы шлифования обусловливают значительное
выделение тепла, а в связи с этим и местное изменение микрострук-
туры металла, известное под названием шлифовальных ожогов.
Участки ожогов имеют структуру, отличную от структуры основной
массы металла, и пониженную твердость (Н = 45 _д_ 55 вместо
нормальной Hrc =61 4-64); глубина ожогов достигает нескольких
миллиметров.
Последними исследованиями [47] установлено, что при скорост-
ном шлифовании (скорость вращения абразивного круга v =
= 50 м/сек вместо vlCp 25 м/сек, применяемой при обычном шли-
фовании) закаленных сталей с повышенными скоростями вращения
•и продольной подачи обрабатываемой детали качество поверхност-
ного слоя металла повышается по сравнению с обычным шлифова-
нием: размеры структурно измененной зоны поверхностного слоя
уменьшаются. Тем не менее, и в этом случае обработка твердосплав-
ным инструментом имеет существенные преимущества.
Проведенные до настоящего времени исследования в области
качества поверхности при механической обработке закаленных ста-
лей нельзя признать достаточным для составления практических
рекомендаций. Однако эти работы позволяют сделать вывод о кон-
курентоспособности обработки закаленных сталей твердосплавным
инструментом (и минералокерамикой) со шлифованием в отноше-
нии качества поверхности.
43. ХАРАКТЕР СТРУЖКИ И НАРОСТ НА РЕЗЦЕ ПРИ ТОЧЕНИИ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Характер стружки. В исследованиях автора при точении зака-
ленных сталей, твердость ^которых изменялась в пределах Нвс =
= 41 4-65, при всех режимах резания, изменявшихся в широком
диапазоне (/ = 0,14-2,4 'мм, 5 = 0,54-0,61 мм/об и у = 6^
4-81,5 м/мин), получалась сливная стружка. Такая стружка полу-
Характер стружки и нарост на резце
317
чалась при высоких (у = 81,5 м/мин) и при низких скоростях реза-
ния (у = 6 м/мин). Исследуя тонкое точение легированных сталей,
закаленных на твердость Нцс = 50 ~ 69, Логак также получал слив-
ную ' стружку. Стружка такого же типа получалась в опытах
К. Ф. Романова при развертывании закаленных сталей.
Из теории стружкообразования для обычных (незакаленныч)
сталей известно, что при обработке пластичных металлов образо-
ванию сливной стружки способствуют высокая скорость резания,
большой положительный передний угол на режущем инструменте
и малая толщина среза.
Значительная часть опытов по закаленным сталям высокой твер-
дости производилась инструментом с отрицательным передним углом
и низкими скоростями резания. С точки зрения указанной теории
условия этих опытов мало благоприятствовали получению сливной
стружки.
Исследованные стали характеризуются высоким пределом проч-
ности при разрыве и низким относительным удлинением. Принимая
деление металлов и сплавов на хрупкие (способные разрушаться
без заметной пластической деформации) и пластичные (металлы и
сплавы, которые могут выдержать значительные пластические де-
формации без разрушения), следует отнести исследованные стали
в незакаленном состоянии к пластичным металлам. В закаленном
состоянии они занимают промежуточное положение между пла-
стичными и хрупкими металлами, причем закаленные стали высо-
кой твердости (например, сталь С) являются типичными хрупкими
материалами.
Таким образом, условия проведенных исследований закаленных
сталей теоретически обусловливали получение скорее стружки ска-
лывания, чем сливной. В действительности же, в подавляющем
числе опытов образовалась сливная стружка.
Получение при обработке закаленных сталей высокой твердости
сливной стружки подтверждает соображения Я. Б. Фридмана и
Б. Я. Грозина (гл. I) о пластичности хрупких материалов, обнару-
живаемой при определенных напряженных состояниях.
В процессе резания снимаемый слой металла находится в на-
пряженном состоянии такого характера, когда проявляются свой-
ства пластичности у хрупких материалов, к каким относятся зака-
ленные стали высокой твердости.
Нарост на резце. При обработке пластичных металлов в про-
цессе резания на резце образуется нарост. Исследователь Я. Г. Уса-
чев, первым давший объяснение этому, явлению, высказал предпо-
ложение, что нарост способствует облегчению процесса резания, как
бы создавая у резца наиболее благоприятный для обработки данного
материала передний угол у. Существует и другая точка зрения, что
нарост затрудняет стружкообразование и приводит к образованию
на обработанной поверхности негладких мест и рванин.
318 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
В опытах автора при всех исследованных режимах резания и
твердостях обрабатываемого материала нарост на резце отсутство-
вал и при этом поверхность отличалась высоким качеством.
Отсутствие нароста на резце при обработке закаленных сталей
увязывается с тем, что они занимают промежуточное положение
между пластичными и хрупкими металлами. Как известно, при ре-
зании хрупких металлов нарост отсутствует.
Достигаемая при обработке закаленных сталей высокая чистота
поверхности объясняется образованием сливной стружки и проте-
канием процесса резания без нароста на резце.
44. О ПЕРЕДНЕМ И ЗАДНЕМ УГЛАХ РЕЗЦА ПРИ ТОЧЕНИИ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Металлокерамические твердые сплавы как материал для режу-
щего инструмента стали применять около 25 лет тому назад. Зна-
чительное превосходство твердых сплавов над быстрорежущей
сталью в отношении твердости, износостойкости и, особенно, тепло-
стойкости, создавало благоприятную почву для их широкого внед-
рения в машиностроительное производство. Тем не менее, в тече-
ние ряда лет твердые сплавы имели весьма ограниченное примене-
ние — большее при обработке чугуна и весьма незначительное при
обработке сталей. Объяснялось это повышенной хрупкостью твер-
дых сплавов, приводившей в процессе резания к выкрашиванию
режущей кромки инструмента. В большей степени это относилось
к титановольфрамовым сплавам при обработке сталей.
В прошлом в теории и практике обработки металлов резанием
считались незыблемыми положения, что резец должен иметь поло-
жительный передний угол, а задний угол должен быть небольшим,
причем его следует занижать с повышением твердости обрабатывае-
мого материала. Для обработки твердых сталей рекомендовалось
придавать резцам задний угол не больше 6°.
Эти положения, в общем справедливые для быстрорежущего
инструмента, были механически распространены на твердосплавный
инструмент. В результате, как указывалось, выкрашивание режу-
щей кромки титановольфрамовых резцов стало массовым явлением
при обработке сталей. В известной мере тогда было подорвано
доверие производственников к твердым сплавам, затормозилось
их широкое внедрение в производство.
С середины 30-х годов развитие непрерывно нараставшими тем-
пами отечественного машиностроения выдвинуло новые техниче-
ские задачи. Решение многих из них обусловило резкое повышение
требований к режущему инструменту. В частности, приобрела акту-
альность проблема обработки резанием специальных сталей, зака-
ленных на высокую твердость. В то время считалось, что закален-
ную сталь можно обработать только шлифованием. Разумеется,
исключалась возможность осуществления этого процесса с помощью
О переднем и заднем углах резца
319
быстрорежущего инструмента. Дело в том, что в ряде случаев об-
рабатываемый материал (закаленная сталь) имел более высокую
твердость, чем режущий инструмент. Речь могла итти только о ме-
таллокерамических твердых сплавах.
Первые опыты по обработке закаленных сталей производились
твердосплавными резцами, имевшими положительный передний
угол. Они заканчивались неудачей: режущая кромка резцов выкра-
шивалась почти в самом начале резания. Это обстоятельство на-
толкнуло исследователей на мысль об упрочении режущей кромки
резца путем заточки его передней грани под углом, противополож-
ным общепринятому. По установившейся впоследствии терминоло-
гии резцы стали затачивать с отрицательным передним углом.
Резцы с такой геометрией показали хорошие результаты. Была
практически доказана возможность обработки резанием закален-
ных сталей любой твердости.
Не менее интересным и важным было то, что применявшиеся
в опытах скорости резания оказались значительно выше тех, какие
в то время применялись при обработке твердосплавными резцами
обычных сталей невысокой твердости. Это служило доказательством
тому, что при обработке незакаленных сталей твердосплавными рез-
цами с отрицательным передним углом скорости резания могут быть
значительно повышены по сравнению с общепринятыми.
Так были сделаны первые шаги в скоростном резании метал-
лов — одном из серьезных достижений современной машинострои-
тельной техники.
Идея отрицательного переднего угла для резцов, оснащенных
твердыми сплавами, возникла при исследовании обработки зака-
ленных сталей неслучайно. При обработке этих сталей физические
явления происходят рельефно, а закономерности процесса резания
выражены более четко, чем при резании сталей с обычными меха-
ническими свойствами (незакаленных сталей).
Результаты указанных опытов с закаленными сталями опубли-
кованы в отечественной литературе еще в 1938—1940 гг. (28, 72, 73].
В послевоенный период появились весьма ценные работы в области
обработки закаленных сталей П. П. Грудова [29], В. А. Кривоухова
[32], А. Я. Малкина [23], Н. С. Логака [21], Н. Н. Зорева [22, 74]
и др.
Необходимо отметить, что в течение ряда лет после опубликова-
ния указанных исследовательских работ проблема отрицательного
переднего угла для твердосплавного инструмента не привлекала
внимания научных работников. Наряду с этим отрицательный пе-
редний угол находил в промышленности практическое применение
при обработке закаленных сталей.
Усиленный интерес к этому вопросу появился в связи с широ-
ким развитием скоростных методов обработки. Имеется большое
количество научных работ, посвященных исследованию влияния от-
рицательного переднего угла на процесс резания. В некоторых
320 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
работах отрицательный передний угол рассматривается как необ-
ходимая предпосылка для успешного протекания процесса реза-
ния, без связи с хрупкостью современных твердых сплавов.
Необходимо отметить ошибочность такой точки зрения. Резцы
с отрицательным передним углом имеют существенные недостатки.
Их эксплуатация связана с повышенной нагрузкой на станок. Ра-
стут все силы резания, а особенно резко радиальная сила не-
посредственно влияющая на точность обработки. В гл. III показано,
что отрицательный передний угол в общем имеет небольшое пре-
имущество перед положительным углом в отношении допускаемой
скорости резания, но зато он обеспечивает режущей кромке необхо-
димую прочность. Без этого использование резцов, оснащенных
твердыми сплавами титановольфрамовой группы, при обработке за-
каленных сталей было бы практически невозможно из-за выкраши-
вания пластинок твердых сплавов.
Отрицательный передний угол у резцов следует рассматривать
как компенсатор еще недостаточно высокого качества современных
твердых сплавов. С устранением их хрупкости отпадет необходи-
мость придавать резцам отрицательный передний угол при обра-
ботке не только незакаленных, но и закаленных сталей. В гл. II
указано, что уже ведутся экспериментальные работы по созданию
новых твердых сплавО(В, которые по прочности при изгибе занимали
бы промежуточное положение между существующими марками
твердых сплавов и быстрорежущей сталью.
Обратимся к вопросу о заднем угле. Как указывалось, еще не-
давно принято было, что задний угол резца для обработки твердых
сталей должен быть не больше 6°. Испытания, проведенные автором
при точении закаленных сталей, привели к противоположному вы-
воду. Оказалось, что с увеличением заднего угла стойкость резца
значительно повышается. Обработка стали, закаленной на твердость
Hrc = 65, была успешно осуществлена резцами, имевшими задний
угол а = 25°. Известно, что увеличенные задние углы получают те-
перь широкое применение при чистовой обработке закаленных и
незакаленных сталей.
45. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СИЛ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
Экспериментальные исследования показали, что для процесса
точения закаленных сталей характерны иные соотношения сил ре-
зания Рх, Ру и Р2 в сравнении с обработкой незакаленных сталей.
Эта особенность обработки закаленных сталей получила теорети-
ческое объяснение в работах Н. Н. Зорева [74]. Соображения
Н. Н. Зорева по силам резания при обработке закаленных сталей
изложены далее.
На фиг. 205 показана схема сил, действующих на рабочие грани
режущего элемента в условиях прямоугольного свободного резания
1 еоретическое исследование сил резания
321
(г>0°). На передней грани ОВ действуют силы нормальная N и
касательная F, которые в сумме дают равнодействующую силу R.
На задней грани ОА действуют силы нормальная N' и касательная
F', в сумме дающие равнодействующую силу R'. Силы R и R' в со-
вокупности дают силу резания Р. Величину и направление этой силы
при свободном резании принято характеризовать ее проекциями Р9
Фиг. 205. Схема сил, действующих на передней и
задней гранях резца.
и Ру на оси z и у. Так как проекции силы Р на оси z и у равны сум-
мам проекций сил R и R' на те же оси, то
рг = р'' + р'*.
Ру = Р"у + Ру>
где P"z и Р”у — проекции силы R на оси z и у или вертикальная
и горизонтальная проекции силы, действующей
на передней грани;
Р'г и Р'у — проекции силы R' на оси z и у или вертикальная
и горизонтальная проекции силы, действующей
на задней грани, причем P'Z = F' и Ру =N'.
Действующие на задней грани силы связаны между собой зави-
симостью
где F' — касательная сила;
N' — нормальная сила;
ц' — коэффициент трения.
21 Зак. 2832.
322 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
В процессе резания задняя грань режущего элемента находится
в контакте с обрабатываемым материалом, если этому не препят-
ствует нарост или застойная зона. При этом задняя грань воспри-
нимает контактные удельные нагрузки нормальную q'N и касатель-
ную qfF , которые определяются отношениями нормальной 2V' и ка-
сательной F' сил к площади фаски износа Нормальные удельные
нагрузки возникают в результате упругой реакции слоев обрабаты-
ваемого материала, лежащих под поверхностью среза. Касательные
удельные нагрузки являются следствием трения между обрабатывае-
мым материалом и задней гранью режущего элемента. Суммы нор-
мальных и касательных удельных нагрузок представляют соответ-
ственно нормальную и касательную силы на задней грани.
Если на передней грани отсутствует или слабо развита застой-
ная зона, то силы на задней грани зависят главным образом от пре-
дела текучести поверхностного слоя обрабатываемого материала,
длины и ширины контакта задней грани и коэффициента трения на
ней. Силы на задней грани возрастают с увеличением предела те-
кучести и размеров контакта задней грани и уменьшаются с увели-
чением коэффициента трения.
Сильно развитая застойная зона и тем более нарост на перед-
ней грани режущего элемента существенно изменяют условия кон-
такта задней грани с обрабатываемым материалом. При этом силы
на задней грани становятся зависимыми от действия факторов, опре-
деляющих развитие застойных явлений на передней грани: ско-
рости резания, толщины среза и др.
Действие нароста на условия контакта задней грани подобно
действию застойной зоны, но проявляется более резко. Нарост мо-
жет настолько выступать за режущую кромку, что образующаяся
поверхность резания не будет касаться задней грани и последняя
будет полностью освобождена от контактных нагрузок.
В противоположность силам на передней грани силы на задней
грани не принимают участия в процессе стружкообразования. При-
рода сил, действующих на передней и задней гранях, различна, и
поэтому большинство факторов различно влияет на величину этих
сил. Например, передний угол и толщина среза сильно влияют на
силы, действующие на передней грани, но слабо влияют на силы,
действующие на задней грани. Ширина контакта задней грани слабо
влияет на силы, действующие на передней грани, но сильно влияет
на силы, действующие на задней грани.
Поскольку силы, действующие на задней и передней гранях ре-
жущего элемента, зависят от различных факторов или от одних и
тех же факторов, но в различной степени, соотношение этих сил мо-
жет изменяться в весьма широких пределах. При обработке мягких
•материалов с большими толщинами среза инструментом, имеющим,
малый износ по задней грани, силы на этой грани ничтожно малы
йо сравнению с силами на передней грани. Наоборот, при обработке
Теоретическое исследование сил резания
323
материалов высокой твердости с малыми толщинами среза инстру-
ментом^ имеющим значительный износ по задней грани, силы на
этой грани могут превышать силы на передней грани.
Сила резания является суммой сил, действующих на передней
и задней гранях. В зависимости от соотношения сил, действующих
на рабочих гранях инструмента, закономерности изменения силы
резания могут быть различными. В большинстве случаев силы на
передней грани имеют значительно большую величину, чем силы
на задней грани, и изменение силы резания определяется измене-
нием сил на передней грани, а следовательно, и изменением усадки
стружки. В некоторых же случаях, когда силы на задней грани пре-
вышают силы на передней грани, изменение силы резания может
не согласовываться с изменением сил на передней грани, а следо-
вательно, и с изменением усадки стружки.
При обработке закаленных сталей инструментом, имеющим зна-
чительный износ по задней грани, силы на этой грани являются
важным фактором процесса резания. В противоположность обра-
ботке незакаленных сталей, здесь действие сил на задней грани ин-
струмента определяет общий характер закономерностей изменения
сил резания, а процесс стружкообразования и силы &а передней
грани инструмента играют второстепенную роль.
Одним из способов экспериментального определения сил, дей-
ствующих на задней грани, является сравнение сил резания при
различных износах инструмента. Силы на задней грани связаны с
силами резания, измеряемыми с помощью динамометра, следую-
щими зависимостями.
х х ДА ’
р' _ ДР h •
Р' = дРг2Г,
3 ДА
где Р'х, Р'у, Р'г — силы на задней грани:
&Ру, — приращения сил резания при различной ширине
фаски износа на задней грани;
Л и Д/г — ширина фаски износа и ее приращение.
Поскольку при постоянной глубине резания площадь фаски из-
носа на задней грани резца пропорциональна ее ширине, приведен-
ные уравнения можно представить в следующем виде:
(23)
Ру = *Ру& (24)
Р’ = Ьр^> (25)
где /и Д/— площадь и приращение площади фаски износа.
21*
324 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
Опыты, проведенные Н. Н, Зоревым, показали, что при обра-
ботке закаленных сталей на задней грани резца возникают большие
силы: для сталей высокой твердости они значительно превышают
силы, действующие на передней грани.
Фиг. 206, 207 и 208 характеризуют влияние площади фаски из-
носа на силы резания при обработке закаленных сталей 40ХНМ2,
40ХНМЗ и 9ХСЗ, имеющих соответственно твердость Hrg == 35, 46 и
Фиг. 207. Влияние площади фаски
износа на задней грани на силы ре-
зания при точении закаленной стали
40ХНМЗ твердостью Hr0 = 46 с / =
» 2 мм, s = 0,156 мм!об и различ-
ными скоростями резания.
Геом е 1 ри я резца ВКб. а — 12°;
Т = —10°; К - 0°; - 30°; -= 10°;
г = 0,5 мм.
Фиг. 206. Влияние площади фаски
износа на задней грани на силы
резания при точении закаленной
стали 40ХНМ2 твердостью Hrg~36.
Режим резания: t = 2 мм\ s =
— 0,156 мм/об‘, v = 75 м/мин.
Геометрия резца ВКб: а — 12°’
7 = —10°; А. = 0°; ср = 30°; s>t - 10°;
г == 0,5 мм.
65. В табл. 89 приведены данные, показывающие соотношения сил,
действующих на задней и передней гранях при площади фаски из-
носа f = 1,8 мм2.
Величины сил Рх, Ру, Pz определены из графиков (фиг. 206—
208), а значения сил на задней грани PXi Р'у, P'z— по формулам
(23) — (25). Значения сил на передней грани Рх, Ру и Р"г пред-
ставляют разности между величинами сил резания и соответствую-
щих сил на задней грани:
р”— р р'.
* X *Х ' XI
Ру = Р«~Ру-,
р'^рг_р'2.
Теоретическое исследование сил резания
325
Для примера приведем подсчет сил Ру и Ру для стали 9ХСЗ.
Воспользуемся формулой (24).
Из фиг. 208 находим: для f— 1,8 мм"‘ сила Ру =850 кг, а для
f — 1,0 мм2 Ру — 515 кг.
bPv - 850 — 515 = 335 кг;
Д/=1,8 —1,0 = 0,8 ло/2;
= -bf = 750«2;
Р'у = Ру _ р'у = 850 — 750 = 100 кг.
Приведенные данные позволяют сделать ряд выводов. Прежде
всего подтверждается положение, что для закаленных сталей ха-
рактерны высокие относительные значения сил радиальной Ру и
осевой Рх, возрастающие с повышением твердости стали. Кроме
того, сила Ру значительно больше тангенциальной силы Рг.
Радиальная Ру и осевая Рх силы, действующие на задней
грани, значительно превышают радиальную Ри и осевую Рх силы,
действующие на передней грани. Это превосходство возрастает с
повышением твердости стали. Для закаленных сталей низкой и
средней твердости (40ХНМ2 и 40ХНМЗ) тангенциальная сила на
задней грани меньше тангенциальной силы на передней грани.
А для стали 9ХСЗ высокой твердости, наоборот, сила на задней
грани Pz в 1,85 раза больше силы Р2, действующей на передней
грани. С повышением твердости закаленной стали радиальная сила
на задней грани Ру возрастает, а радиальная сила Ру, действую-
щая на передней грани, несколько уменьшается.
Характер влияния твердости закаленной стали на. силы, дей-
ствующие на заднюю грань, полнее выявляется при анализе
Таблица 89
Соотношения сил, действующих на задней и передней гранях резца
при точении закаленных сталей
(площадь фаски износа на задней грани / = 1,8 мм2)
Наимено- вание Твердость стали Рх РУ рг рх Ру р'х РУ Р'г р"х р,у Р"х Р'х ру Рг
стали НрС pz рг г>”
в кг в кг РX ру Pz
40ХНМ2 35 140 270 175 0,80 1,54 90 155 75 50 115 100 1,80 1,35 0,75
40ХНМЗ 46 215 460 210 1,02 2,19 160 340 90 55 120 120 2,90 2,80 0,75
9ХСЗ 65 350 850 285 1,23 2,98 300 750 185 50 100 100 6,00 7,50 1,85
326 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
Таблица 90
Нормальные q'N и касательные q'F удельные нагрузки на задней грани
при обработке закаленных сталей
Сталь НЛ(7 в кг!мм* в кг/мм* -7- = ^ in
40ХНМ1 20 59 33 0,56
4ОХНМ2 35 107 38 0,35
40ХНМЗ 46 207 47 0,23
40ХНМ5 58 295 80 0,27
9ХСЗ 65 445 ПО 0,25
Фиг. 208. Влияние площади фаски износа
на задней грани на силы резания при
точении закаленной стали 9ХСЗ твердостью
Hrg= 65
нормальных q'^ и касатель-
ных q F удельных нагрузок
на задней грани. В табл. 90
приведены значения q& nqFi
а также коэффициента тре-
ния р/.
