В. А. ПОПОВ

КАЧЕСТВО
ПОВЕРХНОСТИ

ПРИ
ТОРЦЕВОМ
ФРЕЗЕРОВАНИИ
В. А. ПОПОВ

ЛАУРЕАТ СТАЛИНСКОЙ ПРЕМИИ

W9.I4

КАЧЕСТВО
ПОВЕРХНОСТИ
ПРИ
ТОРЦЕВОМ
ФРЕЗЕРОВАНИИ



ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧ О-ТЕХНкЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Aloe ни а	1952 Свердловск
В книге изложены исследования автора о влия-
нии технологических факторов при торцевом фре-
зеровании на микрогеометрию поверхности, о ха-
рактере микрогеометрии поверхности при торце-
вом фрезеровании некоторых сталей. Приводятся
рекомендации для получения заданной микрогео-
метрии при торцевом фрезеровании в производ-
ственных условиях.

По литературным данным освещен механизм
образования микронеровностей на обрабатываемой
поверхности.

Книга предназначена для инженеров-производст-
венников и научных работников.

ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ

Стр.

Строка

Напечатано

Дэлжйэ быть

По вине

15	10-я сверху	усадку стружки и глубину	усадка стружки и глубина	автора
48	14-я снизу	если > 3	если < '?	»
56	6-я сверху	а = 61,	а = 6°,	корр.
77	11-я сверху	2,0; 5; 0,96592	2 х 0,5 х 0,96592	автора
77	12-я сверху	= 0,92 мм/зуб	= 0,96 мм/зуб	»
81	7-я снизу	на фиг. 33—40	на фиг. 35	»
131	2-я снизу	резца	резцы	корр.
132	3-я снизу	v — 98 м/мин	и < 98 м/мцн	автора

Рецензент канд. техн, наук А. Н. Еремин

Редактор проф. Л1. Л. Шахрай

УРАЛО-СИБИРСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ МАШГИЗА
Редакция литературы по холодной обработке металлов
Ведущий редактор инж. Т. М. Сомова
ПРЕДИСЛОВИЕ

Современное машиностроение характеризуется непрерывным
увеличением скоростей рабочих процессов, повышением физиче-
ских параметров — давлений и температур, большими мощностя-
ми, сосредоточенными в одном агрегате, и автоматизацией.

Это приводит к тому, что все более возрастают требования к ка-
честву изготовления деталей и их точности. От механосборочного
цикла производства зависит окончательное формообразование де-
талей и правильная сборка машин. Поэтому наряду с работой над
повышением производительности процессов производства, вопрос
о повышении качества выпускаемой продукции занимает централь-
ное место.

Пути развития современного машиностроения весьма много-
образны и на нынешнем этапе быстрого движения вперед науки и
техники трудно предугадать, что принесет завтрашний день. Од-
нако уже сейчас можно достаточно точно установить основные
направления развития машиностроения.

Идет непрерывное увеличение мощностей машин, влекущее
за собой последовательное укрупнение агрегатов. Еще недавно
трехкубовый экскаватор весом около 160 т считался крупной маши-
ной. Между тем, уже созданы экскаваторы с емкостью ковша в 10
и 15 кубометров, весом 850—1000 т.

Вторым направлением, играющим решающую роль в совре-
менном машиностроении, необходимо признать высокие скорости
и рост числа оборотов. Уже не являются фантазией механизмы,
делающие 100 000 оборотов в минуту. Скорости прокатки дости-
гают 75—100 км/час.

И, наконец, полная автоматизация и доведение участия чело-
века в производственном процессе до минимума определяет третье
направление в развитии машиностроения.