Из табл. 90 видно, что
для закаленных сталей удель-
ные нагрузки на задней
грани резца весьма велики.
Для сравнения укажем, что
для незакаленных углероди-
стых сталей твердостью
Нр=§1 -т-185 удельная нор-
мальная нагрузка q'N изме-
няется в пределах 37—
61 кг!мм2. Обращает на себя
внимание то, что коэффи-
циент трения на задней гра-
ни р/ уменьшается с повы-
шением твердости закален-
ной стали.
Фиг. 209 иллюстрирует
Режим резания: t = \ мм; s —
= 0,156 мм/об; v = 12 м/мин.
влияние твердости закален-
ной стали на величину удель-
Геометрия резца ВК6: а = 12°; ных контактных нагрузок и
7=— 20°; к= 0°; = 30°; = 10°; г=0,5 мм. коэффициента трения на зад-
ней грани. Можно видеть,
что с повышением твердости стали касательная q^ и нормальная q'N
удельные нагрузки^ возрастают, причем последняя более резко.
Теоретическое исследование сил резания
327
На основании опытных данных Н. Н. Зорев считает, что превы-
шение тангенциальной силы Pz радиальной силой Ру при обработке
закаленных сталей следует объяснить действием на задней грани
инструмента больших сил. Нормальная сила на задней грани N',
определяющая величину силы Ру, больше касательной силы F', ко-
торая влияет на величину силы- Pz. С повышением твердости обра-
батываемого материала возрастают обе силы, однако нормальная
сила N' возрастает более резко,
возрастает отношение > а в
В таком же направлении влия-
ет увеличение износа резца по
задней грани.
Перейдем к вопросу о струк-
туре формул для определения
сил резания. При точении за-
каленных сталей влияние тол-
щины среза на силы резания
падает с возрастанием износа
инструмента по задней грани.
Это видно из фиг. 210 и 211,
изображающих зависимости сил
Pz и Ру от подачи s и износа
инструмента h. Опыты произ-
водились резцами ВКб на
стали 40ХНМ5 твердостью
^с=58.
Зависимости сил резания от
подачи s (фиг. 210 и 211) мож-
но выразить формулами обще-
чем касательная F'. В результате
Фиг. 209. Влияние твердости закаленной
стали на удельные нормальную q'N и
касательную qF нагрузки и коэффи-
циент трения на задней грани резца.
Испытания производились при режимах
резания, исключивших возникновение
на передней грани резца нароста и раз-
витой застойной зоны. .
принятого вида:
при ширине площадки износа
резца по задней грани /г = 0
Р=Ср-^, Р„ = СР • s0-6;
z z V у
при h — 0,25 мм
Рг = Cps s°-i5, Pv = СР • $0’16.
Как видно, показатель степени при подаче находится в сильной
зависимости цт износа резца по задней грани h, вследствие чего
с изменением h меняется самый характер зависимостей сил резания
от подачи. Поэтому Н. Н. Зорев считает общепринятый вид формул
(Р = Ср s р) неприемлемым для закаленных сталей и вместо них
328 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
предлагает формулы следующего типа:
Рх = Срх sP* + q'N • f • sin <pcp;
Ур /
P»="Gpy S V+?N-f-C0*'?eP’
Pz = CPz-SV^ + q'Ff,
где cfep — средний главный угол в плане. При относительно малой
длине переходной режущей кромки можно считать угол фл» равным
главному углу в плане ф.
Правые части написанных уравнений состоят из двух членов:
первые члены представляют силы, действующие на передней грани
0,03 0,05 0.08 0,10 0,15 0,30 0.30 ОМ0.500.50
Подача а, мм/об
Фиг. 210. Влияние подачи на танген-
циальную силу Р при точении стали
40ХНМ5 твердостью Z/b^ = 58c/ = 1 мм
и v = 17 м/мин.
Геометрия резца ВК6: а = 12°;
Т = — 10°; X == 0°; <? = 30°; = 10°;
г = 0,5 мм.
7 —износ по задней грани /г=0; 2— износ
/г=0,25 мм.
Фиг. 211. Влияние подачи на ради-
альную силу Ру при точении стали
40ХНМ5 твердостью Я/? ^=58
с t = 1 мм и v = 17 м/мин.
Геометрия резца ВК6: а = 12°;
т=3—10°; Х = 0°; <р = 30°; ^ = 10°;
г = 0,5 мм.
7 —износ по задней грани й==0; 2 — износ
А=0,25 мм.
резца, вторые члены — силы, действующие на задней грани. При
такой структуре формул показатели степени при подаче не зави-
сят от величины износа инструмента.
Остановимся на вопросе удельной силы резания при точении за-
каленных сталей. Н. Н. Зорев предлагает следующее уравнение для
определения удельной силы резания:
Теоретическое исследование сил резания
329
Фиг. 212. Влияние ширины фаски
износа и толщины среза на удель-
ную силу резания при точении
стали 40ХНМ5 твердостью Hrg = 58
с v = 17 м/мин.
Геометрия резца ВКб: а = 12°;
7 = -10°; Х = 0°; ? = 30°; == 10°;
г = 0,5 мм.
Второй член в правой части уравнения (26) характеризует влия-
ние сил, действующих на з'адней грани резца, на удельную силу
резания. Она возрастает с увеличением износа А и с уменьшением
толщины среза а. При обработке закаленных сталей высокой твер-
дости удельная сила резания р достигает больших значений вслед-
ствие больших контактных нагрузок qfF и малых толщин среза а.
Применительно к закаленной ста-
ли 40ХНМ5 твердостью Hrc — 58
формула для определения удель-
ной силы резания принимает сле-
дующий вид:
р= 171 а-°>2+ 80—.
м ' а
По этой формуле построены
графики (фиг. 212), показываю-
щие влияние ширины фаски изно-
са на величину удельной силы ре-
зания для трех толщин среза а =
— 0,02; 0,10 и 0,50 мм. Удельная
сила р изменяется в весьма
широких пределах—от 210 кг{мм2
при малом износе резца (h —
— 0,1 мм) и большой толщине
среза (а — 0,5 мм) до 2370 кг/мм2
при большом износе (й = 0,5 мм)
и малой толщине среза (а =
= 0,02 мм).
Удельная сила резания числен-
но равна удельной работе реза-
ния, поэтому формула (26) мо-
жет рассматриваться как форму-
ла удельной работы резания. Пер-
вый член в правой части уравне-
ния представляет удельную работу сил, действующих на передней
грани резца, т. е. удельную работу стружкообразования. Второй
член представляет удельную работу сил на задней грани, т. е. удель-
ную работу трения на задней грани. При большом износе резца
главную часть работы резания составляет удельная работа трения
на задней грани.
Например, для закаленной стали 40ХНМ5 твердостью Hrg =
— 58, при а = 0,1 мм и h = 0,8 мм удельная работа резания равна
912 кг/мм2, а удельная работа стружкообразования — 272 кг/мм2,
т. е. 30% от первой. Остальные 70% падают на удельную работу
трения на задней грани.
330 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
46. ТЕРМО-СКОРОСТНАЯ ГИПОТЕЗА ОБРАБОТКИ
ЗАКАЛЕННЫХ СТАЛЕЙ
В послевоенный период гипотеза скоростной обработки, выдви-
нутая Н. И. Щелконоговым [28], которую мы называем «термо-ско-
ростной гипотезой» обработки закаленных сталей, получила широ-
кое признание. Ею пользовались для физического обоснования
скоростного резания сталей вообще, а. не только закаленных. В не-
которых более поздних научных работах эта гипотеза отвергается.
Однако она продолжает находить признание в работах, посвящен-
ных закаленным сталям.
Сущность гипотезы
На фиг. 213 приведены кривые, характеризующие влияние тем-
пературы нагрева на прочность при растяжении сталей различной
прочности. Верхняя кривая относится к стали с <звр = 160 4-
4- 180 кг/мм2. Как видно, при нагреве до t= 100° с повышением
темцературы предел прочности об7>
уменьшается; при дальнейшем на-
греве авр увеличивается, достигая
своего максимального значения
при t — 300°. Дальнейшее повыше-
ние температуры приводит к рез-
кому падению авр ; при t = 800°
он равен приблизительно 20 кг/мм2.
Фиг. 213, кроме того, показы-
вает, что влияние температуры на-
грева на изменение предела проч-
ности о вл проявляется тем сильнее,
чем выше прочность стали на
растяжение при комнатной темпера-
туре.
Сторонники рассматриваемой ги-
потезы считают, что для обработки
закаленных сталей в зоне начала
пластических деформаций срезаемо-
го слоя металла необходимо создать
Фиг. 213. Влияние температуры
нагрева на прочность сталей при
растяжении.
температуру, которая может обеспечить такое же изменение меха-
нических свойств обрабатываемого материала, какое достигается
при искусственном нагреве стали до температуры 700—800°. В ре-
зультате инструмент в действительности будет срезать не закален-
ную сталь высокой твердости и прочности, обладающую низкой
обрабатываемостью, а пластичную сталь низкой твердости и высо-
кой обрабатываемости.
Свою гипотезу Н. И. Щелконогов предложил на основании про-
веденного им исследования процесса точения закаленных сталей:
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей
331
конструкционных (углеродистой 40 и легированной ХН) твердостью
Hrg = 49—52 и инструментальных (У7, У10 и Р18) твердостью
Hrc = 56-4- 64. Опыты производились резцами, оснащенными твер-
дыми сплавами ВК8, ВК6, Т21К8 и сергонитом Ч
Наибольший интерес представляют следующие выводы
Н. И. Щелконогова:
1) обработка резанием закаленных сталей является отступле-
нием от основного закона резания: с увеличением скорости резания
до определенного предела стойкость резца не понижается, а наобо-
рот, возрастает;
2) при обработке закаленных сталей скорость резания не по-
нижается с повышением твердости обрабатываемого материала;
3) обработка закаленных сталей осуществима только с высо-
кими скоростями резания. При чистовом точении закаленных сталей
должны применяться скорости резания не ниже 150 м/мин.
Результаты экспериментальной проверки гипотезы
Большое количество опытов, проведенных автором для установ-
ления зависимости Т — v, опровергло термо-скоростную гипотезу.
Установлено, что малое приращение скорости резания вызывает
резкое падение стойкости резца.
Предпринятые многочисленные попытки вести резание со ско-
ростями v — 100—150 м/мин при малых значениях глубины реза-
ния t и подачи s (точение закаленных, сталей высокой твердости)
не увенчались успехом — резцы мгновенно затуплялись и выкраши-
вались. Тем не менее, были дополнительно проведены опыты со
сталями А и С твердостью Hrc =41 и 65 для установления ха-
рактера влияния скорости резания на стойкость резца, а также
возможности обработки закаленных сталей со «сверхвысокими» ско-
ростями резания. В табл. 91 приведены данные по стали А твердо-
стью Hrc = 41. Опыты производились доведенными резцами Т21К8
и ВК8, имевшими следующую геометрию: а = 6°; у = —5°; X = 0°;
Ф = 45°; ф1 = 15°; г = 1,15 мм. Резцы работали до нормального за-
тупления.
Из опытных данных следует, что при точении закаленных сталей
действует известная закономерность: с увеличением скорости реза-
ния понижается стойкость резца.
Табл. 92 содержит результаты опытов со сталью С твердостью
Hrc=&) (/ = 0,5 мм, 5 = 0,14 мм/об). Обработка производилась
доведенными резцами ВКЗ, Т15К6 и Т21К8, имевшими геометрию:
а = 15°; у = —5°; X = 0°; ф = 45°; ф1 = 15°; г = 1,3 мм.
1 Ранее выпускавшийся титановольфрамовый твердый сплав химического
состава. 74% WC, 18% TiC, 8% Со.
332 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
Таблица 91
Влияние скорости резания на стойкость резца
Точение стали А твердостью Hrg — 41
Марка твердого сплава резца Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об Скорость ре- зания V в м/мин Стойкость резца Т в мин
ВК8 1,0 0,31 150 1,3
1,0 0,31 100 5,5
1,15 0,31 50 53
1,30 0,31 30 126
T21K8 0,30 0,225 171 0,3
0,30 0,225 130 0,2
0,30 0,225 108 72
Таблица 92
Влияние скорости резания на стойкость резца
Точение стали С твердостью Hrg = 65
Марка твердого сплава резца Скорость реза- ния V в м/мин Стойкость резца Т Характеристика опытов
ВКЗ 100 75 Стойкость резцов состав- ляла несколь- ко секунд Мгновенное затупление резцов и выкрашивание пластинки твердого сплава. Сходящая стружка имела ярко-красный цвет
Т21К8 100 75
Т15К6 100 75
У резцов был увеличенный задний угол, что должно было поло-
жительно сказаться на их работе. Учитывая твердость обрабаты-
ваемого материала (Hrg = 65), скорости резания v — 754-100 м/мин
должны быть признаны весьма высокими. Отметим, что в рекомен-
дуемых режимах резания (приложение /) для стали твердостью
Hrg = 65, твердого сплава Т15К6, t = 0,5и $ = 0,14 мм/об ско-
рость резания Убо = 8 м/мин.
Испытанные марки твердых сплавов отличаются высокими ре-
жущими свойствами.
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей . 333
Как видно, стойкость резцов выражалась секундами. В самом
начале резания происходили мгновенное затупление и выкрашива-
ние резцов. Очевидно, резание стали твердостью Hrg = 65 с весьма
высокими скоростями резания неосуществимо.
Анализ гипотезы
Разберем термо-скоростную гипотезу применительно к незака-
ленным и закаленным сталям.
Скоростная обработка незакале|нных сталей. Сделаем краткий
обзор работ по скоростному резанию незакаленных сталей, в кото-
рых освещен вопрос о влиянии температуры в зоне резания на ме-
ханические свойства снимаемого слоя металла.
В. И. Рукавишников [75] исследовал влияние температуры на-
грева на обрабатываемость стали (0,42% С, 0,75% Ni, 0,28% Мп,
0,28% Si, 0,30% Сг), имевшей в «холодном» состоянии сле-
дующие показатели механических свойств: cre^ = 60 кг/мм2,
6 ==18%, Нв =179. Опыты производились резцами, оснащенными
твердыми сплавами ВК8 и Т21К8 при / = 8 мм, s — 0,945 мм!об
и и = 24,5 м/мин. Исследование показало, что при нагреве стали
от нуля до 560° сила Pz уменьшилась от 1150 до 378 кг, т. е«
в три раза.
Согласно данным Б. М. Аскинази и Г. Н. Бабат [75] при нагреве
обрабатываемой стали от нуля до 900° удельная сила резания пони-
жается в 4,2 раза.
Данные М. М. Иоффе [75] показывают превосходство обработки
хромистой стали (Нв = 320) в нагретом состоянии перед обычным
способом обработки в отношении стойкости инструмента и произвол
дительности процесса. Благодаря предварительному нагреву обра-
батываемого материала до температуры 700° стойкость резца воз-
росла в 5 раз, а производительность процесса в 3,5—5 раз.
Анализируя приведенные данные, П. П. Трудов [75] отмечает,
что нельзя проводить аналогию между «холодным» резанием с вы-
сокими скоростями и резанием с предварительным подогревом об-
рабатываемого материала. При наблюдении за процессом резания
неподогретых сталей при высоких скоростях, когда температура
стружки достигает 800° и выше, может создаться впечатление, что
здесь так же, как и при искусственном подогреве обрабатываемого
материала, снимаемый слой металла до деформации, или в про-
цессе деформации, нагреваясь до такой же температуры, теряет
свои механические свойства и это оказывает решающее влияние на
ход процесса резания и его производительность. В действительно-
сти же этого нет, так как в таком случае мы вправе были ожидать
снижения силы резания в 3—5 раз, а многочисленные опыты пока-
зали, что силы снижаются только на 20—40%.
Такое понижение силы резания (на 20—40%), по мнению
П. П. Грудова, происходит не только за счет изменения механических
334 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
свойств обрабатываемого материала в зоне резания, но и за счет
изменения состояния трущихся поверхностей. Можно предполагать,
что второй фактор здесь имеет преобладающее значение.
А. А. Аваков [76] раньше всех высказал мысль, что нельзя ото-
ждествлять обработку резанием искусственно нагретых сталей с
резанием тех же сталей в «холодном» состоянии, руководствуясь
лишь тем, что обрабатываемый металл получает искусственный на-
грев до той же температуры, какая создается в зоне резания при
«холодном» способе обработки с высокими скоростями.
При обработке искусственно нагретой стали резцу действительно
приходится резать размягченный металл с пониженной в несколько
раз удельной силой резания. При обработке же «холодного»
металла с высокими скоростями резания нагрев его локализован в
весьма малых (по толщине) участках, непосредственно соприкасаю-
щихся с рабочими гранями инструмента. Между двумя твердыми
телами — резцом и неразмягченной частью стружки — образуется
тонкая прослойка обрабатываемого металла, имеющая высокую
температуру благодаря выделяющемуся в процессе резания теплу.
По расчетам А. А. Авакова, при точении стали с авр = 95 кг!мм2,
глубиной резания 1 = 3 мм, подачей s = 0,5 мм/об и скоростью
резания v = 230 м/мин глубина проникновения тепла в глубь
стружки за 0,0002 сек. составляет 24 мк*
Опыты показывают, что рост толщины высокотемпературного
слоя стружек резко отстает от роста толщины самих стружек и»
практически как для тонких, так и для толстых стружек толщина
высокотемпературного слоя будет приблизительно одинаковой.
Наблюдающийся иногда при скоростном точении сталей сквоз-
ной нагрев стружки до высокой температуры (стружка сходит в
раскаленном виде), по мнению А. А. Авакова, следует объяснить
тем, что вышедшая из соприкосновения с передней гранью резца
стружка уже претерпела трущее воздействие этой грани.
. Ниже приводятся данные исследования Э. И. Фельдштейна [44L
характеризующие условия нагрева контактных слоев обрабатывае-
мого материала при скоростном резании незакаленных сталей. Ме-
ханические свойства и структура испытанных им сталей приведены
в табл. 93.
Опыты, результаты которых приведены на фиг. 214 (/=1,5 мм,
s = 0,2 мм/об, v = 17 4- 150 м/мин для быстрорежущих резцов и
v =150 4- 550 м/мин для резцов, оснащенных твердым сплавом
Т15К6), показывают, что за исключением одного случая последова-
тельность в расположении сталей по величине и6о одинакова как
при обычном, так и при скоростном резании.
Хорошее соответствие между показателями относительной обра-
батываемости, полученными при точении различных сталей быстро-
режущими резцами (т. е. в условиях, когда возможность структур-
ных превращений в обрабатываемом материале исключается — низ-
кие скорости резания и в связи с этим низкая температура в зоне
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей
335
Таблица 93
Структура и механические свойства сталей, исследованных
Э. И. Фельдштейном
Марка и условное обозначение Состояние Структура «в Предел проч- ности при рас- тяжении <звр в кг/мм? Относительное удлинение 6 в о/о Относительное сужение <р в
10 Нормали- зация Феррит и мелке зерна тон- копластинчатого перлита 121 41,8 36,6 68,0
40 Нормали- зация Тонкопластинчатый перлит и феррит в виде грубой сетки; мелкое зерно 179 63,9 25,1 4,0
40Х-П Отжиг Тонкопластинчатый перлит и феррит в виде сетки; мелкое зерно 187 67,5 23,0 —
40Х-Зе Закалка и высокий от- пуск Зернистый (точечный) перлит с очень мелкими зернами це- ментита 192 67,5 23,5 69,2
40ХН Нормали- зация (про- кат) Сорбитообразный и тонко- пластинчатый перлит и фер- рит в виде тонкой, местами прерывистой сетки; крупное зерно 248 85,5 15,3 33,0
ЗОХНЗ Нормали- зация Тонкопластинчатый перлит и феррит в виде зерен; имеет- ся ферритная строчечность 207 — —- —
35ХГС-ПЗе Отжиг Пластинчатый перлит места- ми перешел в зернистый; фер- рит в виде сетки; смешанное зерно 217 76,5 18,6 42,0
35ХГС-П Отжиг Пластинчатый перлит и фер- рит в виде сетки; смешанное зерно 217 77,1 21,8 40,0
35ХГС-Зе Отжиг Зернистый перлит 197 68,5 23,7 53,6
35ХГС-УЛ Улучшение (закалка и отпуск) Сорбит 341 103,0 12,1 43,8
336 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
резания) и при скоростной обработке, свидетельствует о том, что
характер влияния исходных свойств сталей на стойкость резца со-
храняется и при скоростной обработке.
Следовательно, при скоростной обработке незакаленных сталей
срезаемый металл не претерпевает структурных превращений, ко-
торые могли бы устранить различия в обрабатываемости сталей,
обусловливаемые особенностями
Условные обозначения испытанных сталей
их структуры , и свойствами в ис-
ходном состоянии.
Наиболее важный вывод, ко-
торый позволяют сделать данные
табл. 94, состоит в том, что при
скоростном резании сохраняется
характер влияния, которое оказы-
вают различные структуры сталей
на стойкость быстрорежущего ин-
струмента, работающего с отно-
сительно низкими скоростями ре-
зания, обусловливающими обра-
зование в зоне резания низких
температур.
Приведенные данные Э. И.
Фельдштейна относились к опы-
Фиг. 214. Относительная обрабаты-
ваемость различных сталей:
1 — при точении быстрорежущими резцами’
2—при скоростном точении.
там, в которых в качестве крите-
рия затупления твердосплавных
резцов принималась определенная
величина истирания по задней
грани.
Э. И. Фельдштейном был ис-
следован также характер износа резцов по передней грани при ско-
ростном точении стали 35ХГС,. имевшей структуры зернистого
перлита, пластинчатого перлита и феррита.
Таблица 94
Относительные значения скорости резания яб0 для сталей с различной
структурой (в процентах)
Характер обработки Условное обозначение стали
40Х-П 40Х-Зе 35ХГС-П 35ХГС-Зе 35ХГС-ПЗе ЗбХГС-Ул
Точение быстро- режущими рез- цами 100 109,5 100 125 147 50
Скоростное то- чение 100 124 100 121 148 83
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей
337
Опыты показали, что интенсивность износа резцов по передней
грани, так же как и по задней грани, зависит от структуры обра-
батываемого материала в исходном состоянии: при структуре зер-
нистого перлита глубина и ширина лунки значительно меньше.
Рассмотренные экспериментальные данные служат доказатель-
ством тому, что при скоростном резании сталей снимаемый слой
металла, находящийся в непосредственном контакте с передней
гранью резца, также не претерпевает структурных превращений.
Свои выводы Э. И. Фельдштейн обосновывает следующими тео-
ретическими соображениями. При скоростной обработке незакален-
ных сталей температура резания вполне достаточна для протекания
структурных превращений. Данные многочисленных опытов пока-
зывают, что температура резания достигает по меньшей мере 700—
800°, а в действительности температура на поверхностях контакта
режущего инструмента со стружкой и обрабатываемой деталью еще
•выше. Дело в том, что при измерении температуры резания спосо-
бом естественной термопары (наиболее употребительный способ)
получаются несколько заниженные результаты.
Однако для структурных превращений требуется определенное
время. Исследования показывают, что при температуре 800—850°
время, необходимое для того, чтобы только началось превращение
перлита в аустенит, составляет по меньшей мере десятые доли се-
кунды. Между тем, продолжительность нагрева срезаемого металла
при скоростном резании измеряется десятитысячными долями се-
кунды. Например, если длина контакта I = 2 мм, коэффициент
усадки стружки £ = 2,0 и скорость резания v = 300 м/мин, то
время контакта
_ 60/ё
Т— 1000V
60.2.2
1000 • 300
0,0008 сек.
Очевидно, что в этих условиях нагрева в срезаемом слое ме-
талла не могут происходить структурные превращения.
Далее, нагрев контактного слоя металла при скоростной обра-<
ботке происходит с очень большой скоростью. Если принять раз-
ность температур 500° и продолжительность контакта 0,0008 сек.»
скорость нагрева составит
ънагр = ТгаЖ’ = 37 500 000 град/мин.
Известно, что с увеличением скорости нагрева повышается тем-
пературный интервал превращения перлита в аустенит. Исследова-
ние характера поведения стали при скоростном нагреве токами
высокой частоты показало, что при высокой скорости нагрева пре-
вращение перлита в аустенит происходит при температурах, значи-
тельно превышающих критическую точку AOi. Этот перенагрев тем
больше, чем выше скорость нагрева. Например, при нагреве со ско-
ростью около 30 000 град/мин. минимальная температура закалки
22 Зак. 2832.
‘338 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
превышает зону закалочных температур, характерную для медлен-
.ного нагрева, приблизительно на 200°.
Следовательно, в условиях, аналогичных скоростному резанию
металлов, структурные превращения будут происходить при темпе-
ратурах, значительно более высоких по сравнению с обычными
условиями термической обработки сталей.
Данные П. П. Грудова, А. А. Авакова и Э. И. Фельдштейна
опровергают термо-скоростную гипотезу для скоростного резания
незакаленных сталей. Обратимся теперь к закаленным сталям.
Скоростная обработка закаленных сталей. Наибольший инте-
рес представляют данные опытов автора со сталью С твердостью
Яяе = 65 (табл. 46). Режимы резания изменялись в широком диа-
пазоне: глубина резания t от 0,10 до 1,0 мм, подача s от 0,05 до
0,28 мм)об, скорость резания v от 23,4 до 5,4 м/мин. В большинстве
опытов резцы показали приемлемую стойкость: Т = 10 4- 60 мин.
Аналитическая обработка опытных данных дала следующую за-
висимость между скоростью резания и стойкостью резца:
рШ
ПЛИ
г—£1
1 1 *
v™
Следовательно, с повышением скорости резания стойкость резца
закономерно понижается. Это указывает на то, что на хромонике-
лемолибденовой высоколегированной стали, закаленной на весьма
высокую твердость (сталь С), термоскоростная гипотеза не подтвер-
ждается.
Сг
Зависимость Т = ^-по стали С твердостью //дс = 65 получена
v™
для диапазона относительно низких скоростей резания.
Как видно из фиг. 61—64, зависимость Т — v того же характера
получена по стали В твердостью Hrc = 59 для диапазона более вы-
соких скоростей резания v = 17,9 ~ 54 м/мин, а также по стали В
твердостью Hrg — 49 для скоростей резания v = 30 4- 75 м)мин.
На это можно возразить, что в зоне еще более высоких скоро-
стей резания гипотеза может найти подтверждение. Однако это
возражение отвергается опытными данными, приведенными в
табл. 91 и 92. Данные табл. 92 свидетельствуют, что обработка
стали С твердостью Hrp = 65 со скоростями резания v — 75 4-
100 mImuh неосуществима, так как происходит мгновенное затуп-
ление резца.
Из табл. 91 видно, что обработка стали А твердостью Hrc = 41
с высокими скоростями резания (и = 30 4- 171 м!мин) также подчи-
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей
339
няется основному закону теории резания, выражаемому уравнением
С
v =----.
рТП
Термо-скоростная гипотеза не получила подтверждения в рабо-
тах р. П. Грудова [29] и А. В. Алексеева [72], посвященных зака-
ленным сталям.
Приведенные материалы по закаленным сталям позволяют сде-
лать вывод, что здесь так же, как и при скоростной обработке неза-
каленных сталей, в снимаемом слое металла не происходит струк-
турных превращений. Это подтверждается также опытными
данными автора и П. П. Грудова, из которых видно, что твердость
закаленной стали оказывает сильное влияние на ее обрабатывае-
мость. Очевидно, что если бы в процессе резания обрабатываемый
материал претерпевал структурные превращения (терял закалку), то,
например, сталь В независимо от ее твердости характеризовалась
бы одинаковой обрабатываемостью, определяемой допускаемой ско-
ростью резания иб0. На самом же деле, как это видно из табл. 49,
сталь В твердостью Hrc = 59 имеет более низкую обрабатываемость
по сравнению с той же сталью, закаленной на твердость Нн0 — 49.
Наблюдения автора за процессом резания закаленных, сталей
показали, что стружка сходит с резца в раскаленном виде только
при высоких скоростях резания (относительно высоких с учетом
твердости обрабатываемого материала), малых толщинах среза и»
значительном затуплении резца. При больших толщинах среза и
невысокой скорости резания стружка имеет обычный («холодный»)
вид, причем лишь узкая полоска стружки, непосредственно приле-
гающая к передней грани резца, нагревается докрасна и то только
при сильном затуплении резца. Многочисленные опыты со
сталью С, закаленной на твердость Hrq = 65, дали возможность
установить, что стружка не нагревалась докрасна на протяжении
значительного времени работы резца и при этом процесс резания
протекал нормально.
То, что при обработке закаленных сталей в снимаемом слое
металла не происходит структурных превращений, по аналогии со
скоростной обработкой незакаленных сталей, можно обосновать
данными, полученными в исследовании В. Д. Садовского, К. А. Ма-
лышева и Б. Г. Сазонова [77]. Авторы указывают, что распад мар-»
тенсита при нагреве закаленной стали в широком диапазоне скоро-
стей нагрева протекает в температурном интервале порядка 1000°
и более и, следовательно, длится, например, при скорости нагрева
200 град/сек. не менее 0,5 сек. В то же время продолжительность
нагрева т срезаемого слоя металла, если принять ее равной времени
контакта стружки с передней гранью резца, будет составлять при
скорости резания v =100 м/мин (для закаленных сталей высокая
скорость) только 0,0024 сек., а при и = 30 м/мин — 0,008 сек.
О гипотезе А. Я. Малкина. На основании проведенного теорети-
22*
340 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
ческого и экспериментального исследования А. Я. Малкин [23] развил
гипотезу Н. И. Щелконогова и предложил свою гипотезу, согласно
которой основой обработки закаленных сталей является «управле-
ние теплом в процессе резания». Эта гипотеза в последнее время
встречается в работах по резанию закаленных сталей [30, 68].
По мнению А. Я. Малкина, задача производительной обработки
закаленных сталей успешно решается при условии правильного
использования тепла, развивающегося в процессе резания. Это
тепло необходимо для весьма кратковременного понижения меха-
нических свойств обрабатываемого материала в зоне стружкообра-
зования.
По данным А. Я. Малкина (фиг. 215), только за счет тепла, воз-
никающего от трения стружки о переднюю грань резца, темпера-
Фиг. 215. Схематическое изображение темпера-
турного поля в главной секущей плоскости при
резании металлов.
тура на участке АВ достигает ~ 1000°. Согласно закону теплооб-
мена для температурного поля тела, ограниченного с одной сто-
роны, в зоне АВС можно ожидать температуру около 500°; внутрен-
нее трение, происходящее в результате деформации срезаемого
слоя металла, дает прирост температуры в зоне АВС не менее чем
на 150—200°. В результате температура стружки, сходящей с перед-
ней грани резца, должна быть не менее 650—700°.
Так как количество образующегося в процессе резания тепла
зависит в основном от скорости резания и, толщины среза а и пе-
реднего угла у резца (определяющего положение температурного
поля в процессе резания), то регулированием этих факторов можно
обеспечить в зоне стружкообразования необходимую температуру.
Фиг, 216 иллюстрирует изложенные положения гипотезы
Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей
А. Я. Малкина. Кривая 3 выражает зависимость между скоростью
резания v и стойкостью резца Т при точении закаленной стали
0ХН4М {Нвс = 51 4- 53) резцами, оснащенными твердым спла-
вом ВК8 (7г = 0,6 мм). Кривые 1 и 2 характеризуют зависимости
предела прочности о6р стали и предела прочности вей твердого
сплава РЭН6 от температуры'нагрева 0 и 0'. Зависимость про-
дольной усадки стружки g от скорости резания v показана кри-
вой 4.
На оси абсцисс нанесены скорости резания, а на линиях, ей па-
раллельных, — соответствующие этим скоростям значения темпера-
Фиг. 216. Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца
при точении закаленной стали твердостью Hrg~ 51-4-53. Данные А. Я. Малкина.
тур стружки 0 и температур на задних гранях резца. Температура
измерялась с помощью оптического параметра.
Как видно, скорости резания v 10 м/мин, при которой темпе-
L ратура стружки 0 = 300°, соответствуют минимум стойкости
[ резца Т и максимум предела прочности в&р обрабатываемого ма-
? териала. А. Я. Малкин считает, что минимум стойкости резца обу-
словливается повышением при этой температуре предела прочности
<sep обрабатываемого материала.
Следовательно, гипотеза А. Я. Малкина, так же как и гипотеза
Н. И. Щелконогова, построена на представлении о том, что под воз-
342 Физические явления* при механической обработке закаленных сталей
действием образующегося в процессе резания тепла снимаемый
слой, до срезания его резцом, теряет свои механические свой-
ства.
Ошибочность этой гипотезы подтверждается данными П. П. Гру-
дова, Э. И. Фельдштейна, автора и других исследователей. Действи-
тельно, если бы в зоне резания происходило размягчение обрабаты-
ваемого материала, закаленные стали различной твердости обла-
дали бы одинаковой обрабатываемостью, так как при нагреве до
700—800° (по мнению А. Я. Малкина, такая температура имеет
место в зоне начала пластических деформаций) эти стали будут
мало различаться между собой по прочности на растяжение и дру-
гим механическим свойствам.
Кроме того, с увеличением скорости резания продольная усадка
стружки g должна увеличиваться; как видно из фиг. 216 (кри-
вая 4), она, наоборот, убывает.
47. СООТНОШЕНИЕ ТВЕРДОСТЕЙ ОБРАБАТЫВАЕМОГО
МАТЕРИАЛА И РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Обработка резанием закаленных сталей по сравнению с реза-
нием обычных (незакаленных) сталей отличается меньшей раз-
ностью в твердости между материалом режущего инструмента и
обрабатываемым материалом. Действительно, при обработке быстро-
режущим инструментом незакаленных легированных сталей, твер-
дость которых Нвс^ 30 (Нб^С 286), разница в твердости между
режущим инструментом (Я/?с да 64) и обрабатываемым материалом
составляет 34. При обработке этих сталей твердосплавным
инструментом указанная разница еще больше возрастает, например
для твердого сплава Т15К6 до Нвс^> 50 [50].
При обработке закаленных сталей разница в твердости между
режущим инструментом и обрабатываемым материалом понижается
до незначительной величины. Для исследованных автором закален-
ных легированных сталей (Hrc = 41 65) разница в твердости
между резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6 (Явл = 90
или Нвс = 80), и обрабатываемым материалом изменялась от 39 до
15 единиц по Роквеллу, шкала С.
Опытные данные, приведенные в гл. III и VIII, показывают, что
точение стали С, закаленной на твердость Hrg — 65, успешно осу-
ществлялось резцами, оснащенными всеми исследованными марками
твердых сплавов, и в том числе сплавохМ BKI2, обладающим наибо-
лее низкой твердостью Hrc^73 (Hra = 86,5). Следовательно, твер-
дость резцов В К12 превосходила твердость обработанной ими стали
Соотношение твердостей обрабатываемого материала и инструмента
всего на восемь единиц по Роквеллу, шкала С. Имея в виду неточ-
ность показаний прибора Роквелла и таблиц перевода твердости с
одной шкалы на другую, можно полагать, что в действительности
разница в твердости была несколько большей.
Можно ли считать, что указанная разница в твердости между
резцом и обрабатываемым материалом достаточна для того, чтобы
процесс резания был осуществлен? Этот вопрос возникает в отно-
шении сталей, закаленных на высокую твердость, так как при реза-
нии обычных и закаленных сталей невысокой твердости режущий
инструмент обладает значительно большей твердостью, чем обраба-
тываемый материал.
Отмеченная разница в твердости (Нрс^ 8) относится к инстру-
ментальному (твердый сплав BKI2) и обрабатываемому материа-
лам (закаленная сталь С) в их исходном («холодном») состоянии,
без учета физических явлений, происходящих в процессе резания.
В связи с тепловыми явлениями исходные физико-механические
свойства инструментального и обрабатываемого материалов претер-
певают в процессе резания определенные изменения. В дальнейших
рассуждениях мы исходим из предпосылки, что высокая температура
резания, приводя к некоторому понижению прочностных характери-
стик лишь весьма тонкого слоя обрабатываемого материала, сопри-
касающегося с передней гранью инструмента, вместе с тем не
облегчает условий работы его режущих кромок. Их твердость, по-
нижаясь под воздействием температуры резания, должна в процессе
резания постоянно превосходить исходную твердость обрабатывае-
мого материала.
В рассматриваемом случае резцы BKJ2 работали по стали С
твердостью Hrc~ 65 с низкими скоростями (у = 9 ~ 13 м/мин, при
t = 0,5 мм и s = 0,14 мм/об) \ в зоне резания была невысокая тем-
пература. Предположим, что она составляла 200°. Согласно данным
Н. Ф. Казакова (табл. 13), твердость кромок резца понизилась в
процессе резания от НрА = 86,5 до Hra = 80, что соответствует
Нрс — 64.
Такое нереальное соотношение в твердости между режущим
инструментом (Нрс = 64) и обрабатываемым материалом (Hpq —
— 65) в процессе резания следует объяснить недостаточной точно-
стью данных Н. Ф. Казакова, а также тем, что в действительности
температура резания была, видимо, ниже 200°. Во всяком случае
можно сделать вывод, что для осуществления процесса резания тре-
буется небольшое превосходство в твердости режущего инструмента
над обрабатываемым материалом.
Одновременно следует отметить большую достоверность данных
Р. Киффера и П. Шварцкопфа в сравнении с данными Н. Ф. Каза-
кова, а особенно А. , И. Бетанели. Если основываться на данных
344 Физические явления при механической обработке закаленных сталей
А. И. Бетанели (табл. 13), получаются еще менее вероятные резуль-
таты: твердость обрабатываемого материала Hrc = 65, а твердость
режущей кромки инструмента /7в0 = 54 (//дА = 76). В то же время
процесс резания был реально осуществлен.
Из данных Р. Киффера и П. Шварцкопфа следует, что в этом
случае твердость инструментального материала Hrg = 72
(^л=84).
В заключение следует отметить, что обработка резанием зака-
ленных сталей высокой твердости выдвинула интересный вопрос
о соотношении в твердости между обрабатываемым материалом и
режущим инструментом в процессе резания. Развитие этого во-
проса требует дальнейших исследований.
ПРИЛОЖЕНИЯ
РЕЖИМЫ ТОЧЕНИЯ, ТОРЦЕВОГО ФРЕЗЕРОВАНИЯ,
СВЕРЛЕНИЯ, РАЗВЕРТЫВАНИЯ, ЗЕНКЕРОВАНИЯ
И РЕЗЬБОНАРЕЗАНИЯ ЗАКАЛЕННЫХ
ЛЕГИРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
Приложения
347-
ПРИЛОЖЕНИЕ I
Таблица!