В свете указанных путей развития советского машиностроения
проблема качества поверхностного слоя деталей машин приобре-
тает большое значение.
Стремление к созданию машин с непрерывным увеличением ско-
ростей рабочих процессов, повышением физических параметров —
давлений и температур, с большими мощностями, сосредоточен-
ными в одном агрегате, и автоматизацией приводит к необходимости
строительства громоздких машин с большим весом. Для уменьше-
ния объема и веса современных машин машиностроители должны
изыскивать пути применения более качественных легированных
сталей, а также изучать влияние качества поверхности на живу-
честь машины —на трение, износ, прочность, смазку и т. д.

Знание конструкторами степени влияния качества поверхност-
ного слоя на отдельные факторы, отражающиеся на эксплоатацион-
ных свойствах машины, сократили бы случаи необоснованного
выбора наиболее чистых и точных посадок поверхностей, излишних
запасов прочности и т. д., что, в конечном счете, без ухудшения
качества машины, сократило бы ее размеры и стоимость.

Знание конструкторами микрогеометрии, которая устанав-
ливается между смежными движущимися деталями при эксплоа-
тации машины, резко сократило бы пригоночные работы, так как
получение необходимой микрогеометрии путем механической об-
работки более экономично.

Это тем более важно потому, что в процессе эксплоатации ма-
шины, независимо от первоначальной обработки, устанавливается
после приработки определенная чистота поверхностей сопрягае-
мых деталей, которая может быть выше и ниже первоначальной.

Большое влияние качества поверхностного слоя на целый ряд
важнейших эксплоатационных свойств изделий делает задачу уста-
новления и практического достижения оптимального качества по-
верхностного слоя наиболее важной, сложной, первостепенной и
ответственной проблемой современного машиностроения.

| Русским ученым принадлежит приоритет как в постановке этой
проблемы, так и в деле установления научных метрологических
основ и приборов для измерения качества поверхностного слоя
деталей машин.

Достигнутые в настоящее время уровень и масштабы научно-
исследовательских работ по изучению качества поверхности вы-
двинули Советский Союз в области решения проблемы качества по-
верхности на одно из ведущих мест в мире. Вот почему не случайно
в 1947 г. Международная Ассоциация по стандартизации поручила
возглавить разработку международных стандартов по качеству
поверхности Советскому Союзу.
Научные работы последних лет показали необходимость значи-
тельно более сложной трактовки проблемы качества поверхности
деталей машин и ее влияния на эксплоатационные качества этих
деталей, нежели это имело место в период их разработки. Выяви-
лась целесообразность учитывать влияние не только микрогеомет-
рии, нои некоторых других факторов качества поверхности на более
широкий диапазон свойств деталей машин и самих машин, в связи
с увеличением рабочих давлений, температур, динамических нагру-
зок и скоростей рабочих процессов.

Проблема повышения эксплоатационной живучести деталей
наших машин, наряду с изучением влияния на псе качества поверх-
ностного слоя этих деталей, является крупнейшей народнохозяй-
ственной задачей.

Решение этой задачи должно итти по двум направлениям:

1.	По пути изучения влияния качества поверхностного слоя
на эксплоатационные свойства деталей;

2.	По пути получения наиболее экономическим способом не-
обходимого качества поверхностного слоя.

Влияние качества поверхностного слоя па эксплоатационные
свойства деталей машин изучают советские ученые: академик
С. В. Серенсен, заслуженный деятель науки и техники, проф.,
докт. техн, наук Э. А. Сатель, проф., докт. техн. наук. В.М. Кован,
проф. Н. Н. Хрущев, проф. А. Я. Малкин, проф., докт. техн, наук
П. Е. Дьяченко и другие.

По вопросу о получении необходимого качества поверхности
деталей наиболее экономичным способом имеются работы совет-
ских ученых: проф., докт. техн, наук П. Е. Дьяченко, проф., докт.
техн, наук А. И. Каширина, канд. техн, наук А. И. Исаева, канд.
техн, наук Д. Г. Белецкого, канд. техн, наук И. С. Штейнберга,
канд. техн, наук Н. А. Маталина, проф., докт. техн, наук М. В. Ла-
рина и других.

Этот вопрос представляет наибольший интерес для технологов,
мастеров и стахановцев наших машиностроительных заводов.

Однако если влияние различных факторов на микрогеометрию
поверхности при точении советскими исследователями (П. Е. Дья-
ченко, А. И. Исаев, П. Е. Семенов и др.) изучено достаточно, то
по торцевому фрезерованию имеется очень немного исследований,
хотя этот вид механической обработки занимает одно из основных
мест в обработке металлов резанием.

Кроме того, приведенные в литературе формулы по определе-
нию расчетной величины микронеровностей, например,, у Дья-
ченко, Ларина, Баруна и др. имеют ряд неточностей.

В данной работе освещаются результаты исследований автора
по влиянию технологических факторов на микрогеометрию по-
верхности при торцевом фрезеровании.

В книге приводятся вывод расчетных формул для определения
высоты микронеровностей и исследования автора. Излагаются
новые положения по образованию микронеровностей и влиянию
отдельных факторов на микрогеометрию поверхности при торце-
вом фрезеровании, отсутствующие в литературе. В дальнейшем
приведены руководящие материалы по выбору технологических
факторов в зависимости от микрогеометрии поверхности, заданной
чертежом.

Сложность и недостаточная изученность физических основ про-
цесса образования поверхностного слоя привели автора к необхо-
димости пользоваться методом косвенных доказательств и делать
отдельные предположения.

Данная работа не лишена, очевидно, недостатков, отдельные
положения, возможно, недоработаны. Однако автор считает, что
попытка систематизировать накопленный материал по столь важ-
ному вопросу должна принести известную пользу научным работ-
никам и производственникам, решающим задачи технологии, ко-
торая должна обеспечивать класс чистоты обработки деталей, уста-
навливаемой конструкторами.

Автор надеется, что специалисты, ознакомившись с данной
работой, помогут ему своими советами и выскажут свои пожелания.

В экспериментальных работах большую помощь автору ока-
зали его сотрудники по работе А. А. Роговский и А. А. Коровина.

В графическом оформлении работы принимали участие М. Ф. Го-
ловина, А. П. Киселева и А. Ф. Горбунова.

Автор пользуется случаем, чтобы принести указанным това-
рищам свою благодарность.
ГЛАВА /

ОБРАЗОВАНИЕ МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ
НА ОБРАБАТЫВАЕМОЙ ПОВЕРХНОСТИ

1.	СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

Вопрос образования микронеровнрстей на обработанной поверх-
ности изучался рядом советских ученых. Например, проф. Каши-
рин А. И. 110] в докладе на Ленинградской конференции по качеству
поверхности в 1949 г. указал, что продольный профиль поверх-
ности всегда имеет неровности и что эти неровности соразмерны
с неровностями поперечного профиля, что поперечный профиль
всегда в той или иной степени нерегулярен, что высота максималь-
ной неровности в поперечном профиле не равна расчетной, она
всегда больше последней, и отношение высоты максимальной не-
ровности к высоте расчетных неровностей колеблется в преде-
лах от 1,5 до 15. Далее он указывает, что основными факто-
рами, искажающими геометрический след режущей кромки, сле-
дует считать: пластические или хрупкие явления, образующие
неровности на поверхности среза в момент ее образования; дина-
мические явления или неустойчивость рабочего движения инстру-
мента относительно изделия; явления трения образующейся по-
верхности о заднюю грань лезвия инструмента.

Канд. техн, наук А. А. Маталин [14] также указывает, что дей-
ствительная высота шероховатостей значительно отличается от
значения высоты, определенной расчетом, причем при снятии малых
сечений стружки действительная высота шероховатостей оказы-
вается значительно больше расчетной, в то время, как при снятии
больших сечений стружки фактическая высота шероховатостей
несколько ниже, чем расчетная. Он указывает, что в процессе об-
разования неровностей, кроме чисто геометрических факторов,
учтенных при расчете, очень большое значение имеют пластические
и упругие деформации обрабатываемого материала.