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
Г ^каленных легированных конструкционных сталей
твердостью = 38 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
\ Геометрия резц а: а = 15° для s<0,2 мм/об, а = 10° для $>0,2 мм/об\
«у У= 0°; А>= 0°; у = 45°; cpi = 15°; г = 1 мм, Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,10 0,15 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80
v60 в м/мин 343 254 208 184 154 — — — — —
Pz в кг 0,1 3 6 7 9 12 — — — — —
Ne в кет 0,17 0,25 0,24 0,28 0,30 — — — — —
Vqq в м/мин 288 212 175 154 12 — — — — —
Pz в кг 0,2 6 9 13 17 23 — — — — —
Ne в кет 0,28 0,31 0,37 0,43 0,48 — — — — —
Vqq в м/мин 259 193 159 139 116 — — — — —
Pz в кг 0,3 7 14 18 24 32 — — — — —
Nе в кет 0,31 0,44 0,48 0,54 0,61 — — — — —
Vqq в м/мин — 170 140 122 102 90 — — — —
Pz в кг 0,5 — 21 30 38 52 65 — — — —
NQ в кет — 0,59 0,68 0,76 0,86 0,96 — — — —
v(Q в м/мин — 151 124 109 91 80 — — — —
Pz в кг 0,8 — 32 45 57 78 98 — — — —
Ne в кет — 0,81 0,92 1,01 1,16 1,28 — — — —
Vqq в м/мин — 143 117 102 86 76 69 — — —
Pz в кг 1,0 — 40 56 70 95 120 143 — — —
Ne в кет — 0,92 1,07 1,17 1,35 1,49 1,60 — — —
Vqq в м/мин — — 106 93 78 69 61 — — —
Pz в кг 1,5 — — 80 101 137 173 206 — — —
Ne в кет — — 1,38 1,52 1,73 1,95 2,06 — — —
Vqq В М/МИН — — — 85 71 63 58 53 — —
Pz в кг 2,0 — — — 132 178 224 267 310 — —
Ne в кет — — — 1,82 2,06 2,28 2,54 2,69 — —
г/б0 в м/мин — — — 81 69 60 54 50 46 —
Pz в кг 2,5 — — — 159 217 273 324 375 426 —
Ne в кет — — — 2,12 2,42 2,67 2,82 3,06 3,22 —
Vqq в м/мин — — — — 65 58 51 48 44 41
Pz в кг 3,0 — — — — 255 323 383 445 503 565
Ne в кет — — — — 2 70 3,02 3,16 3,45 3,60 3,80
348
Приложения
Таблица 2
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Hrg= 41 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для s <0,2мм/об, а = 10°для s>0,2мм/об\
Y = 0°; X = 0°; <р — 45°; cpt = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,10 0,15 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80
#60 в м/мин 274 203 167 147 123 — — — — —
Р% в кг 0,1 3 6 8 10 13 — — — — —
Ne в кет 0,14 0,20 0,22 0,24 0,26 — — — — —
€>60 В М/МИН 230 170 140 123 103 — — — — —
Pz в кг 0,2 6 10 14 18 25 — — — — —
NQ в кет 0,23 0,27 0,32 0,36 0,42 — — — — —
в м/мин 207 154 127 111 93 — — — — —
Ре в кг 0,3 8 15 20 26 35 — — — — —
Ne в кет 0,27 0,38 0,42 0,47 0,53 — — — — —
г/60 в м/мин — 136 112 98 82 72 — — — —
Pg в кг 0,5 — 23 32 41 56 70 — — — —
Ne в кет — 0,51 0,59 0,66 0,75 0,83 — — — —
^60 в м/мин — 121 99 87 73 64 — — — —
Pg в кг 0,8 — 35 49 62 84 106 — — — —
Ne в кет — 0,70 0,80 0,88 1,01 1,11 — — — —
??6о в м/мин — 114 94 82 69 61 55 — — —
Ря в кг 1,0 — 43 60 76 103 130 154 — — —
Ne в кет — 0,80 0,93 1,02 1,17 1,30 1,39 — — —
t/60 в м/мин — — 85 74 62 55 49 — — —
Рг в кг 1,5 — — 86 109 148 187 222 — — —
Ne в кет — — 1,20 1,32 1,50 1,69 1,79 — — —
t/eo в м/мин — — — 68 57 50 46 42 — —
Ря в кг 2,0 — — — 142 192 242 288 334 — —
Ne в кет — — — 1,58 1,79 1,98 2,18 2,30 — —
t>6o в м/мин — — — 65 55 48 43 40 37 —
Ря в кг 2,5 — — — 172 234 295 350 405 460 —
Ne в кет — — — 1,84 2,11 2,32 2,46 2,66 2,80 —
v60 в м/мин — — — — 52 46 41 38 35 33
Pg в кг 3,0 — — — — 275 348 413 480 543 610
Ne в кет — — — — 2,35 2,63 2,74 3,00 3,12 3,30
Приложения
349
Таблица 3
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Ннс = 44 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для s<0,2 мм/об, а = 10° для s >0,2 мм/об;
7 = — 3°; к = 0°; ср == 45°; = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм)об
0,05 | 0,10 0,15 0,20 0,30 | 0,40 0,50 0,60 | 0,70 | 0,80
в м/мин 212 157 129 114 96 — — — — —
Р3 в кг 0,1 4 7 8 10 14 — — — — —
Ne в кет 0,11 0,17 0,18 0,20 0,22 — — — — —
v60 в м/мин 179 132 109 96 79 — — — — —
Р3 в кг 0,2 7 10 15 20 27 — — — — —
Ne в кет 0Д9 0,22 0,27 0,30 0,35 — — — — —
v60 в м/мин 155 12,0 99 86 72 — — — — —
Р3 в кг 0,3: 8 16 21 28 37 — — — — —
Ne в кет . 0,22 а,32 ' 0,35 0,39 0,44 -— — — — —
v60 в м/мин — 105 87 76 63 56 — — — —
Р3 в кг 0,5 — 24 35 43 , 60 75 — — — —
Ne в кет — 0,42 0,49 0,55 0,62 0,69 — — — —
Vqq в м/мин — 94 77 68 57 50 — — — —
Р3 в кг 0,8 — 37 52 66 90 114 — — — —
Ne в кет — 0,58 0,66 0,73 0,84 0,92 — — — —
Vqq в м/мин — 89 73 63 54 47 43 — — —
Р3 в кг 1,0 — 46 65 81 110 139 166 — — —
Ne в кет — 0,66 0,77 0,84 0,97 1,08 1,15 — — —
Vqq в м/мин — — 66 58 48 43 38 — — —
Р3 в кг 1,5 — — 93 117 159 200 238 — — —
Ne в кет — — 1,00 1,10 1,25 1,40 1,49 — — —
Vqq в м/мин — — — 53 44 39 36 33 — —
Р3 в кг 2,0 — — — 153 206 260 310 360 — —
Л^е в кет — — — 1,31 1,49 1,65 1,83 1,95 — —
г60 в м/мин — — — 50 43 37 34 31 29 —
Р3 в кг 2,5 — — — 184 252 316 375 435 495 —
Ne в кет — — — 1,53 1,74 1,92 2,03 2,20 2,32 —
г/60 в м/мин — — — — 40 36 32 30 27 25
Р3 в кг 3,0 — — — — 296 374 445 515 493 655
]\/е в кет — — — — 1,95 2,17 2,28 2,48 2,60 2,74
350
Приложения
Таблица 4
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Hrg = $1 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для $ < 0,2 мм/об, а = 10° для $>0,2 мм/об\
7 = —3°; X = 0°; = 45°; = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,10 0,15 0,20 0,30 0,40 | 0,50 | 0,60 0,70 | 0,80
г/60 в м/мин 185 137 112 100 83 — — — — —
Pz в кг 0,1 4 7 9 и 15 — — Z — —
N6 в квпг 0,12 0,16 0,17 0,18 0,21 — — — — —
Vqq в м/мин 155 114 95 83 68 — — — — —
Pz в кг 0,2 7 11 16 21 29 — — — — —
Ne в кет 0,18 0,21 0,25 0,29 0,32 — — — — —
v60 в м/мин 140 104 86 75 62 — — — — —
Pz в кг 0,3 9 18 22 30 40 — — — — —
Ne в кет 0,21 0,31 0,31 0,37 0,41 — — — — —
v(0 в м/мин — 92' 76 66 55 48 — — — —
Pz в кг 0,5 — 26 37 47 65 81 — — — —
Ne в кет — 0,39 0,46 0,51 0,59 0,64 — — — ~т—
Vqq в м/мин — 82 67 59 49 43 — — —— —
Pz в кг 0,8 — 40 56 71 97 121 — — — —
Ne в кет — 0,54 0,62 0,69 0,78 0,85 — — — —
Vqq в м/мин — 77 63 55 46 41 37 — — —
Pz в кг 1,0 — 50 70 87 118 149 178 — — —
Ne в кет — 0,63 0,73 0,78 0,89 1,00 1,08 — — —
v60 в м/мин — — 57 50 42 37 33 — — —
Рг в кг 1,5 — — 99 125 170 214 256 — — —
Ne в кет — — 0,93 1,03 1,17 1,30 1,39 — — —
Vqq в м/мин — — — 46 38 34 31 28 — —
Pz в кг 2,0 — — — 164 220 278 330 384 — —
Ne в кет — — — 1,24 1,37 1,55 1,68 1,76 — —
Vqq в м/мин — — — 44 37 32 29 27 25 —
Pz в кг 2,5 — — — 197 269 338 400 465 530 —
Ne в кет — — — 1,42 1,64 1,78 1,91 2,06 2,18 —
t/бо в м/мин — — — — 35 31 28 26 24 22
Pz в кг 3,0 — ' — — 316 400 475 550 625 700
We в кет — — — — 1,81 2,04 2,18 2,35 2,46 2,52
Приложения
351
Таблица 5
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью —50 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для $<0,2мм/об, а = 10° для $>0,2мм/об\
1 = — 5°; К = 0°; <? = 45; — 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t Подача 5 в мм/об Л
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25
в мм 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50
Vqq в м/мин 151 112 91 81 73 68 — — — —
Pg в кг 0,1 4 8 9 12 14 16 — — — —
Ne в кет 0,10 0,15 0,15 0,16 0,17 0,18 — — — —
^60 в м/мин 127 93 77 68 61 56 — — — —
Ц кг 0,2 8 12 17 22 26 30 — — — —
Ne в кет 0,17 0,18 0,21 0,25 0,26 0,28 — — — —
; Vqq к м/мин 114 85 70 62 55 51 — — — —
Р8 в кг 0,3 9 18 24 31 37 42 — — — —
Ne в кет 0,17 0,25 0,28 0,32 0,33 0,35 — — — —
v60 в м/мин — 75 61 54 49 45 42 40 — —
Р8 в кг 0,5 — 28 39 50 59 68 76 85 — —
Ne в кет — 0,35 0,39 0,44 0,47 0,50 0,52 0,56 — —
v60 в м/мин — 66 55 48 43 40 37 35 — —
Pz в кг 0,8 — 42 59 75 89 102 115 128 — —
Ne в кет — 0,46 0,53 0,59 0,63 0,67 0,70 0,74 — —
veo в м/мин — 63 51 45 41 38 35 33 31 30
Р8 в кг 1,0 — 53 74 92 109 124 141 157 174 187
Ne в кет — 0,55 0,62 0,68 0,73 0,77 0,81 0,85 0,89 0,92
t/бо в м/мин — — 48 42 38 36 33 31 29 28
Pz в кг 1,3 — — 92 116 136 157 178 198 220 236
Ne в кет — — 0,73 0,80 0,85 0,93 0,97 1,01 1,05 1,09
в м/мин — — 47 41 37 34 32 30 28 27
Pg в кг 1,5 — — 105 132 156 180 203 227 250 270
Ne в кет — — 0,81 0,89 0,95 1,00 1,07 1,12 1,15 1,20
v60 в м/мин — — — 39 35 33 31 29 27 26
Pg в кг 1,8 — — — 156 184 212 240 267 296 317
Ne в кет — — — 1,00 1,06 1,15 1,22 1,27 1,31 1,36
Vqq В M/MUH — — — 37 34 31 30 28 26 25
Р3 в кг 2,0 — — — 173 202 233 262 293 326 350
Ne в кет — — — 1,05 1,13 1,18 1,29 1,35 1,39 1,44
352
Приложения
Таблица 6
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Hrg=52 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для $<0,2 мм/об, а == 10° для $>0,2 мм/об\
Y = — 5°; к = 0°; <? = 45°; = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора
Наименование Глубина резания t в мм Подача $ в мм/об
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 I 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 —*. ..
VgQ. в м/мин 134 99 81 72 65 60 — — —
Pg в кг о,1 4 8 10 12 15 16 — — — —
Ne в кет 0,09 0,13 0,13 0,14 0,16 0,16 — — —- —
v60 в м/мин 112 83 68 60 54 50 — — — —
Ря в кг 0,2 8 12 18 23 27 32 — — — —
Ne в кет 0,15 0,16 0,20 0,23 0,24 0,26 — —
Vqq в м/мин 105 75 62 54 49 45 — — —
Pg в кг 0,3 10 19 25 33 38 43 — — — /
Ne в кет 0,17 0,23 0,25 0,29 0,31 0,32 — — —
v60 в м/мин — 66' 55 48 43 40 37 35 — —
Pg в кг 0,5 — 29 41 52 62 71 80 89 — —
Ne в кет — 0,31 0,37 0,41 0,44 0,47 0,49 0,51 — —
^60 в м/мин — 59 48 43 38 35 .33 31 — —
Pg в кг 0,8 — 44 62 78 .93 107 121 135 — —
Ne в кет — 0,43 0,49 0,55 0,58 0,62 0,66 0,69 — —
Vqq В M/MUH — 56 46 40 36 34 32 30 28 27
Рг в кг 1,0 — 55 77 96 114 130 148 165 182 196
Ne в кет — 0,51 0,58 0,63 0,67 0,73 0,78 0,82 0,84 0,87
Vqq в mImuh — — 43 37 34 32 29 28 26 25
Р9 в кг 1,3 — — 96 122 143 164 187 208 230 247
Ne в кет — — 0,68 0,74 0,80 0,86 0,89 0,96 0,98 1,01
Veo в м/мин — — 41 36 33 30 28 27 25 24
Pg в кг 1,5 — — ПО 138 163 188 212 237 262 282
Ne в кет — — 0,74 0,82 0,88 0,93 0,98 1,05 1,08 1,11
Vqq В M/MUH — — — 34 31 99 27 25 24 23
Pg в кг 1,8 — —- — 163 192 222 250 279 310 332
Ne в кет — — — 0,91 0,98 1,06 1,10 1,15 1,22 1,26
v^ в м/мин — — — 33 30 28 26 24 23 22
Рг в кг 2,0 — — — 181 211 244 274 306 340 366
Ne в кет — — — 0,98 1,04 1,12 1,17 1,21 1,28 1,32
Приложения
353
Таблица?
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью //£^=54 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для s <. 0,2 мм/об, а — 10° для s > 0,2 мм/об',
Y == —7°; л = 0°; <р = 45°; = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,10 0,Ь 0,20 0,2 > 0,30 0,35 | 0,40 0,45 0,50
^60 в м/мин 120 89 73 65 58 54 — — — —
Рг в кг 0,1 4 8 10 14 16 17 — — — —
Ne в кет 0,08 0,12 0,12 0,15 0,15 0,15 — — — —-
^60 в м/мин 101 74 61 54 48 45 — — — —
р> в кг 0,2 8 14 19 24 28 33 — — — —
Ne в кет 0,13 0,17 0,19 0,21 0,22 0,25 — — — —
v60 в м/мин 91 68 56 49 44 41 — — — —
Рг в кг 0,3 10 20 26 34 40 46 — — — —
Ne в кет 0,15 0,22 0,24 0,27 0,29 0,31 — — — —
v60 в м/мин — 60 49 43 38 36 34 32 — —
Рг в кг 0,5 — 30 43 54 64 74 82 92 — —
Ne. в кет — 0,30 0,35 0,38 0,40 0,44 0,46 0,48 — —
Veo в м/мин — 53 43 38 34 32 30 28 — —
Рг в кг 0,8 — 46 64 81 97 111 125 140 — —
Ne в кет — 0,40 0,45 0,51 0,54 0,58 0,62 0,65 — —
в м/мин — 50 41 36 32 30 28 26 25 24
Рг в кг 1,0 — 57 80 100 118 135 154 171 189 203
Ne в кет — 0,47 0,54 0,59 0,62 0,67 0,71 0,73 0,78 0,80
^60 в м/мин — — 38 33 30 28; 26 25 24 23
ps в кг 1,3 — — 100 126 148 170 193 216 238 256
Ne в кет — — 0,62 0,68 0,73 0,78 0,83 0,89 0,94 0,97
^60 в м/мин — — 37 32,5 29 27 25 24 23 22
ps в кг 1,5 — — 114 144 169 195 220 246 272 292
Ne в кет — . — 0,69 0,77 0,81 0,87 0,91 0,97 1,03 1,06
^60 в м/мин — — — 31 28 26 24,5 23 21,5 20,5
Рг в кг 1,8 — — — 169 199 230 260 290 321 344
Ne в кет — — — 0,86 0,92 0,99 1,05 1,09 1,13 1,16
^60 в м/мин — — — 30 27 25 24 22 21 20,5
P2 в кг 2,0 — — — 187 219 253 284 318 352 380
!- ! кет — — — 0,92 0,97 1,04 1,12 1,15 1,21 1,28
23 Зак. 2832в
354
Приложения
Таблица 8
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью №^=56 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для 0,2 мм/об, а = 10° для $ > 0,2 мм/об',
7 = — 7°; к = 0°; <р = 45°; = 15°, г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача s в мм/об
0,05 0,10 0,15 I 0,20 0,25 0,30 0,35 | ,40 | 0,45 | 0,50
р60 в м/мин по 82 67 59 53 49 — — — —
Ре в кг 0,1 4 8 10 13 16 18 — — — —
Ne в кет 0,07 0,11 0,11 0,13 0,14 0,14 — — — —
Vqq в м/мин 92 68 56 49 44 41 — — — —
Рг в кг 0,2 8 13 19 25 30 34 — — — —
Ne в кет 0,12 0,15 0,18 0,20 0,22 0,23 — — — —
г/60 в м/мин 83 62 51 44 40 37 — — — —
Pg в кг 0,3 10 21 27 35 41 47 — — — —
Ne в кет 0,14 0,21 0,23 0,25 0,27 0,29 — — — —
Vqq в м/мин — 55' 45 39 35 33 31 29 — —
Рг в кг 0,5 — 31 44 56 .66/ 77 85 96 — —
Ne в кет — 0,28 0,33 0,36 0,3^ 0,42 0,4Й 0,46 — —
v?q в м/мин — 48 40 35 31 29 /27 25,5 — —
Pg в кг 0,8 — 47 66 84 99 115х 129 144 — —
Ne в кет — 0,37 0,43 0,48 0,51 0,55 0,57 0,60 — —
Vqq В м/мин — 46 38 33 29 27,5 26 24 23 22
Pg в кг 1,0 — 59 82 103 122 140 159 176 196 210
Ne в кет — 0,44 0,51 0,56 0,58 0,63 0,68 0,70 0,74 0,76
Vqq В М/МИН — — 35 30 28 26 24 22,5 21,5 20,5
Рг в кг 1,3 — — 103 131 153 176 200 224 247 265
N( в кет — — 0,59 0,65 0,70 0,75 0,79 0,83 0,87 0,89
Vqq В м/мин — — 34 29,5 26,5 25 23 22 20,5 19,5
Ря в кг 1,5 — — 117 148 175 202 228 254 280 303
Ne в кет — — 0,65 0,72 0,76 0,83 0,86 0,92 0,94 0,97
Vqq в м/мин — — — 28 25,5 23,5 22,5 21 20 19
Pg в кг 1,8 — — — 175 206 238 269 300 332 356
Ne в кет — — — 0,81 0,86 0,92 1,00 1,03 1,09 1,11
Vqq в м/мин — — — 27 25 23 22 20 19 18,5
Ря в кг 2,0 — — — 194 226 262 294 328 364 392
Ne в кет — — — 0,86 0,93 0,99 1,06 1,08 1,14 1,19
Приложения
3 55
Таблица 9
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью /7дс=58 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для $<0,2 мм/об, а = 10° для $>0,2 мм/об]
— —7°; X == 0°; — 45°; = 15°; г ~ 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача $ в мм/об
0,05 0,07 0,10 0,12 0,15 | 0,17 0,20 0,22 0,25 0,27 0,30
2760 в м/мин Pz в кг Ne в кет 0,1 99 5 0,08 86 6 0,09 73 9 0,11 67 11 0,11 60 11 0,11 57 12 0,11 53 14 0,12 51 15 0,12 48 15 0,12 46 17 0,13 44,5 18 0,13
Vqq в м/мин Р? в кг Ne в кет 0,2 84 9 0,12 74 12 0,14 62 14 0,14 56 17 0,15 51 20 0,17 48 21 0,17 45 26 0,19 42,5 27 0,19 40 30 0,20 38,5 32 0,20 37 35 0,21
Vqq В м/мин Р3 в кг Ne в кет 0,3 75 11 0,13 65 15 0,16 56 21 0,19 50 23 0,19 46 27 0,20 44 30 0,22 40 37 0,24 38 38 0,24 36 43 0,26 35 46 0,27 33,5 49 0,27
Vqq В M/MUH Pz в кг Ne в кет 0,4 — 60 20 0,20 51 26 0,22 46 30 0,23 43 36 0,25 40 39 0,26 37 47 0,29 36 50 0,29 34 55 0,31 32 59 0,31 31 64 0,33
Vqq в м/мин Pz в кг Ne в кет 0,5 — — 49 32 0,26 44 36 0,26 41 45 0,30 38 48 0,30 35 57 0,33 33 60 0,33 32 67 0,35 30,5 72 0,36 29,5 79 0,38
Vqq В M/MUH Pz в кг Ne в кет 0,6 — — 47 38 0,29 43 42 0,30 39 53 0,34 37 57 0,35 34 66 0,37 32 71 0,37 30 79 0,39 29 85 0,40 28,5 91 0,43
Vqq в м/мин Р3 в кг Ne в кет 0,7 — — 45 44 0,33 41 50 0,34 38 57 0,36 35 66 0,38 33 78 0,42 31 84 0,43 29,5 90 0,44 28,5 97 0,45 27,5 106’ 0,48
Vqq в м/мин Pz в кг Ne в кет 0,8 — — 44 49 0,36 39 58 0,37 36 68 0,40 34 76 0,43 32 87 0,45 30 96 0,47 28 107 0,49 27 113 0,50 26,5 119 0,52
Vqq В М/МИН Р3 в кг Ne в кет 0,9 — — 43 56 0,39 38,5 62 0,39 35,5 76 0,44 33 84 0,45 30 97 0,48 29 103 0,49 28 114 0,53 27 122 0,54 26 132 0,56
Vqq в м/мин Pz в кг Ne в кет 1,0 — — 41,5 61 0,42 37 69 0,42 34 85 0,47 32 91 0,48 30 107 0,53 28 114 0,53 27 126 0,56 26 134 0,57 25 144 0,59
23*

356
/7 риложения
Таблица 10
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью /7^ = 60 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для $ 0,2 мм/об, а = 10° для s > 0,2 мм/об}
Y = —10°; Х=0°; ср = 45°; <рг == 15°; г — 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,07 0,10 | 0,12 | 0,15 | 0,17 0,20 | 0,22 0,25 0,27 | 0,30
v60 в м/мин 86 74 64 57 52 49 46 44 41 40 38,5
Pz в кг 0,1 5 6 10 11 11 13 14 16 16 17 19
Ne в кет 0,07 0,07 0,10 0,10 0,10 0,10 0,11 0,11 0,11 0,11 0,12
v60 в м/мин 72 62 53 45 44 42 38,5 36,5 34,5 33,5 32
Pz в кг 0,2 10 13 14 17 21 22 27 29 32 33 37
Ne в кет 0,12 0,12 0,12 0,13 0,15 0,15 0,17 0,17 0,18 0,18 0,20
Vqq в м/мин 65 56 48 44 40 38 35 33 31 30 29
Pz в кг 0,3 11 16 22 24 29 32 38 40 44 47 51
Nf, в кет 0,12 0,15 0,17 0,17 0,19 0,20 0,22 0,22 0,23 0,23 0,25
v60 в м/мин — 52 45 4о 37\ 35 32 31 29 28 27
Pz в кг 0,4 — 21 27' 32 38 41 49 52 57 62 67
Ne в кет — 0,18 0,20 0,21 0,2^ 0,24 0,26 0,27 0,27 0,29 0,30
Vgo в м/мин — — 42 38 з$ 33 31 29 28 26,5 25,5
Pz в кг 0,5 — — 33 38 48 51 60 63 70 74 82
Ne в кет — — 0,23 0,24 0,28 0,28 0,30 0,30 0,32 0,32 0,34
v60 в м/мин — — 40 37 34 31 29 28 26 25 24,5
Pz в кг 0,6 — — 40 44 55 60 70 74 82 89 95
Ne в кет — — 0,26 0,27 0,31 0,31 0,33 0,34 0,35 0,37 0,38
vco в м/мин — — 39 35 33 30,5 28 27 25,5 24,5 24
Pz в кг 0,7 — — 46 52 60 70 81 87 95 102 111
' Ne в кет — — 0,30 0,30 0,32 0,35 0,37 0,38 0,40 0,41 0,44
Vgo В м/мин — — 38 34 31 29 27 26 24 23,5 23
’ Ре в кг 0,8 — — 51 60 71 81 90 100 111 117 121
Ne в кет — — 0,32 0,34 0,36 0,39 0,40 0,43 0,44 0,45 0,47
v60 в м/мин — — 37 33 30,5 28,5 26 25 23,5 23 22,5
Pz в кг 0,9 — — 59 65 79 87 101 108 118 126 137
Ne в кет — — 0,35 0,35 0,39 0,41 0,43 0,44 0,45 0,48 0,51
v60 в м/мин — — 36 32 29 28 25,5 24,5 23 22,5 21,5
Pz в кг 1,0 — — 63 71 89 95 111 119 131 139 150
Ne в кет — — 0,37 0,37 0,42 ' 0,44 0,46 0,48 0,50 0,52 0,53

Приложения
357
Таблица 11
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Hrg = G2 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия резца: а = 15° для s<0,2 мм/об, а = 10° для s>0,2 мм/об\
\f = —10°; к = 0°; ср == 45°; <рг — 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача 5 в мм/об
0,05 0,07 0,10 0,12 0,15 0,17 0,20 0,22 0,25 0,27 0,30
в м/мин Р3 в кг Ne в кет 0,1 48 5 0,04 42 7 0,05 36 10 0,06 32 12 0,06 29 12 0,06 28 14 0,06 26 16 0,07 24,5 17 0,07 23 17 0,07 22 19 0,07 21,5 21 0,08
v60 в м/мин Pz в кг Ne в кет 0,2 41 10 0,07 35 14 0,08 30 16 0,08 27 19 0,08 24,5 23 0,09 23 24 0,09 22 30 0,11 20,5 31 0,11 19,5 35 0,11 18 5 37 0,11 17,5 40 0,12
v60 в м/мин Pg в кг Ne в кет 0,3 36 12 0,07 31,5 17 0,09 27 24 0,10 24 26 0Л0 22 31 0,11 21 35 0,12 19,5 42 0,13ч 18,5 43 0,13 17,5 49 0,14 17 52 0,15 16 56 0,15
Vqq в m/mvh Pg в кг Ne в кет 0,4 — 29 23 0,11 25 30 0,12 22,5 35 0,13 21 42 0,14 19,5 45 0,14 18 54 0,16 17 57 0,16 16 62 0,16 15,5 68 0,17 15 73 0,18
Vqq В М/МИН Р3 в кг Ne в кет 0,5 — — 24 37 0,15 21,5 43 0,15 19,5 52 0,16 18,5 55 0,17 17 66 0,18 16 69 0,18 15,5 76 0,19 15 82 0,20 14 90 0,21
Vqq В M/MUH Рг в кг Ne в кет 0,6 — — 22,5 43 0,16 20,5 49 0,16 19 61 0,19 17,5 66 0,19 16 76 0,20 15,5 81 0,21 14,5 90 0,21 14 97 0,22 13,5 104 0,23
Vqq в м/мин Pg в кг Ne в кет 0,7 — — 22 50 0,18 20 57 0,19 18,5 66 0,20 17 76 0,21 15,5 88 0,22 15 95 0,23 14 104 0,24 13,5 111 0,25 13 121 0,26
Vqq в м/мин Pg в кг Ыв в кет 0,8 — — 21 55 0,19 19 66 .0,21 17.5 78 0,22 16,5 88 0,24 15 99 0,24 14,5 109 0,26 13,5 121 0,27 13 128 0,27 12,5 135 0,28
Vqq в м/мин Pg в кг Ne в кет 0,9 — — 20,5 64 0,22 18,5 71 0,22 17 87 0,24 16 95 0,25 14,5 111 0,26 14 118 0,27 13 130 0,28 12,5 138 0,28 12 150 0,30
у60 в м/мин . Pg в кг Ne в кет 1,0 — — 20 69 0,23 18 78 0,23 16,5 97 0,26 15,5 104 0,26 14 121 0,28 13,5 130 0,29 13 144 0,31 12,5 152 0,31 12 164 0,32
358
Приложения
Таблица 12
Скорости резания, силы резания и эффективные мощности при точении
закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью Hrg — 65 резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия, резца: а — 15° для s 0,2 мм/об, а = 10° для s 0,2 мм/об\
— —10°; X — 0°; ср = 45°; ср1 = 15°; г = 1 мм. Резец доведен пастой из карбида бора.