По данным А. И. Исаева [12] технологические факторы, влияю-
щие на качество поверхности деталей, разделяются на три основ-
ные группы. К первой группе относятся собственно физико-меха-
нические свойства обрабатываемых материалов. Эта группа факто-
ров чрезвычайно широка, и в данное время возможно охватить
только наиболее существенные и наиболее изученные вопросы.
К второй группе технологических факторов можно отнести техно-
логические факторы, определяющие собой процесс взаимодействия
обрабатываемого материала и режущего элемента инструмента.
Сюда входит геометрия инструмента, режим резания во всех своих
составляющих; сюда можно отнести также и влияние охлаждаю-
щей жидкости на качество поверхностного слоя. К третьей группе
технологических факторов можно отнести факторы, определяю-
щие собой жесткость системы деталь — станок — приспособление —
инструмент. Эта группа факторов чрезвычайно велика и еще мало
изучена. Проф. П. Е. Дьяченко [7] также отмечает, что неровности
на обработанной поверхности образуются по определенным законам.

Поверхность реального изделия в значительной степени откло-
няется от той идеализированной геометрической формы, которая
изображается на чертеже. Эти отклонения могут быть макрогео-
метрического и микрогеометрического порядка.

Образование микронеровностей находится в полном соответствии
с законами процесса образования стружки при резании металла.

На величину микрс«неровностей при обработке режущим ин-
струментом влияют: режим резания, пластическая и упругая де-
формация обрабатываемого металла, геометрическая форма лезвия
инструмента, жесткость системы станок — инструмент — деталь и
связанные с нею вынужденные колебания и вибрации при резании.

Поэтому микрогеометрия поверхности Нмакс. может быть выра-
жена следующей общей формулой:

" макс. =	+ Нвя. + яупр. + н„ +	+ нк,

где Н —расчетная высота неровностей;

Япл. —доля высоты неровностей, получающихся за счет пла-
стической деформации металла перед лезвием инструмента;

Н л —юля высоты неровностей, создаваемая шероховатостью
лезвия инструмента;

^Упр. —доля высоты неровностей, получающаяся за счет уп-
ругого восстановления металла после прохода режущего
инструмента;

Дцар. —доля высоты неровностей, создаваемая царапанием
обработанной поверхности отходящей стружкой;

//ж —доля высоты неровностей, получающаяся за счет недоста-
точной жесткости системы станок — инструмент — изделие.

Кроме перечисленных факторов, на образование неровностей
влияет еще неоднородность, структура и наклеп обрабатываемого
материала, изменение формы лезвия в процессе затупления, не-
равномерность заточки отдельных зубьев многолезвийного инстру-
мента и т. д. В настоящее время невозможно составить уравнение,
отражающее влияние всех факторов, воздействующих на образо-
вание неровностей и приходится ограничиваться учетом влияния
основных факторов.

На основании приведенных выше заключений ряда авторов
можно сделать выводы, что:
1.	Всякая обработанная поверхность представляет собой след
рабочего движения, контактарующейся с обрабатываемым метал-
лом части режущей кромки инструмента, искаженный в той или
иной степени вследствие наличия колебательного движения, пла-
стических и упругих деформаций и т. д.

2.	След рабочего движения контактирующейся части режущей
кромки инструмента легко определить расчетным путем в зависи-
мости от геометрии режущей части инструмента (углов в плане,
главного и вспомогательного, а также радиуса закругления вер-
шины резца и подачи). При этом не учитываются неровности режу-
щего лезвия, получающиеся при заточке и в процессе затупления
инструмента.

3.	Фактическая величина неровностей отличается от расчетной.
При малых подачах действительная высота шероховатостей значи-
тельно больше расчетной, в то время как при больших подачах
эта разница уменьшается и даже иногда становится меньше расчетной.

4.	На фактическую высоту неровностей оказывают влияние
пластические и упругие деформации.