Наименование Глубина резания t в мм Подача з в мм/об
0,05 0,07 | 0,10 | 0,12 | 0,15 | 0,17 0,20 0,22 0,25 | 0,27 0,30
v60 В м/мин 19,2 16,6 14,2 12,9 11,7 11,1 10,3 9,7 9,3 8,9 8,6
Ре в кг 0,1 6 8 12 14 14 16 18 20 20 22 24
Не в кет 0,02 0,02 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03 0,03
^60 в м/мин 16,2 14,0 11,9 10,8 9,8 9,3 8,6 8,2 7,7 7,4 7,1
Ре в кг 0,2 12 16 18 22 26 28 34 36 40 42 46
Не в кет 0,03 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05
^60 в м/мин 14,5 12,5 10,8 9,7 8,9 8,4 7,8 . 7,4 7,0 6,7 6,5
Ре в кг 0,3 14 20 28 30 36 40 48 50 56 60 64
Не в кет 0,03 0,04 0,05 0,05 0,05 0,06 0,06 0,06 0,06 0,07 0,07
v60 в м/мин — 1(1,6 10,0 9,ij) 8,3 7,9 7,1 6,9 6,5 6,2 6,0
Ре в кг 0,4 — 26 34 40 48 52 62 66 72 78 84
Не в кет — 0,05 0,06 оде 0,07 0,07 0,07 0,08 0,08 0,08 0,08
vm в м/мин — — 9,5 8,5 7,8 7,4 6,8 6,5 6,2 5,9 5,7
Ре в кг 0,5 — — 42 48 60 64 76 80 88 94 104
Не в кет — — 0,07 0,07 0,08 0,08 0,09 0,09 0,09 0,09 0,10
^60 в м/мин — — 9,0 8,2 7,6 7,1 6,5 6,2 5,9 5,6 5,5
Ре в кг 0,6 — — 50 56 70 76 88 94 104 112 120
Не в кет — — 0,08 0,08 0,09 0,09 0,09 0,10 0,10 0,10 0,11
Ц» в м/мин — — 8,8 7,9 7,3 6,8 6,3 6,0 5,7 5,5 5,3
Ре в кг 0,7 — — 58 66 76 88 102 ПО 120 128 140
Не в кет — — 0,08 0,09 0,09 0,10 0,10 0,11 0,11 0,12 0,12
t'eo в м/мин — — 8,4 7,6 7,0 6,6 6,1 5,8 5,5 5,3 5,1
Ре в кг 0,8 — — 64 76 90 102 114 126 140 148 156
Не в кет — — 0,09 0,09 0,10 0,11 0,11 0,12 0,13 0,13 0,13
^60 в м/мин — — 8,2 7,4 6,9 6,5 5,9 5,6 5,3 5,1 5,0
Ре в кг 0,9 — — 74 82 100 110 128 136 150 160 174
Не в кет — — 0,10 0,10 0,11 0,12 0,12 0,13 0,13 0,13 0,14
и<Ю в м/мин — — 8,0 7,2 6,6 6,2 5,7 5,5 5,2 5,0 4,8
Ре в кг 1,0 — — 80 90 112 120 140 150 166 176 190
Ne — в кет — — 0,10 0,11 0,12 0,12 0,13 0,13 0,14 0,14 0,15
Приложения
359
Пояснения к режимам резания
Скорости резания, указанные в табл. 1—12, подсчитаны по формулам
(5) и (7).
Зачения Cv^ приведены на стр. 150. Принято: xv = 0,25; yv = 0,45;
nv — 3 для сталей твердостью Hrg^60; nv — 19 для сталей твердостью
№с>60.
Скорости резания относятся к стойкости Г = 60 мин. и резцам, оснащен-
ным твердым сплавом Т15К6, который наиболее широко применяется при то-
чении сталей.
Для условий работы, отличных от указанных в табл. 1—12, скорости реза-
ния и60 следует умножить на поправочные коэффициенты Кт, Kw
и Кг, учитывающие иную стойкость резца (табл. 13), другую марку твердого
сплава (табл. 14), а также измененные значения угла <р (табл. 15), угла а
(табл. 16) и радиуса г (табл. 17).
Искомая скорость резания определяется, таким образом, из равенства
v = м/мин.
При работе по окалине выбранные скорости резания следует умножить
на коэффициент 0,75.
Силы резания определены по формулам (1) и (2).
Принято: nPz=\fi для сталей твердостью Hrg = 38—60 и = 3,0 для
сталей твердостью Hrg^>60. *
Эффективные мощности подсчитаны по формуле (6).
Принятые значения коэффициента Cn для закаленных сталей различной
твердости приведены на стр. 150.
Указанные в таблицах режимов силы резания относятся к резцам
с «острой» режущей кромкой или незначительно затупленной. По мере износа
резца сила резания возрастает, достигая при нормальном затуплении инстру-
мента примерно полуторакратного значения по сравнению с началом резания.
Соответственно и эффективная мощность увеличивается на 50% относительно
табличных данных.
Таблица 13
Поправочный коэффициент Кт в зависимости от стойкости резца
Показатель относительной стойкости m / Стойкость резца Т в мин.
10 20 30 40 60 90 120 150 180 240
Значения коэффициента Kjj
0,20 1,43 1,24 1,15 1,08 1,00 0,92 0,86 0,82 0,80 0,75
0,125 1,25 1,14 1,09 1,05 1,00 0,95 0,91 0,88 0,86 0,84
0,10 1,19 1,11 1,06 1,04 1,00 0,96 0,93 0,91 0,90 0,87
0,07 1,13 1,08 1,05 1,03 1,00 0,97 0,95 0,94 0,92 0,91
360
Приложения
Таблица 14
Поправочный коэффициент Ки
в зависимости от марки твердого
сплава, которым оснащен резец
Таблица 15
Поправочный коэффициент Ку
в зависимости от величины
главного угла в плане
Марка твердого сплава Значения коэффициента Ки
Т30К4 1,30
Т15К6 1,00
ВК2 0,88
ВКЗ 0,88
ВКб 0,68
Т5К10 0,65
ВК8 0,65
Таблица 16
Главный угол в плане резца ф° Значения коэф- фициента Ку
15 1,22
30 1,07
45 1,00
60 0,96
75 0,94
90 0,93
Поправочный коэффициент К/
в зависимости от величины заднего
угла резца /
Таблица 1
Поправочный коэффициент Кг
I в зависимости от величины ра-
/ диуса закругления вершины резца
Задний s < 0,2 мм)об s > 0,2 мм/об
угол резца а° Значения коэффициента Яв
15 1,00 —
10 0,91 1,00 .
6 0,87 0,95
Радиус закругле- ния вершины резца г в мм Значения коэффициента
0,5 0,95
1,0 1,00
2,0 1,07
Указания по выбору режима резания
Выбор режима резания при точении закаленных сталей производится так
же, как и при обработке незакаленных сталей твердосплавным инструмен-
том [27].
Припуск определяется погрешностью механической обработки на пред-
шествующей операции и поводкой (искривлением) детали в результате за-
калки. Припуск следует оставлять возможно меньший; однако для закаленных
деталей из легированных сталей он нередко составляет 5—6 мм и больше
(на диаметр).
Следует стремиться работать с возможно большей глубиной резания.
При выборе глубины резания для первого чернового прохода (при большом
припуске) надо исходить из того, чтобы окалина, оставшаяся на поверхности
детали после термической обработки, была снята за этот проход. При выпол-
нении точных работ чистовой проход следует вести с глубиной резания t =»
«= 0,2 -т- 0,3 мм.
Приложения
361
Для уменьшения машинного времени выгодно работать с возможно боль-
шей подачей. Технологически допустимая подача выбирается в зависимости
от заданных чистоты обработанной поверхности и точности размеров, а также
от жесткости системы станок—деталь—инструмент.
При точении закаленных сталей применяются относительно малые подачи.
Все же выбор надлежащего оборудования имеет здесь большое значение.
Необходимы станок достаточной жесткости и надежное крепление резца.
Свисание резца (вылет) должно быть возможно меньшим во избежание воз-
никновения вибраций. Резец следует устанавливать на станке так, чтобы его
вершина находилась на уровне линии центров или ниже ее на 0,01 диаметра
обрабатываемой детали.
Резцы должны обязательно доводиться независимо от того, предназначаются
они для чистовых или черновых проходов.
При скоростях резания v = 60 м/мин и выше следует применять стружко-
ломатели.
При точении закаленных деталей снимаются стружки малого сечения,
и поэтому требуется сравнительно небольшая мощность станка. Как видно
из таблиц режимов резания, эффективная мощность для широко применяемых
глубин резания и подач находится на уровне = 1,02,0 кет * В то же
время необходимость вести обработку с обеспечением высокой жесткости систе-
мы станок—деталь—инструмент обусловливает использование для точения за-
каленных деталей токарных станков мощностью не ниже 7 кет.
При работе даже со сравнительно невысокими скоростями резания станок
необходимо снабдить вращающимся задним центром.
Точение закаленных сталей относится к процессам чистовой обработки,
когда требуется высокое качество поверхности. В связи с этим, последние
проходы следует производить при весьма малых подачах, чтобы получить
поверхность, соответствующую по чистоте грубошлифсванной, а в ряде случаев
и чистошлифованной. Для основных проходов величина подачи выбирается
в зависимости от твердости обрабатываемого материала: чем выше твердость,
тем меньше должна быть подача.
Следует, однако, иметь в виду, что ’чистоту поверхности высокого класса
можно получить на закаленной стали большей твердости с большей подачей,
чем на стали меньшей твердости.
По выбранным значениям глубины резания и подачи в таблицах режимов
находится соответствующая скорость резания.
Точение закаленных сталей производится обычно без охлаждения.
При обработке стальных деталей, имеющих окалину, следует применять
резцы, оснащенные твердыми сплавами ВК8, ВК6 и Т5К10.
1 Мощность ЛГ, потребная для привода станка, превышает эффективную
мощность Ne. Потребная мощность определяется путем деления Ne на факти-
ческий к. п. д. станка tq:
Коэффициент т) всегда меньше единицы; практически для токарных станков
можно принять iq = 0,75.
362
Приложения
П риложения
363
Скорости резания, минутные подачи и эффективные мощности при торце
твердостью Hrg — 38 фрезами, оснащенными
Геометрия режущей части фрезы:
D 2 в *3 - - 11 . Глубина
1 2
V 1 " I SM Ne V 1 п 1
0,09 159 680 245 1,15 134 570 205 1,95
75 4 45 0,07 174 740 208 1,00 146 620 174 1,70
0,05 190 805 161 0,85 159 680 136 1,40
0,03 222 940 113 0,65 186 790 95 1,10
0,09 159 560 303 1,70 134 475 257 2,95
90 6 54 0,07 174 620 262 1,50 146 520 219 2,60
0,05 190 670 202 1,25 159 560 168 2,10
0,03 222 X 785 141 0,95 186 660 120 1,60
0,09Z 159 460 332 2,25 134 390 280 3,90 —*
110 8 66 0,Q7 174 505 284 2,05 146 420 236 3,45
0,05 190 550 220 1,70 159 460 184 2,85
0,03 222 640 154 1,30 186 540 130 2,15
0,09 159 390 270 2,25 134 325 233 3,90
130 8 78 0,07 174 425 239 2,05 146 355 199 3,45
0,05 190 460 184 1,70 159 390 156 2,85
0,03 222 540 130 1,30 186 450 108 2,15
0,09 159 340 306 2,80 134 285 256 4,90
150 10 90 0,07 174 370 260 2,55 146 310 216 4,30
0,05 190 400 200 2,10 159 340 170 3,55
0,03 222 470 141 1,60 186 400 120 2,70
0,09 159 250 225 2,80 134 215 194 4,90
200 10 120 0,07 174 280 196 2,55 146 235 165 4,30
0,05 190 300 150 2,10 159 250 125 3,55
0,03 222 350 105 1,60 186 300 90 2,70
0,09 159 200 216 3,40 134 170 183 5,90
250 12 150 0,07 174 220 185 3,05 146 185 156 5,15
0,05 190 240 144 2,50 159 200 120 4,25
0,03 222 305 110 1,90 186 235 84 3,25
i D — диаметр фрезы в мм; z — число зубьев фрезы: В — ширина фрезеро
vтонкости фрезы / = dUO мин., в м/мин; п — число оборотов фрезы в минуту;
поправочные коэффициенты на измененные .условия работы фрез приведе
ПРИЛОЖЕНИЕ II
Таблица 1
вом фрезеровании закаленных легированных конструкционных сталей
твердым сплавом Т15К6. -^- = 0,6
а = 15°; 7 = — 5°; к = 15°; ? = 60°; = 5°
а = i > ’ » ______ — резания t в мм _
— 3 4
V п SM Ne v 1 n | SM
121 510 184 2,65 113 480 173 3,35
132 560 157 2,35 123 525 147 2,95
143 610 123 1,25 135 575 116 2,45
168 710 85 1,50 158 670 80 1,85
121 425 230 4,00 113 400 216 5,05
132 465 197 3,55 123 440 186 4,45
143 510 153 2,90 * 135 480 144 3,70
168 595 106 2,25 158 555 99 2,80
121 350 252 5,35 113 325 234 6,70
1 132 380 214 4,70 123 360 202 5,90
143 410 164 3,90 135 390 156 4,90
168 485 118 3,00 158 450 108 3,70
121 300 216 5,35 113 275 199 6,70
132 320 178 4,70 123 305 170 5,90
143 350 140 3,90 135 330 132 4,90
168 1 410 99 3,00 158 380 92 3,70
121 255 230 6,70 113 240 216 8,40
132 280 197 5,90 123 265 187 7,40
143 305 153 4,85 135 290 145 6,10
168 360 108 3,75 158 335 102 4,65
121 195 175 6,70 113 180 163 8,40
132 210 148 5,90 123 195 136 7,40
143 230 115 4,85 135 215 118 6,10
168 270 81 3,75 158 250 75 4,65
121 155 168 8,00 113 140 152 10,00
132 165 140 7,10 ' 123 155 131 8,90
143 185 111 5,80 135 170 102 7,35
168 215 78 4,50 158 200 72 5,55
вания в мм; зг — подача на один зуб фрезы в мм; г/-—скорость резания при s подача в мм/мин; Ne — эффективная мощность в кет. ны в табл. 7—11, а также на стр. 374 и 376.
П риложения
Приложения
365
Скорости резания, минутные подачи и эффективные мощности при торце
твердостью Hrg = 44 фрезами, оснащен
Геометрия режущей части фрезы:
D Z в S2 _____ ‘ Глубина
1 2 к
V п SM “е V I п I sm
75 4 45 0,09 0,07 0,05 0,03 116 127 139 162 495 540 585 685 179 152 118 83 1,05 0,90 0,75 0,60 98 107 116 136 415 455 495 575 151 127 100 70 1,75 1,55 1,25 1,00
90 6 54 0,09 0,07 0,05 0,03 116 127 139/ 162 410 "450 490 \ 575 ' 222 190 147 103 1,55 1,40 1,15 0,85 98 107 116 136 350 380 410 480 187 159 123 87 2,70 2,35 2,00 1,45
110 8 66 0,09 0,07 0,05 0,03 1Ш 127 139 162 335 / 370 400 470 242 208 160 112 2,05 1,85 1,55 1,15 98 107 116 136 285 310 335 395 204 172 134 94 3,55 3,15 2,60 1,95
130 8 78 0,09 0,07 0,05 0,03 116 127 139 162 285 310 335 395 205 175 135 95 2,05 1,85 1,55 1,15 98 107 116 136 240 260 285 330 173 146 113 79 3,55 3,15 2,60 1,95
150 10 90 0,09 0,07 0,05 0,03 116 127 139 162 250 270 290 340 223 190 147 103 2,55 2,30 1,90 1,45 98 107 116 136 210 225 250 290 188 158 125 88 4,45 3,90 3,25 2,45
200 10 120 0.09 0,07 0,05 0,03 116 127 139 162 185 205 220 255 165 144 ПО 71 2,55 2,30 1,90 1,45 98 107 116 136 155 170 185 220 . 141 121 91 66 4,45 3,90 3,25 2,45
250 12 150 0,09 0,07 0,05 0,03 116 127 139 162 145 160 175 220 158 135 105 80 3,10 2,80 2,30 1,75 98 107 116 136 125 135 145 170 134 114 89 62 5,35 4,70 3,90 2,95
Условные обозначения и поправочные коэффициенты см. в табл. 1.
Таблица 2
вом фрезеровании закаленных легированных конструкционных сталей
ными твердым сплавом Т15К6. == 0,6.
а = 15°; т = = — 5°; X = = 15°; 9 = , 60°; <рг = Е >°
резания t в мм .
3 4
с- 1 n 1 SM "е ” 1 n 1 SM 1 Ne
88 370 135 2,40 1 83 350 127 3,05
97 410 115 2,15 90 385 106 2,70
104 445 90 1,75 99 420 84 2,20
123 520 63 1,35 115 490 59 1,70
88 310 168 3,65 83 290 157 4,60
97 340 142 3,20 90 320 136 4,05
104 370 112 2,65 99 350 105 3,35
123 435 78 2,05 415 405 72 2,55
— 88 255 184 4,85 83 240 170 6,10
97 280 156 4,20 90 260 148 5,35
104 300 120 3,55 99 285 114 4,45
123 355 86 2,70 115 330 78 3,35
88 220 157 4,85 83 200 145 6,10
97 230 131 4,20 90 225 124 5,35
104 255 103 3,55 99 240 96 4,45
123 300 72 2,70 115 280 67 3,35
88 185 168 6,10 83 175 158 7,65
97 205 143 5,35 90 195 137 6,75
104 220 112 4,40 99 210 107 5,55
123 260 80 3,40 115 245 75 4,25
88 140 128 6,10 83 130 119 7,65
97 155 107 5^35 90 140 100 6,75
104 170 84 4,40 99 155 79 5,55
123 200 60 3,40 115 185 55 4,25
88 115 123 7,30 83 100 111 9,10
97 120 102 6,45 90 115 96 8,10
104 135 81 5,25 99 125 75 6,70
123 155 57 4,10 115 145 53 5,05
366
Приложения
Приложения
367
Скорости резания, минутные подачи и эффективные мощности при торце
твердостью Hrg = 49 фрезами, оснащен
Геометрия режущей части фрезы:
Глубина
D Z в 1 2
V 1 п SM Ne V п SM Ne
75 4 45 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 378 412 450 525 136 115 90 63 0,95 0,80 0,70 0,55 75 82 89 104 318 348 378 440 115 98 76 54 1,60 1,40 1,15 0,90
90 6 54 0,09 0,07 0,05 0,03 ,97 106 12,4 315 34^ 375 438 170 144 113 78 1,40 1,20 1,00 0,75 75 82 89 104 265 290 315 368 143 121 95 66 2,40 2,10 1,70 1,30
110 8 66 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 ^58 28'0 306 359 186 156 122 86 1,85 1,65 1,40 1,05 75 82 89 104 216 237 258 300 156 132 104 72 3,15 2,80 2,30 1,75
130 8 78 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 218 238 260 304 157 133 104 73 1,85 1,65 1,40 1,05 75 82 89 104 183 200 218 255 132 112 88 61 3,15 2,80 2,30 1,75
150 10 90 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 189 206 225 264 170 145 113 80 2,30 2,10 1,70 1,30 75 82 89 104 159 174 189 222 143 122 95 67 4,00 3,50 2,90 2,20
200 10 120 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 141 154 168 197 127 107 84 59 2,30 2,10 1,70 1,30 75 82 89 104 119 130 141 165 107 91 71 50 4,00 3,50 2,90 2,20
250 12 150 0,09 0,07 0,05 0,03 89 97 106 124 113 123 135 158 121 104 81 57 2,75 2,50 2,00 1,55 75 82 89 104 95 104 113 132 102 87 67 48 4,80 4,20 3,45 2,65
Условные обозначения и поправочные коэффициенты см. в табл. 1.
Таблица 3
goM фрезеровании закаленных легированных конструкционных сталей
^ыми твердым сплавом Т15К6. — = 0,6
ф = 15°; 7 = — 10°; к = 15°; ср = 60°; <рх = 5°
резания t в *
68
74
80
94
68
74
80
94
68
74
80
94
68
74
80
94
68
74
80
94
68
74
80
94
68
74
80
94
ММ 3 4
1 п т Ne V п SM Ne
289 104 2,15 63 267 96 2,70
313 88 1,90 69 292 82 2,40
340 68 1,60 76 322 64 2,00
400 48 1,20 89 378 45 1,50
240 262 282 332 129 ПО 84 60 3,25 I 2,90 2,35 1,85. 63 69 76, 89 222 244 268 315 121 102 81 48 4,10 3,60 3,00 2,30
197 214 231 272 142 120 92 66 4,35 3,80 3,15 2,45 63 69 76 89 182 198 220 258 130 110 88 62 5,45 4,80 4,00 3,00
166 120 4,35 63 154 111 5,45
181 102 3,80 69 169 95 4,80
196 79 3,15 76 186 75 -4,00
230 56 2,45 89 218 52 3,00
144 157 130 НО 5,45 4,80 63 69 133 146 120 102 6,80 6,00
170 85. 3,95 76 162 82 4,95
200 60 3,05 89 189 57 3,80
108 118 127 97 83 64 5,45 4,80 3,95 63 69 76 100 109 121 90 76 60 6,80 6,00 4,95
149 45 3,05 89 141 43 3,80
87 95 6,50 63 80 87 8,10
о/ СИ 79 5,75 69 88 74 7,20
102 62 4,70 76 96 57 5,95
119 44 3,65 89 113 41 4,50
369
„ Приложения
368 Приложения ._______________________-—----------
Таблица 4
Скорости резания, минутные подачи и эффективные мощности при тоРЦе £ом Фрезеровании закаленных легированных конструкционных сталей
твердостью HRq = 54, фрезами, оснащен >ЫМИ твердым сплавом Т15К6’ ~D = 0,6
Геометрия режущей части фрезы: = 20 , t ~ Ю . X, — 15 , у — 60 , — 5_______________________.
D 2 в — — ’пезания t в мм ГлУбина £. ——
1 2 ' —» 3 4
V 1 п SM 1 Ne V п I SM п Ne V П 1 sm | Ne
75 4 45 0,09 0,07 0,05 0,03 71 ' 78 85 101 303 332 362 430 109 93 73 52 0,85 0,73 0,62 0,48 60 66 71 84 255 280 303 358 92 79 61 43 1,40 1,25 1,00 0,80 55 60 64 76 234 255 272 323 84 72 55 39 1,95 1,70 1,40 1,10 51 55 61 71 216 234 260 303 77 65 52 37 2,45 2,15 1,80 1,35
90 6 54 0,09 71 78 \ос 252 276 136 115 1,25 1,10 60 66 213 234 115 98 2,15 1,90 55 60 64 195 213 227 105 89 68 2,90 2,60 2,10 51 55 61 181 195 216 97 82 65 3,70 3,25 2,70
/ 0,05 85 101 301 90 0,90 71 252 76 1,55 76 270 49 1,65 71 ' 252 45 2,05
к 0,03 \ 358 65 0,70 84 298 54 1,15
0,09 71 205 148 1,65 60 173 125 2,85 — 55 60 159 173 114 97 74 3,90 3,45 51 55 147 159 106 89 4,90 4,30
НО 8 66 0,07 78 225 126 1,50 66 190 106 2,50 64 185 2,85 61 176 70 3,60
0,05 0,03 85 101 245 292 98 70 1,25 0,95 71 84' 205 242 82 58 2,10 1,55 76 220 53 2,20 71 205 49 2,70
0,09 174 125 55 135 97 3,90 51 125 90 4,90
71 1,65 60 147 106 2,85 60 147 82 3,45 55 135 76 4,30
130 8 78 0,07 78 191 107 1,50 66 161 90 2,50 64 157 63 2,85 61 149 60 3,60
0,05 85 208 83 1,25 71 174 69 2,10 76 186 45 2,20 71 174 41 2,70
0,03 101 248 59 0,95 84 206 49 1,55
0,09 151 136 55 117 105 4,90 51 108 98 6,15
71 2,05 60 127 114 3,60 60 127 89 4,30 55 117 83 5,40
150 10 90 0,07 78 166 116 1,85 66 140 98 3,15 64 136 68 3,55 61 129 64 4,45
0,05 85 181 91 1,55 71 151 77 2,60 76 162 48 2,75 71 151 45 3,40
0,03 101 215 64 1,15 84 179 53 2,00
0,09 113 — 55 88 80 4,90 51 81 73 6,15
71 102 2,05 60 96 86 3,60 60 96 68 4,30 55 88 61 5,40
200 10 120 0,07 78 124 87 1,85 66 105 74 3,15 64 101 51 3,55 61 97 49 4,45
0,05 85 135 67 1,55 71 113 56 2,60 76 121 36 2,75 71 113 34 3,40
0,03 101 161 49 1,15 84 134 40 2,00
7,30
0,09 55 70 76 5,85 51 65 70
71 90 98 2,50 60 77 84 4,30 60 77 65 5,20 55 70 60 6,50
250 12 150 0,07 78 100 84 2,25 66 84 70 3,75 64 82 49 4,25 61 77 46 5,35
0,05 85 108 65 1,85 71 90 54 3,10 76 97 35 3,30 71 90 33 4,05
0,03 101 128 47 1,40 84 107 39 2,40

Условные обозначения и поправочные коэффициенты см. в табл. 1.
24 Зак. 2832.
370
Приложения
Приложения
ЗП.
Скорости резания, минутные подачи и эффективные мощности при торце
твердостью /7дс = 5Ь фрезами, оснащен
Геометрия режущей части фрезы:
Глубина***
. D Z в S2 1 . 2
•и п 5Л1 1 "в п I SM Ne '
0,09 57 242 87 0,80 48 204 73 1,35
75 4 45 0,07 63 268 75 0,69 53 225 63 1,15
0,05 68 288 58 0,59 57 242 48 0,97
0,03 80 340 41 0,45 67 285 34 0,76
0,09- 57 202 ПО 1,15 48 170 91 2,00
90 6 54 0,67 63- 223 93 1,05 53 188 79 1,80
005 68 241 72 0,86 57 202 61 1,45
0,03 80 284 51 0,66 67 237 43 1,10
0,09 57 165 119 1,55 48 138 1О0 2,70
110 8 66 0,07 63 182 102 1,40 53 153 86 2,40
0,05 68 196 78 1,15 57 165 66 1,95
0,03 80 231 56 0,90 67 193 46 1,50
0,09 57 140 101 1,55 48 118 85 2,70
130 8 78 0,07 63 154 87 1,40 53 130 73 2,40
0,05 68 166 67 1,15 57 140 56 1,95
0,03 80 196 47 0,90 67 164 40 1,50
0,09 57 121 87 1,95 48 102 74 3,40
150 10 90 0,07 63 134 75 1,75 53 112 63 2,95
0,05 68 145 58 1,45 57 121 49 2,45
0,03 80 170 41 1,10 67 142 34 1,85
0,09 57 91 83 1,95 48 77 70 3,40
200 10 120 0,07 63 100 70 1,75 53 84 59 2,95
0,05 68 108 54 1,45 57 91 46 2,45
0,03 80 127 38 1,10 67 107 33 1,85
0,09 57 73 79 2,35 48 61 66 4,05
250 12 150 0,07 63 80 69 2,10 53 67 57 3,55
0,05 68 87 53 1,70 57 73 44 2,95
0,03 80 102 37 1,30 67 85 31 2,25
Условные обозначения и поправочные коэффициенты см. в табл. 1.
Таблица 5-
вом фрезеровании закаленные легированных конструкционных сталей*
ными твердым сплавом Т15К6. == 0,6
, а = 20°; 7 = — 15°; X = 15°; ? = 60°; срг = 5°
i резания t в мм
з 4 |
V " 1 SM ч, V " 1 5Л€ 1
44 187 67 1,85 41 174 63 2,30
48 204 57 1,60 44 187 53 2,05 ':
52 221 44 1,35 49 208 41 1,70
61 260 31 1,05 57 242 29 1,30
44 156 78 2,75 41 145 78 3,50 .
48 170 72 2,45 44 156 66 3,10
52 184 55 2,00 49 174 53 2,55 j
61 216 39 1,55 57 202 36 1,95 t
44 127 91 3,70 41 118 83 4,60 1
48 138 77 3,25 44 127 71 4>05
52 150 60 2,70 49 141 56 3,40 '
61 176 42 2,10 57 165 40 2,55 '
44 108 77 3,70 41 100 72 4,60 е
48 147 65 3,25 44 108 61 4,05
52 127 51 2,70 49 120 48 3,40
61 149 36 2,10 57 140 33 2,55
44 83 67 4,60 41 87 63 5,80
48 102 57 4,05 44 93 52 5,10
52 111 45 3,35 49 104 42 4,20
61 130 31 2,60 57 121 29 3,20
Г 44 70 63 4,60 41 65 59 5,80 !
48 77 54 4,05 44 70 49 5,10 \
52 83 41 3,35 49 78 39 4,20
61 J 97 29 2,60 57 91 28 3,20
44 56 61 5,50 41 52 57 630
48 61 51 4,90 44 56 48 6,15 ]
52 66 41 4,00 49 62 38 5,10 ’
61 78 28 3,10 57 73 27 3,80
Е
24*
372
П риложения
Приложения
873
Скорости резания, минутные подачи я эффективные мощности при торце
твердостью Hrg—&2 фрезами, оснащен
Геометрия режущей части фрезы:
Глубина
D Z в % 1 2
р 1 п Ъ, | Р | » | ^ | Ne~
0,09 36,5 155 56 0,58 31 132 48 0,98
75 4 45 0,07 40 170 48 0,50 33,5 142 40 0,85
0,05 43,5 185 37 0,43 36,5 155 31 0,70
0,03 51 217 26 0,33 42,5 180 21 0,55
0,09 36,5 129 70 0,85 31 НО 60 1,50
90 6 54 0,07 40 142 60 0,75 33,5 119 51 1,30
0,05 43,5 154 46 0,63 36,5 129 39 1,05
0,03 51 180 33 0,48 42,5 150 27 0,80
0,09 36,5 105 76 1,15 31 90 65 1,95
ПО 8 66 0,07 40 115 64 1,00 33,5 97 54 1,75
0,05 43,5 125 50 0,85 36,5 105 42 1,40
0,03 51 147 35 0,65 42,5 123 30 1,10
0,09 36,5 90 65 1,15 31 76 55 1,95
130 8 78 0,07 40 98 55 1,00 33,5 82 46 1,75
0,05 43,5 106 43 0,85 36,5 90 36 1,40
0,03 51 125 30 0,65 42,5 104 25 1,10
0,09 36,5 77 65 1,40 31 66 60 2,45
) 150 10 90 0,07 40 85 60 1,30 33,5 71 50 2,15
0,05 43,5 92 46 1,05 36,5 77 38 1,80
0,03 51 108 33 0,80 42,5 90 27 1,35
0,09 36,5 48 53 1,40 31 49 44 2,45
200 10 120 0,07 40 64 45 1,30 33,5 53 38 2,15
0,05 43,5 69 34 1,05 36,5 58 29 1,80
0,03 51 81 24 0,89 42,5 68 21 1,35
0,09 36,5 46 50 1,70 31 39 42 2,95
250 12 150 0,07 40 51 43- 1,50 33,5 43 36 2,60
0,05 43,5 55 33 1,25 36,5 46 28 2,10
0,03 51 65 24 0,95 42,5 54 20 1,60
Условные обозначения и поправочные коэффициенты см. в табл. 1.
Таблица 6
вом фрезеровании закаленных легированных конструкционных сталей
ними твердым сплавом Т15К6. -&• = 0,6
а = 20°; у = — 15°; X = 15°; ср = 60°; = 5°
резания t в мм F
3 4
v 1 1 п | SM Ne V n I SM "в
28 119 43 1,30 26 по 40 1,70
30,5 130 37 1,20 28 119 33 1,50
33 140 28 1,00 31 132 27 1,20
39 165 20 0,75 36 153 19 0,90
28 100 54 2,00 26 92 50 2,50
30,5 108 46 1,80 28 100 42 2,20
) 33 117 36 1,45 31 ПО 33 1,85
39 138 25 1,15 36 127 23 1,40
28 81 58 2,70 26 75 54 . 3,35
30,5 88 49 2,35 28 81 46 2,95
33 95 38 1,95 31 90 36 2,45
39 113 27 1,50 36 104 25 1,85
28 68 49 2,70 26 64 46 3,35
30,5 75 42 2,35 28 68 38 2,95
33 81 33 1,95 31 76 31 2,45
39 95 23 1,50 36 88 21 1,85
28 60 54 3,35 26 55 49 4,20
30,5 65 45 2,95 28 60 42 3,70
33 70 35 2,40 31 66 33 3,05
39 83 25 1,90 36 77 23 2,30
28 44 40 3,35 26 41 37 4,20
30,5 48 34 2,95 28 44 31 3,70
33 52 26 2,40 31 49 24 3,05
39 62 19 1,90 36 57 17 2,30
28 . 36 39 4,00 26 33 36 5,00
30,5 39 33 3,55 28 36 30 4,45
33 42 26 2,90 31 39 24 2,65
39 50 18 2,25 36 46 17 2,80
W4
Приложения
Пояснения к режимам резания
Табл. 1—6 содержат рекомендуемые автором режимы торцевого фрезеро-
вания закаленных сталей твердостью Hrq~ 38, 44, 49, 54, 58, и 62. Скорости
резания подсчитаны по формуле (13). В табл. 7 приведены принятые автором
.значения переднего угла ?.
Ниже приведены поправочные коэффициенты /Су, с помощью которых
жожно определить скорость резания для закаленной стали иной твердссти
^отсутствующей в таблицах режимов), принимая за единицу табличную скорость
резания для стали твердостью Hrc — 38.
Твердость обрабатываемой стали Hrg . . 38 41 47 51 56 60
Значения коэффициента К»............ 1,0 0,85 0,64 0,50 0,40 0,32
Приведенные в таблицах скорости резания рассчитаны на стойкость
фрез Т — 300 мин. и твердый сплав Т15К6.
Для условий работы, отличных от указанных в табл. 1—6, скорости реза-
ния следует умножить на поправочные коэффициенты К?, и К5, учи-
тывающие иную стойкость фрезы (табл. 8), другую марку твердого сплава
4табл. 9) и иное отношение — (табл. 10).
Искомая скорость резания определяется из равенства
V = V300 • MlMUH.
Таблица 7
Рекомендуемые значения переднего угла у
। Марка твердого сплава Твердость обрабатываемой стали HRq
38-46 47-54 > 54
I Т30К4 — 10 -15 — 20
1 Т15К6, Т14К8, Т5К10 1 — 5 — 10 -15
Таблица 8
Поправочный коэффициент Кт в зависимости от стойкости фрезы Т
Стойкость фрезы Т в мин. 180 240 300 360 480 600 720 900
Значения коэффициен- та Кт 1ДЗ 1,05 1.0 0,95 0,88 0,84 0,80 0,75
П риложения
37$
Таблица 9
Поправочный коэффициент Ки в зависимости
от марки твердого сплава,
которым оснащена фреза
Марка твердого сплава Значения коэффициента Кп
Т5К10 0,73
Т14К8 0,90
Т15К6 1,00
Т30К4 1,25
*
Таблица 10
Поправочный коэффициент Кв в зависимости от отношения
ширины фрезерования В к диаметру фрезы D
В D 0,15 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90
Значения коэффициен- та Кв 1,32 1,14 1,08 1,03 1,00 0,97 0,94 0,92
Таблица 11
Поправочный коэффициент К$в в зависимости от отношения
ширины фрезерования В к диаметру фрезы D
В D 0,15 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90
Значения коэффициен- га Кц£ 0,33 0,57 0,72 0,86 1,00 1,13 1,25 1,38
Эффективные мощности определены по формуле (14).
Ниже приведены поправочные коэффициенты с помощью которых
можно определить мощность для- закаленной стали иной твердости, отсутствую-
щей в таблицах режимов; за единицу приняга табличная мощность для стали твер-
достью HRq — 38.
376
Приложения
Твердость обрабатываемой стали
.................................38 41 47 51 56 60
Значения коэффициента KN......... 1,0 0,96 0,85 0,78 0,70 0,65
При ином отношении -g- эффективные мощности, взятые из табл. 1—6,
следует умножить на поправочные коэффициенты К$в (табл. 11).
При работе фрезами, имеющими иное число зубьев z в сравнении с ука-
занным в режимах резания, табличные минутные подачи sM и эффективные
мощности Яе следует увеличить или уменьшить пропорционально изменению
числа зубьев; скорости резания v и числа оборотов п не изменяются.
При фрезеровании поковок и литья по окалине скорости резания v, числа
оборотов и, минутные подачи sM и эффективные мощности N е следует умно-
жать на коэффициент 0,85.
ПРИЛОЖЕНИЕ III
Таблица 1
Скорости резания, осевые силы, крутящие моменты и эффективные
мощности при обработке сверлами, оснащенными твердым сплавом ВК8,
закаленных легированных конструкционных сталей твердостью
Hrg — 35-7-65
Параметры резания Твердость обраба- тываемой стали Н^С Диаметр сверла D в мм
10 12 14 16 20 24 28 30
Подача $ в мм/об 0,05 0,055 0,065 0,070 0,085 0,10 0,11 0,12
Скорость резания v30 в м/мин 56 55 53 52 49 47 46 45
Число оборотов свер- ла и в минуту 1780 1460 1205 1040 780 620 520 480
Осевая сила Ро в кг 35—45 520 645 820 975 1340 1740 2150 2400
Крутящий момент Mt.p в кгм 0,75 1,20 1,90 2,60 4,90 8,30 12,50 15,30
Эффективная мощ- ность Ne в кет 1,30 1,80 2,35 2,80 3,90 5,30 6,70 7,50
Приложения
377
Продолжение табл. 1
Параметры резания Твердость обраба- тываемой стали Диаметр сверла D в мм
10 12 14 16 20 24 28 30
Подача $ в мм]об 0,035 0,040 0,045 0,055 0,065 0,075 0,085 0,090
Скорость резания v30 в mImuh 36 34 34 31 30 29 28 28
Число оборотов свер- ла /г в минуту 46—56 1140 905 770 615 475 385 320 295
Осевая сила Ро в кг 465 600 740 935 1270 1650 2050 2250
Крутящий момент М^р в кгм 0,70 ч1,Ю 1,70 2,60 4,70 7,80 12,00 14,40
Эффективная мощ- ность Ne в квт 0,80 1,00 1,35 1,65 2,30 3,10 3,95 4,35
Подача s в мм)об 0,030 0,035 0,040 0,045 0,050 0,060 0,065 0,070
Скорость резания v30 в м/мин 25 24 23 22 22 21 21 20
Число оборотов свер- ла п в минуту 57—65 800 635 520 435 350 280 240 210
Осевая сила Ро в кг 520 675 840 1020 1350 1760 2140 2400
Крутящий момент Мкр в кгм 0,70 1,20 1,80 2,60 4,60 7,80 11,60 14,00
Эффективная мощ- ность 7Ve в квт 0,60 0,80 0,95 1,15 1,65 2,25 2,85 3,00
Пояснения к режимам резания
Скорости резания подсчитаны по формуле (16).
Приведенные в таблице скорости резания относятся к стойкости сверла
Т = 30 мин. Для иной стойкости скорость резания, выбранная по таблице, должна
быть умножена на поправочный коэффициент Кт согласно табл. 2. Показатель
относительной стойкости m = 0,25.
Осевые силы Ро определены по формуле (17). Крутящие моменты подсчи-
таны по формуле (18).
Эффективные мощности определены по следующей формуле:
Ne 716,2 1,36 Квт'
Таблица 2
Поправочный коэффициент Кт
Период стойкости сверла Т в мин. 15 18 21 24 30 36 40 45
Значения поправочно- го коэффициента Кт 1,19 1,13 1,09 1,06 1,00 0,96 0,93 0,90
378
Приложения
ПРИЛОЖЕНИЕ IV
Таблица 1
Скорости резания и минутные подачи sM при развертывании закаленных
легированных конструкционных сталей твердостью Hrg = 33 развертками,
оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части разверток (фиг. 152): а == 6°;
7 = — 15°, То = — Ю°; — 0°; ср = 15°; <р0 = 2°; f = 0,2 мм; а — 2ч-3 мм;
= 1,5-4- 2,0 мм; t — 0,2 мм
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор
эмульсола в содовой воде -ф- 5% сульфофрезола
Подача S в мм/об Диаметр развертки D в мм
10 12 14
^30 в мм!мин п в об/мин. SM в мм/мин ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин о а со п в об/мин SM в мм/мин
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 70 59 52 46 2230 1875 1655 1465 446 562 662 732 ' 73 ' 62 54 49 1940 1640 1430 1300 388 491 572 650 78 65 58 53 48 1770 1475 1320 1205 1090 354 442 528 603 654
Подача 3 в мм/об Диаметр развертки D в мм
16 18 20 25
Vso в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин ^80 в м/мин п в об/мин. SM в мм/ммн в м/мин Л в об/мин. SM в мм/мин ^80 в м/мин п в об/мин. яиж/жж я
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 82 69 61 55 51 1640 1380 1220 1100 1020 328 414 488 550 612 86 72 64 58 54 1520 1275 ИЗО 1025 955 304 383 452 513 573 90 75 67 61 56 1430 1195 1070 970 890 286 359 428 485 534 98 83 73 66 61 57 54 1250 1060 930 840 780 725 690 250 318 372 420 468 507 552
П риложения
379
Продолжение табл. 1
Драмет{. • развертки , D в мм
Подача 30 35 40
в мм/об 1 ^30 м/мин об/мин. 5М мм/мин а с об/мин. SM MM/MUH V3. м/мин а об/мин. «о
со со со со со со CQ X)
0,2 106 изо 226 113 1025 205 119 955 191
0,3 8< 945 283 95 £ 565 260 100 800 240
0,4 7$ 840 336 84 765 306 88 705 282
0,5 71 755 378 76 690 345 80 640 320
0,6 66 700 420 70 635 381 74 590 354
0,7 & 660 462 66 600 420 69 550 385
0,8 58 615 492 62 565 451 65 520 416
Диаметр развертки D в мм
Подача 45 50 55 60
$ в мм/об м/мин с об/мин. а а 3 ^30 м/мин п об/мин. SM мм/мин ^30 м/мин •ни и/до и а а чЗ м/мин п об/мин. а а 4
00 00 а со 00 со со со 00 со со со
0,3 104 735 221 109 692 208 ИЗ 652 196 117 620 186
0,4 92 650 260 96 610 244 100 578 231 104 550 220
0,5 84 5 >95 298 87 555 278 9 1 525 263 94 496 248
‘ 0,6 78 >50 330 81 515 310 84 485 291 87 460 276
0,7 73 с >15 360 76 483 338 79 456 319 81 430 301
0,8 69 490 392 71 451 362 74 427 342 77 407 326
0,9 65 460 415 68 433 390 7 1 410 370 73 386 347
1,0 62 438 438 65 413 413 б: 1 338 388 70 370 370
380
П риложения
Таблица 2
Скорости резания ^30 и минутные подачи sM при развертывании
закаленных легированных конструкционных сталей твердостью
Hr0 = 45 развертками, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части разверток (фиг. 152): а = 6°;
Т = — 15°; io = — J0°; X = 0°; = 15°; <р0 = 2°; /= 0,2 мм; а = 2ч-3 мм;
/0 = 1,5ч-2,0 мм; t = 0,2 мм
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор
эмульсола в содовой воде + 5% сульфофрезола
Подача S в мм об Диаметр развертки D в мм
10 12 14
^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин аг * са п в об/мин. 5М в мм/мин 'HTIW/W я п в об/мин. SM в мм/мин
0,20 м 1495 299 52 1375 275 54 1230 246
0,25 39 1240 310 . 43 1140 285 44 1000 250
0,30 35 1115 335 38 1005 302 40 910 273
0,40 29 890 356 31 823 329 32 727 291

Диаметр развертки D в мм
Подача 16 18 20
S в мм/об ^30 в м/мин п в об/мин. ai а с? Ц 03 ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин
0,20 56 1115 223 59 1045 209 60 955 191
0,25 47 935 234 49 867 217 52 830 208
0,30 41 817 246 44 780 235 46 730 220
0,40 34 677 271 36 636 255 37 590 236
0,50 30 597 290 31 548 274. 33 525 262
Приложения
38 7
Продолжение табл 2
Диаметр развертки D в мм
Подача 25 30 35 40
5 в мм/об ^30 м/мин п об/мин. SM мм/мин ^30 , м/мин \ п об/мин. SM мм/мин г| к S о SM мм/мин м/мин к S о SM мм/мин
03 СО СО СО 03 СО СО 03 со со со со
0,20 67 853 171 72 765 153 76 690 138 80 640 128
0,30 49 ‘625 188 54 572 172 58 527 158 61 487 146
ч
0,40 41 522 209 44 476 190 46 418 168 49 392 157
0,50 36 458 229 38 403 202 41 373 187 43 343 172
0,60 32 408 245 34 360 216 37 336 202 39 312 187
0,70 — — — — — . — — — — 36 287 201
Диаметр развертки D в мм
Подача 45 50 55 60
в мм/об /мин п б/мин. SM м/мин 1>м /мин п б/мин. ^30 /мин п б/мин. at л со /мин п б/мин. 5 л IM'MUP
о о о * 3* о
и оз са S3 аз аз 05 05 СО со аз ос.
0,30 63 445 134 66 420 126 69 400 120 70 373 112
0,40 51 360 144 53 337 135 54 312 125 58 309 124
0,50 45 320 160 47 299 150 48 277 138 50 265 133
0,60 41 290 174 42 268 161 43 249 149 45 240 144
0,70 37 262 183 39 248 173 40 231 162 41 218 153
0,80 33 234 187 35 222 178 36 208 167 38 202 162
382
Приложения
Таблица 3
Скорости резания ^30 и минутные подачи sM при развертывании
закаленных легированных конструкционных сталей твердостью
№^ = 51 развертками, оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части разверток (фиг. 152): а = 6°;
Т = — 15°; то = — 1°°; X = 0°; <? = 15°; ?0 = 2°; / = 0,2 мм; а = 2-4-3 мм\
10 = 1,5 ч- 2 мм; t = 0,2 мм.
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор эмульсола
в содовой воде + 5% сульфофрезола
Подача в мм об Диаметр развертки D в мм
10 12 14
* gtt tn п в об/мин. SM в мм/мин ®80 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин ®30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин
0,2) 35 1145 229 39 1000 200 40 910 182
0,25 27 860 215 30 795 198 31 700 175
0,30 23 735 221 25 660 198 26 590 177
0,35 19 605 212 21 555 119 22 500 175
0,40 — — — — — — 19 430 172
Диаметр развертки D в мм
Подача 16 18 20 25
в м.м!об в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин * * tn п в об/мин. SM в мм/мин * И п в об/мин. SM в мм/мин * * 93 п в об/мин. SM в мм/мин
0,20 42 835 167 44 780 156 45 720 144 50 640 128
0,25 33 655 164 34 600 150 36 570 142 39 495 124
0,30 27 537 161 29 515 155 30 480 144 32 410 123
0,35 24 . 475 166 25 440 154 26 415 145 28 355 125
0,40 20 400 160 21 370 148 22 350 140 24 305 122
0,45 — — — 19 335 150 20 320 144 22 280 126
0,50 — 20 255 128
1 -
Приложения
383
Продолжение табл. 3
Диаметр развертки D в мм
Подача 30 35 40 45
5 в мм!об в м/мин п в об/мин SM в мм/мин ? со в об/мин. SM \ в мм/мин | в м/мин п в об/мин. а* SS и »зо в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин
0,20 54 575 115 57 518 104 60 480 96 63 447 89
0,25 42 445 111 45 410 102 47 375 94 50 353 88
0,30 35 372 111 38 345 104 40 320 96 41 290 87
0,35 31 330 115 33 300 105 34 270 95 36 254 89
0,40 26 276 но 27 246 98 29 232 93 30 213 85
0,45 23 243 109 25 227 "102 26 206 93 24 190 85
0,50 21 220 ПО 22 200 100 23 183 92 24 170 85
0,60 17 180 108 18 165 99 19 152 92 20 142 85
0,70 — — — — — — 16 128 90 17 120 84
Диаметр развертки D в мм
Подача 50 55 60
S в ММЮб ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм!мин ^30 в м/мин п в об/мин. s м в мм/мин ^зэ в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин
0,20 66 420 84 68 398 80 71 378 76
0,25 52 350 87 54 313 78 55 292 73
0,30 43 272 82 45 262 79 46 244 73
0,35 37 236 82 39 225 79 40 212 74
0,40 31 197 79 32 185 74 34 180 72
0,45 28 178 80 29 168 76 30 159 72
0,50 25 158 79 26 151 76 27 144 72
0,60 21 133 80 21 122 73 22 117 70
0,70 18 115 80 19 110 77 20 106 74
3 84
Приложения
Пояснения к режимам резания
В табл. 1—3 приведены рекомендуемые режимы развертывания легирован-
ных сталей, закаленных на твердость Hr^— 38-Т-51. Для сталей твердостью
— и 38 скорости резания подсчитаны по формулам (19) и (20).
Скорости резания для стали твердостью HRq =45 получены путем умноже-
ния скоростей резания для стали твердостью Нрс = 51 на поправочные коэффи-
циенты Ку Значения коэффициента К» в зависимости от подачи s приведены
в табл. 4.
Число оборотов п развертки определено по формуле
1000 v
П —---7— об/мин.,
а минутные подачи sM — по формуле
sM = sn мм/мин.
Приведенные в таблицах режимов скорости резания рассчитаны на стой-
кость развертки Т = 30 мин., глубину резания t — 0,2 мм и твердый сплав Т15К6.
Приняты следующие значения показателя относительной стойкости инструмента т\
Твердость обрабатываемой
стали HRc ...... . ... . 38 45 51
Показатель т ........... 0,40 0,60 0,85
Для условий работы, отличных от указанных, скорости резания, выбранные
из табл. 1—3, следует умножить на поправочные коэффициенты и Кр учи-
тывающие иную стойкость фрезы (табл. 5) и другую глубину резания (табл. 6)
При работе развертками, оснащенными твердым сплавом Т15К6Т, выбран-
ные по таблицам скорости резания следует умножить на поправочный коэффи-
циент Ки = 1,10.
Подачи для развертывания выбираются по табл. 1—3 из условий макси-
мальной производительности, если величина подачи не ограничивается жесткостью
системы станок — деталь — инструмент, мощностью станка, прочностью инстру-
мента и другими условиями.
Для получения 2-го класса точности и чистоты поверхности выше 9-го класса
при развертывании отверстий в деталях из стали твердостью Нрс = 49 н- 54
следует применять подачи: для D < 20 мм s до 0,3 мм/об\ для D > 20 мм s
до 0,4 мм/об. Для закаленных сталей меньшей твердости можно принимать
указанные подачи, учитывая, что обработка здесь производится с большими
скоростями резания.
Таблица 4
Поправочный коэффициент
Подача s в мм/об 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,60 0,70 0,80
Значения коэф- фициента Kv 1,34 1,43 1,53 1,62 1,70 1,78 1,86 2,02 2,14 2,22
Приложения
385
Таблица 5
Поправочный коэффициент Кт в зависимости
от стойкости развертки
Твердость обрабатываемой стали
Период стой- кости развертки Т в мин. HR(^\'
Значения коэффициента Kq
10 1,55 1,93 2,54
20 1,18 1,27 1,41
30 1,00 1,00 1,00
40 0,89 : 0,84 0,78 .
50 .0,81 0,74 0,65
60 0,76 0,66 х 0,55 •’
70 0,71 0,60 0,49
80 0,67 0,55 0,43
90 0,64 0,51 0,39
100 0,62 0,48 0,36
ПО 0,59 0,45 0,33
120 0,57 0,43 0,31
Таблица 6
Поправочный коэффициент Kt в зависимости
от глубины резания
Твердость обрабатываемой стали
Глубина резания t в мм HRC^
Значения коэффициента
0,05 1,30 1,73 2,83
0,10 1,14 1,30 1,68
0,15 1,06 1,10 1,25
0,20 1,00 1,00 1,00
0,25 0,96 0,91 - 0,86
0,30 0,93 0,84 0,74..
25 Зак. 2832,
386
Нрилайсения
ПРИЛОЖЕНИЕ V
Таблица 1
Скорости резания tr30 и минутные подачи sM при зенкеровании закаленных
легированных конструкционных сталей твердостью Нрс = 38 зенкерами,
оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части з е н к е р о в (фиг. 188): а = 10°; а0 == 10°;
т = —15°; т0 = — 10°; X = 0°; ср « 60°; <р0=15°; t ^=0,Зч- 0,5 мм\
а =з 1,5 -ь 2,0 мм\ /0 = 0,5 ч-1,0 мм\ t — 1 мм
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор
эмульсола в содовой воде 4-5% сульфофрезола
Диаметр зенкера D в мм
Подача 10 12 14 16
5 в мм/об в м/мин X X о СП * Л а ^ЗЭ в м/мин п в об/мин. * ч! * а а» д * а п в об/мин. SM в мм/мин в м/мин X X о а SM в мм/мин
0,20 52 1650 330 59 1565 313 65 . 1475 295 69 1370 274
0,25 46 1465 366 52 1380 344 56 1270 318 60 1190 298
0,30 40 1270 380 44 1170 350 49 1110 333 53 1050 315
0,40 34 1080 432 38 1010 405 41 930 372 46 915 366
0,50 30 955 477 34 900 450 37 840 420 40 795 398
Диаметр зенкера D в мм
«Подача 18 20 25 30
в мм/об Van в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин Van в м/мин х X «Л о X SM в мм/мин Vay в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин а о а а п в об/мин. а а со м
0,30 57 1010 303 61 970 291 — — — — — —
0,40 48 850 340 52 830 332 60 765 306 67 710 284.
0,50 42 745 373 46 730 365 52 660 330 59 625 313
0,60 38 670 402 41 650 390 46 585 350 52 550 330
0,70 35 620 434 37 590 413 43 550 385 48 510 357
0,80 — — — 35 555 444 40 510 432 44 470 376
0,90 — — — — — — 37 470 423 41 435 392
Приложения
38Г
Продолжение табл. I
Подача 5 в мм/об Диаметр зенкера D в мм
35 40 45 50
»зо в м/мин х . S о SM в мм/мин ой со п в об/мин. SM в мм/мин в м/мин п в об/мин. 5м в ммГмин »30 в м/мин х X о со в мицмим
0,40 72 655 262 78 620 248 — — — — __
0,50 63 570 285 69 545 273 74 525 263 79 500 250
0,60 56 510 306 61 485 291 65 460 276 70 445 267
0,70 52 470 330 56 445 312 60 425 298 65 415 290
0,80 48 435 348 53 420 336 56 400 320 60 380 304
0,90 45 410 370 48 380 342у 52 370 333 55 350 315
1,00 42 380 380 45 355 355 49 350 350 52 330 330
Таблица 2*
Скорости резания и минутные подачи sM при зенкеровании закаленных
легированных конструкционных сталей твердостью /7/?с = 45 зенкерами»
оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части з е н к е р о в (фиг. 188): а = 10°; а0 =? 10°^
у = — 15°; 7о = — 10°; X = 0°; <р = 60°; <р0 = 15°; X = 0°; / = 0,3--0,5 мм;
а = 1,5 ч-2,0 мм; /0 = 0,5 -ь 1,0 мм; t — 1 мм
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор эмульсола
в содовой воде + 5% сульфофрезола
Диаметр зенкера D в мм
Подача 10 12 14 16 '
$ в мм/об HTIW/VT 8 08а п в об/мин. SM в мм/мин ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин , «'so в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин »з.) в м/мин п в об/мин. WltT/KW в
0,20 35 1115 223 39,5 1050 210 43,5 990 198 — — 1 —
0,25 31 990 248 35 . 930 232 38 865 216 41 815
0,30 27 860 258 30 795 239 33,5 760 218 36,5 725 Ж ?
0,35 25,5 810 283 28 740 259 31 705 247 33,5 665 J 2$3 j
0,40 23 735 294 26 690 276 28 635 254 31 615 : ' 246 1
0,45 21,5 685 309 24 635 286 26,5 600 270 28,5 565 254'
0,50 — — — — — — — — — 27 535 1267 i
0,60 — — — — — — — — — 24 475 "ж 1 в
25*
388
П риложеная.
Продолжение табл. 2
? •" Диаметр зенкера D в мм |
Подача 18 20 25 зо ;
В MMIOt. Hnw/vr .°®л । •iiHii/go . и _ мм/мин 1 Рз ! м/мин л об/мин. s-“ мм/мин ^30 м/мин об/мин. — SM мм/мин 1 Рзо Mt мин п, об/мин. SM мм/мин
со а ' * а а а а а а * г а а а tb
0,30 39 690 207; 41 650 195 — i ' — —
0.35 35.5 625 219 38 605 212 43,5 555 195’ — — —
J 0,40 32,5 575 230! 35 555 222 40,5 £15 206 45 480 192
, 0,45 31 550, 247 32,5 515 232 35,5 450 202 42 445 200
! 0,50 28,5 505 252 31 495 247 35 . 445 ' 222 39,5 420 210
0,60 26 460 276 27,5 440 264 31 395 237 35 370 222
0,70 — — — 25 400 280 29 370 259 32 340 238
0.80 — 30 320 256
Диаметр зенкера D в мм
Подача 35 40 45 50
5 В ММ!об ®зо MjMUH л об/мин. * ч * ч п об/мин. 5м мм/мин ^30 м/мин п об/мин. SM мм/мин ^30 м/мин л об/мин. SM мм/мин
а а а а а а а а а' а а а
I 0,40 49 445 178 52,5 415 166 56,5 : 400 160 61 390’ 156
0.45 45,5 415 187 49,5 390 175 53: 375 169 56,5 360 162
0.50 42,5 385 192. 46,5 370 185 49,5 350 175 53,5 к : . 340 170
; 0,60 38 345 207 41 325 195 44 । 310 186 47,5 300 180
: 0,70 35 320 224 38 300 , 210 40,5 285 199. 43,5 275 192
0,80 33 300 240 35,5 280 . 224' .. 38 270 ; 216. 40,5 ; 260 208
Приложения

Таблица Э
Скорости резания и минутные подачи sM при зенкеровании закаленных
легированных конструкционных сталей твердостью Hrg = 51 зенкерами,
оснащенными твердым сплавом Т15К6
Геометрия режущей части зенкеров (фиг. 188): а = 10°; а0 — 10°;
Y = — 15°; Yo = — Ю°; = 0°; ср = 60°; ср0 = 15°; f = 0,Зч-0,5 мм;
а = 1,5 -г- 2,0 мм; 1$ = 0,5 -ь 1,0 мм; t = 1 мм
Охлаждающе-смазывающая жидкость состава: 10-процентный раствор эмульсола
в содовой воде + 5% сульфофрезола
Подача s" в мм/об Диаметр зенкера D в мм
10 12 14 ш
1 ^30 .в м/мин_ п 1 в об/мин. 5 Л» в мм/мин в м/мин . п в об/мин, > SM в мм/мин «'so в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин а: .-а a f п в об/мин » 1 ’I
0,20 22,5 715 143 25,5 675 135 28 635 , 127 30 595 119
0,25 20 635 ' 15<Г 22,5 595 149 24,5 555 139 26,5 525 , 13V
0,30 17,5 555 167 19,5 515' 155 21,2 490 147 23,5 465 139
0,35 16,5 525 184 18 475 .166- 20. 455 160 21,5 425 149
0,40 15: '475 190 16,5 435 174 18 410 164 20 400 •' 160
0,45 18,5 370 166
0,50 17,5 350 175
Диаметр зенкера D в мм
Подача 18 20 25 30
в мм/об ^30 в м/мин п в об/мин. SM в мм/мин »30 в м/мин п в об/мин. аг а *3 со «'so в м/мин я • S о а SM в мм > мин 1 ®30 в м/мин п в об/мин. sm в мм/мин
0,30 25 440 132 26,5 420 126 — — —, — — —т— -
0,35 23 • 405 142 24,5 390 137 28 355 124 — — — ;
0,40 21 370 148 22,5 360 144 26 330 132 29 310 124
0,45 20 .355 160. 21 335 151 23 290 131 27 290 131
0,50 18,5 330 165 20 320 \ 160 .22,5 ,_285 .143 25,5 270 135
0,60 , — — — ' — , т- — .20 255 153 • 22,5 240 144
- —
.390
П риложения
Продолжение табл. 3
Диаметр зенкера D в мм
Подача 35 40 45 50
5 в ммоб е а ** * п об/мин. SM мм/мин »30 м!мин п об/мин. SM мм/мин м/мин п об/мин. SM мм/мин v3o м/мин п SM мм! мин
i п И CQ со CQ со со со со со со со
0,40 31,5 285 114 34 270 108 36,5 260 104 — — —
0,50 27,5 250 125 30 240 120 32 225 113 34,5 220 по
0,60 24,5 220 132 26,5 210 126 28,5 200 120 30,5 195 117
0,70 22,5 205 143 24,5 195 136 26 185 130 28 180 126
Пояснения к режимам резания
В табл. 1—3 приведены рекомендуемые режимы зенкерования легирован-
ных сталей, закаленных на твердость Hrg~ 38ч-51. Скорости резания подсчи-
таны по формуле (21).
Числа оборотов зенкера п и минутные подачи sM определены по следую-
щим формулам:
1000
п == -- - об/мин.;
Sm =8П ММ/мин. .
Приведенные в таблицах режимов скорости резания относятся к стойкости
зенкера Т = 30 мин., глубине резания t — 1,0 мм и твердому сплаву Т15К6.
Для условий работы, отличных от указанных, скорости резания, выбранные
«з табл. 1—3, следует умножить на поправочные коэффициенты Ку и /Q, учи-
тывающие иную стойкость зенкера (табл. 4) и другую глубину резания (табл. 5).
При работе зенкером, оснащенным твердым сплавом Т15К6Т, выбранные
го таблицам скорости резания следует умножить на поправочный коэффициент
Л, = 1,10.
Таблица 4
# Поправочный коэффициент
Период стой- кости зенкера 7 в мин. 10 20 30 40 50 60 75 90 120 150 180
Значения коэф- фициента Кт i;64 1,20 1,00 0,88 ,„4. 0,80 0,73 0,66 0,61 0,54 0,48 0,45
Таблица 5
Поправочный коэффициент Kt
Глубина реза- ния t в мм 0,3 0,5 . 0,8 1,0 1,2 > 1,5
Значения коэф- фициента Kt М3 ч 1,23 1,06 1,00 0,95 0.89
Приложения
391
ПРИЛОЖЕНИЕ VI
Таблица 1
Скорости резания и числа проходов при нарезании резьбы
на легированных конструкционных сталях, закаленных на твердость
с — 35 -н 65
Шаг резьбы <5 В ММ Длина нарезки 1 в мм Твердость обрабатываемого материала HRq
35 15 1 55 | 65
Режимы резания
проходы проходы проходы проходы
черновые чистовые черновые чистовые черновые чистовые черновые | чистовые
V ' 1 V ' 1 V 1 V i V ‘ 1 v i V i I V
2 3 4 i- 20 20 40 число п 5 7 9 роход 48 38 32 .ов; v 3 3 3 — с КС 58 45 38 >рОСТ| 7 11 16 ь рез! 22 18 15 зния 5 5 X 5 При ( 27 21 18 1ТОЙК1 9 15 23 ости 12 10 8 резиа 6 6 6 15 11 10 30 м? 11 19 30 IH. в 7,5 6 5 м/ми. 8 8 8 н. 9 7 6
Пояснения к режимам резания для нарезания
наружной резьбы
Режимы, приведенные в табл. 1, предусматривают:
1) врезание резца при черновых проходах способами, показанными на
фиг. 199, б и в\ при чистовых проходах способом, показанным на фиг. 199, а;
2) для черновых резцов применение твердого сплава ВК8, для чистовых
резцов — сплава Т15К6;
3) для черновых резцов передний угол у = — 3°, для чистовых резцов 7 = 0°;
4) для черновых и чистовых резцов а = 13°, аг = 6°, ; = 0°;
5) обязательную доводку резцов пастой из карбида бора;
6) радиус закругления вершины: у черновых резцов г = 0,4 мм — для
резьбы с шагом s = 2 мм*, г — 0,6 лмг — для резьбы с шагом $ —3 и 4 мм\
у чистовых резцов г = 0,3 мм — для резьбы с шагом $ — 2 мм\ г = 0,4 мм —
для резьбы с шагом^ $ — 3 мм\ г = 0,6 мм — для резьбы с шагом $ = 4 мм.
7) для внутренней резьбы увеличение числа проходов на 2О°/о и уменьше-
ние скорости резания на 15—2О°/о по сравнению с табличными данными.
ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА
1. Энциклопедический справочник «Машиностроение», т. 3, Машгиз, 1947.
2. Кащенко Г. А., Основы металловедения, Машгиз, 1956.
3. Кащенко Г. А., Основы металловедения, Металлургиздат, 1950.
4. Фридман Я. Б. и Володина Т. А., О прочности и пластичности
закаленной стали, Доклады АН СССР, т. XLVIII, № 8, 1945.
5. Г р о з и н Б. Д., Механические свойства закаленной стали, Машгиз,
1951. 1
6. Kieffer R. und Schworzkopf Р., Hartstoffe und Hartmetalle,
Springer—Verlag, Wien, 1953.
' > 7. Б p ox и н И. С., Современные отечественные инструментальные твер-
дые сплавы и их свойства, Сборник «Скоростные методы обработки металлов,,
Доклады и тезисы докладов на Московской конференции по скоростным ме-
тодам обработки металлов», Машгиз, 1949.
8. Грановский Г. И., Износостойкость твердых сплавов и закаленных
инструментальных сталей, Сборник МВТУ «Резание металлов и инструмент»,
Машгиз, 1955.
9. Р и с к и н В. Я.> Труды первой конференции цо твердым сплавам,
Металлургиздат, 1933.
10. Бе тан ел и А. И., Твердость твердых сплавов и минералокерамиче-
ских материалов в горячем состоянии, «Вестник машиностроения», 1953, № 4.
11. Казаков Н. Ф., Исследование твердости инструментальных материа-
лов при нагреве, Сборник Комиссии по технологии машиностроения АН СССР
«Трение и износ при резании металлов», Машгиз, 1955.
12. Р а с с о х и н В. Я. и Рура М. А., Зарубежные марки твердых спла-
вов для металлорежущего инструмента, «Станки и инструмент», 1957?, № 6.
13. Казаков Н. Ф. и Андрианова М. Н., Определение режущих
свойств вольфрамовых твердых сплавов на кобальтовой и никелевой цементи-
рующих связках, «Станки и инструмент», 1957, № 6
14. Кацнельсон В. Ю., Исследование новых марок титановых твер-
дых сплавов при точении стали со снятием стружек крупного сечения, Сбор-
ник ЦНИИТМАШ «Исследования в области технологии обработки металлов
резанием», Машгиз, 1957.
15. Производство твердых сплавов, Сборник ИТЭИН АН СССР «Порош-
ковая металлургия в машиностроении капиталистических стран», 1955.
16. Раковский В. С. и др., Твердые сплавы в- машиностроении, Маш-
гиз, 1955.
17. Раковский В. С. и Андерс Н. Р., Основы производства твердых
сплавов, Металлургиздат, 1951.
18. Мамаев В. С., Определение наивыгоднейших условий эксплуатации
минералокерамических резцов, Автореферат диссертации, МВТУ имени Баумана,
1957.
19. К и р и л л о в а О. М., Ис( ледование режущих свойств инструменталь-
ной минеральной керамики, Автореферат диссертации, ЦНИИТМАШ, 1956.
20. Инструктивные материалы по изготовлению и применению резцов
с минералокермическими пластинками, ВПТИ транспортного машиностроения,
Литература
393
,..с1Д1>Л о г а к Н. С., Тонкое точение закаленных сталей; Сборник
ЦНнИТМАШ «Чистовая обработка конструкционных металлов», Машгиз, 1951.
22 3 о р е в Н. Н., Силы резания при точении закаленных сталей, ИТЭИН
AFHTCP, 1955.
. 23± Малкин А. Я , Скоростное точение закаленных сталей, Сборник
ЗОЙрбстная обработка металлов резанием», Оборонгиз, 1951.
24. М а к а р о в А Д., Исследование некоторых составляющих погрешно-
стей обработки и высоты микронеровностей при чистовом точении закаленных
сталей, Автореферат диссертации, Московский авиационный технологический
институт, 1955.
25. Вульф А. М., Основы резания металлов, Машгиз, 1954.
'2 6у Маслов А А., Исследование точения закаленных сталей. Авторефе-
рат Диссертации, Московский инженерно-физический институт, 1954.
27 Министерство станкостроения СССР, Режимы скоростного резания при
точении и фрезеровании черных металлов твердосплавным инструментом, Маш-
гцз, 1950.
28. Щелконогов Н. И., Обработка закаленных сталей резцами из твер-
дых сплавов и предпосылки для механической обработки стали при особо вы-
соких скоростях резания. «Вестник металлопромышленности», 1938, № 1.
29. Г рудов.П П.,- Обработка закаленных сталей резцами с пластинками
^Т^ЭДЙ'лых сплавов. «Станки и инструмент». 1947, № 3
30. , Б е л о у с о в а Е. А. Исследование качества поверхности стали высокой
твердости после токарной обработки, Автореферат диссертации, ЦНИИТМАШ,
1956
31 Ларин М. Н., Определение оптимальных передних и задних углов
твердосплавных режущих инструментов, Сборник «Прогрессивная технология
машиностроения», часть первая, вып II, Машгиз, 1951.
32. ~ _К ривоухов В. А., Инструкция по применению метода трансскорост-
ЙЙгб резания металлов, изд. Министерства речного флота, 1948.
33 Болотин А И, Опыт внедрения скоростных методов обработки ме-
таллов' резанием на заводе «Красный пролетарий», .Сборник «Скоростные ме-
тоды обработки металлов, Опыт московских заводов», Машгиз, 1949.
34. Т у р ч а н и н о в И. Г., Скоростное резание на заводе «Борец», Сборник
«Скоростные методы обработки металлов. Опыт московских заводов», Машгиз,
1949 < > .
35. Кап.ительман В. И., Скоростное точение закаленной стали резцами
из твердых сплавов, «Станки и инструмент», 1948, № 6.
36.. Некрасов С. С., Токарная обработка закаленных колец крупнога-
баритных подшипников, «Вестник машиностроения», 1950, № 12.
37 Р у д н.ик С. С., Законы скорости резания для резцов из сверхтвердых
сплавов, Сборник докладов конференции по резанию металлов, 1937.
38. Б е с п р о з в а н н ы й И. М.. Физические основы учения о резании
металлов, Оборонгиз, 1941.
19 8^К_^3В ° В А Некоторые вопросы стойкости резца, Труды ТбИИЖТ,
40. Беспрозванный И. М., Исследование работы при чистовой обра-
ботке токарными проходными резцами, ОНТИ, 1938.
ЭЗб^К-З iV Р6 В Е К’’ Оптимальная геометрия резца, «Оргаинформация»,
42. Иткин М. Э., Исследование скорости резания при чистовой обработке
сталей для паровозных и вагонных осей резцами победит а-21. «Вестник
металлопромышленности», 1939, № 9.
43. Клушин М; И., Скоростное резание металлов, Машгиз, 1947.
44. Ф ел ьд штейн Э. И., Обрабатываемость сталей, Машгиз, 1953.
45. И с а е в А. И., Процесс образования поверхностного слоя при обра-
ботке металлов резанием, Машгиз. 1950.
46. Резников Н.. И., Учение о резании металлов, Машгиз, 1950.
394
Литература
47. М а т а л и н А. А., Качество поверхности и эксплуатационные свойства
деталей машин, Машгиз, 1956.
48. Дьяченко П. А. и Якобсон М. О., Качество поверхности при об-
работке металлов резанием, Машгиз, 1951.
49. Соколовский А. П., Научные основы технологии машиностроения,
Машгиз, 1955.
50. Силантьев А. В., О повышении производительности при попереч-
ном фасонном точении закаленной стали ШХ15, Сборник Московского инже-
нерно-физического института «Новые исследования в области обработки ме-
таллов резанием», Машгиз, 1957.
51. Жихарев В. И., Обработка закаленных легированных сталей резцами
с керамическими пластинками, «Вестник машиностроения», 1955, № 7.
52. X а ж и н с к и й Н. М., Скоростная обработка металлов резанием на
1-м ГПЗ, Сборник «Скоростные методы обработки металлов, Опыт московских
заводов», Машгиз, 1949.
53. Резницкий Л. М., Обработка резанием закаленных сталей, Машгиз,
1949.
54. Резницкий Л. М., Точение закаленной стали, Лениздат, 1951.
55. D a w i h 1 W. und D i n g 1 i n g e r E., Handbuch der Hartmetallwerk-
zeuge, Springer — Verlag, Berlin (Gottingen) Heidelberg, 1953.
56. Л a p и н M. H и Маслов А. А., Исследование метода обработки
закаленных сталей путем ввода в зону резания трансформированного тока,
Сборник «Новые исследования в области обработки резанием металлов и
пластмасс», Машгиз, 1952.
57. Конструкции твердосплавного инструмента, Сборник ВНИИ, Машгиз,
195Т -X
58. Конструирование режущего инструмента, Сборник ВНИИ, Машгиз,
1956.
59. Конструкция торцевых фрез с заточкой ножей вне корпуса, Сборник
ВНЙИ, Машгиз, 1954.
60. Маркелов П. А., Скоростное фрезерование сталей торцевыми фре-
зами, Оборонгиз, 1953.
61. Ларин М. Н., Оптимальные геометрические параметры режущей ча-
сти инструментов, Оборонгиз, 1953.
62. Щеголев А. В. и др., Скоростное фрезерование, Машгиз, 1949.
63. Г р у д о в П. П., Волков С. И., Воробьев В. М., Скоростное
фрезерование стали, Сборник ВНИИ, ЦБТИ, 1950.
64. Ларин М. Н., Основы скоростного фрезерования, Сборник «Скорост-
ная обработка металлов , резанием», Оборонгиз, 1953.
65. Л е в и н Б. Г., Сверла с пластинками твердых сплавов, Оборонгиз,
1940.
66. Министерство станкостроения СССР, НИБТН, Режимы скоростного ре-
зания при сверлении, зенкеровании, развертывании и резьбонарезании черных
металлов твердосплавным инструментом, Машгиз, 1951.
67. И г н а т о в Б. А., Исследование сверления закаленных сталей, Авто-
реферат диссертации, ЦНИИТМАШ, 1956.
68. Р о м а н о в К. Ф., Скоростное развертывание и зенкерование закален-
ных сталей, Оборонгиз, 1952.
69. Справочник машиностроителя, тт. I, II и III, Машгиз, 1951.
70. Р ы с ц о в а В. С., Изменения состояния поверхностного слоя шлифо-
ванных образцов в процессе износа, Сборник ЛИЭИ «Качество поверхности
и долговечность деталей машин», вып. II, 1956.
71. По дос ено в а И. А., Исследование качества поверхностного слоя
при круглом наружном шлифовании закаленной стали. Автореферат диссерта-
ции, ЦНИИТМАШ, 1956.
72. Алексеев А. В., К вопросу о резании закаленных сталей при вы-
соких скоростях, «Вестник металлопромышленности», 1939, № 1 .
Литература
395
73. Резницкий Л. М., Обрабатываемость специальных закаленных ста-
лей, Сборник ЛОНИТОМАШ «Материалы к конференции по резанию метал-
лов», 1940.
о р е в Н. Н., Вопросы механики процесса резания металлов, Маш-
гиз, 1956.
75. Г р у д о в П. П., Скоростное резание, Сборник «Скоростные методы
обработки металлов, Доклады и тезисы докладов на московской конференции
по скоростным методам обработки металлов», Машгиз, 1949.
76. А в а к о в А. А., Физическая сущность скоростного резания, Сборник
трудов Всесоюзного научно-инженерно-технического общества железнодорож-
ников, Тбилиси, 1954.
77. Садовский Д. В., Малышев К. А., Сазонов Б. Г., Фазовые
и структурные превращения при нагреве стали, Сборник «Металловедение
и термическая обработка», Машгиз, 1955.
78. Точность механической обработки и пути ее повышения, Сборник ЛПИ
им. Калинина, Машгиз, 1951.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение........................................................... 3
Глава Г. Механические свойства закаленных легированных кон-
струкционных сталей................................................. 6
1. Классификация легированных сталей......................... —
2. Конструкционные легированные стали........................ 8
3. Влияние легирующих элементов на механические свойства кон-
струкционных сталей в высокоотп^щенном состоянии............ 15
4. Влияние легирующих элементов на механические свойства кон-
струкционных сталей в низкоопущенном (закаленном) состоянии 17
5. Современные представления о механических свойствах закален-
ных сталей.................................................. 21
Глава II. Металлокерамические твердые сплавы и минералокерамика 24
6. Общие сведения............................................ —
7. Отечественные твердые сплавы . . . ...................... 26
8. Иностранные твердые сплавы............................... 53
9. Минералокерамика......................................... 61
Глава III. Точение закаленных сталей .............................. 69
10. Характеристика условий исследований, проведенных автором ... —
11. Стружкообразование......................v................ 72
12. Критерий затупления резца................................ 79
13. Выбор твердых сплавов.................................... 87
14. Влияние различных факторов на силы резания............... 92
15. Геометрия режущей части резца............................106
16. Влияние различных факторов на стойкость резца и скорость
резания......................................................130
17. Качество поверхности и точность обработки.................154
18. Поперечное фасонное точение...............................173
19. Точение резцами, оснащенными минералокерамикой.......... 177
20. Некоторые вопросы практики точения закаленных сталей .... 181
21 Обработка закаленных сталей путем ввода в зону резания элек-
трического тока............. . . ........................191
Глава IV. Торцевое фрезерование закаленных сталей..................197
22. Конструкция фрез.......................................... —
23. Критерий затупления и период стойкости фрезы.............210
24. Геометрия режущей части фрезы............................212
25. Влияние различных факторов на стойкость фрезы и скорость
резания.......................................................225
26. Сила резания и эффективная мощность.......................233
27. Чистота обработанной поверхности ....................... 236
Глава V. Сверление закаленных сталей............................... 239
398
Оглавление-
Глава VI. Развертывание закаленных сталей...........................247
28. Конструкция разверток и технологическая оснастка..........
ф 29. Геометрия режущей части развертки и марка твердого сплава
для ее оснащения..............................................259
30. Износ развертки и критерий ее затупления..................262
31. Стойкостные зависимости...................................265
32. Влияние различных факторов на точность размеров и чистоту
поверхности после развертывания...............................273
Глава VII. Зенкерование закаленных сталей....................28^
Глава VIII. Нарезание резьбы на закаленных сталях...................287
33. Критерий затупления резца.................................289
34. Определение оптимального числа проходов...................292
35. Влияние поперечной подачи резца на его стойкость..........298
36. Влияние радиуса закругления вершины и переднего угла резца
на его стойкость..............................................300
37. Выбор твердого сплава.....................................302
38. Влияние доводки режущих элементов резца на его стойкость . . —
39. Зависимость скорости резания от стойкости резца, шага резьбы
и поперечной подачи резца.....................................303
40. Заключение................................................309
Глава IX. Некоторые соображения о физических явлениях при
механической обработке закаленных сталей............................310
41. Скоростное резание закаленных сталей........................—
42. Качество поверхности при механической обработке закаленных
сталей........................................................311
43. Характер стружки и нарост на резце при точении закаленных
сталей........................................................316
44. О переднем и заднем углах резца при точении закаленных
сталей........................................................318
45. Теоретическое исследование сил резания при точении закален-
ных сталей....................................................320
46. Термо-скоростная гипотеза обработки закаленных сталей .... 330
47. Соотношение твердостей обрабатываемого материала и режу-
щего инструмента..............................................342
Приложения. Режимы точения, торцевого фрезерования, сверления,
развертывания, зенкерования и резьбонарезания закаленных легиро-
ванных конструкционных сталей.....................................345
Использованная литература ....................................... 392
Лев Михайлович РЕЗНИЦКИЙ
МЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ЗАКАЛЕННЫХ
СТАЛЕЙ
Редакторы издательства И. А. Бородулина, Т. Л. Лейкина
Технический редактор Л. В. Соколова Корректор Г. А. Дудусова
Подписано к печати 24/VII 1958 г. М-03160. Формат бумаги60х92‘/1Я.
Печ. листов 25,0. Уч.-изд. л. 25,2. Тираж 7000 Заказ № 2832.
Типография № 2 им. Евг. Соколовой УПП Ленсовнархоза.
Ленинград. Измайловский пр.. 29
Отпечатано с матриц в типографии № 3 Углетехиздит^
Ленинград,, ул. Салтыкова-Щедрина, 54. Зак. 3/1243
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр. Строка Напечатано Должно быть По чьей вине
20 22 сверху 0,8-14% 0,8—1,4% Корректора
22 2 сверху а ak Типографии
75 3 снизу в силе в виде
97 3 снизу 7 = 5* 7 = —5е Корректора
103 14 сверху ' р Рг Типографии
104 Формула (2) Dpz Ср z »
105 17 снизу 0.4Р ' 99
106 17 сверху при подаче, при подаче ур , Авт ра
106 18 сверху Р Pz Типографии
139 6 сверху Vo в м/мин v60 в м/мин л
190 5 снизу V в м/мин v60 в м/мин л
226 19 и 20 снизу п nv 99
235 10 снизу t 1 л
296 14 сверху, графа 5 слева 0,44 0,4 Автора
316 19 сверху /7 = 45 4-55 /7^ = 45 4-55 Типографии
327 1 снизу Р = Ср • Syp Р=Ср*$Ур Автора
328 Подпись к фиг. 210 силу Р силу Pz Типографии
328 1 снизу h А. (26)
а а
335 графа 1 Относительное суже- Относительное суже- Корректора
справа ние ср в % ние ф в %
335 / 9 снизу, графа 1 4,0 44,0 Типографии
справа
Заказ № 2832