5.	Колебательные движения являются следствием нежесткости
системы станок — инструмент — изделие.

2.	РАСЧЕТНАЯ ВЕЛИЧИНА НЕРОВНОСТЕЙ

Эта величина определяется путем чисто геометрических по-
строений и не учитывает ни упруго пластической деформации, ни
жесткости системы, ни затупления режущего инструмента.

До последнего времени автором первой подобной формулы счи-
тался немецкий ученый X. Бауэр, давший в 1934 г. зависимость
для точеных поверхностей, однако канд. техн, наук С. П. Семе-
новым установлено, что на шестьдесят лет ранее немецкого уче-
ного профессор Петербургской Артиллерийской Академии В. Л. Че-
бышев впервые обратил внимание ученых на то, что режущий
инструмент серьезно влияет на чистоту обрабатываемых поверх-
ностей. Он же дал первую в мире формулу для вычисления степени
чистоты поверхности.

В дальнейшем приведем расчеты высоты неровностей при тор-
цевом фрезеровании.

3.	ВЛИЯНИЕ ШЕРОХОВАТОСТЕЙ ЛЕЗВИЯ Ял НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ
ПОВЕРХНОСТИ

Влияние шероховатостей лезвия на микро геометрию поверх-
ности проявляется двояко: после заточки инструмента и после за-
тупления в процессе работы.

Влияние шероховатостей лезвия после заточки исследовалось
П. Е. Дьяченко [7] при точении проходным резцом с т = 10° и а =
= 6° из быстрорежущей стали РФ1, при глубине резания 1 ммг
подачах 0,12; 0,27; 0,54 мм/об и скоростях резания 5,5; 20 и
55 м/мин. Образцы были взяты из нормализованной стали 1030.
Микрогеометрия обработанной поверхности измерялась в пяти
различных стадиях износа резца, когда притупление его по задней
грани составляло 0—1,3 мм. Передняя и задняя грани резцов были
обработаны с различной микрогеометрией.

Как показали опыты, микрогеометрия режущих граней оказала
очень слабое влияние на микрогеометрию обработанной поверх-
ности; более сильное влияние оказала величина продольной подачи
и скорости резания.

Микронеровности обработанной поверхности образуются вер-
шиной резца, поэтому, в первую очередь, необходимо учитывать
величину микронеровностей вершины резца, которые при резании
копируются на обрабатываемой поверхности.

Для выявления роли микрогеометрии лезвия в образовании
неровностей на обработанной поверхности П. Е. Дьяченко провел
эксперимент по обработке изделия на поперечно-строгальном станке
отрезным резцом при минимальной скорости резания. Профили
поверхностей изделия и резца оказались близкими по форме и раз-
мерам. При более высокой скорости резания профиль обработан-
ной поверхности искажается.

При заточке инструмента получается различная микрогеомет-
рия режущих граней и лезвия. Фактором, наиболее влияющим на
микрогеометрию затачиваемых инструментов, является зерни-
стость шлифовальных кругов и доводочных паст.

А. И. Каширин [10] считает также, что режущая кромка со все-
ми ее неровностями должна копироваться на обрабатываемой по-
верхности. При доведенном лезвии инструмента влияние этого фак-
тора ничтожно и оно может быть для большинства случаев опущено.

Для чистовой обработки необходимо применять доведенный
инструмент с чистотой поверхности на три класса выше заданной
чистоты обработки данной поверхности.

По вопросу влияния затупления режущих кромок на размеры
шероховатостей обрабатываемой поверхности А. И. Каширин [10]
пришел к заключению, что: «начальная режущая кромка твердо-
сплавного инструмента существует лишь в первые минуты после
начала резания, а затем образуется новая непрерывно изменяю-
щаяся режущая кромка, получающаяся в результате пересечения
поверхностей износа на передней и задней гранях или одной из
поверхностей износа с поверхностью изношенной грани. В даль-
нейшей работе лезвия эта изменяющаяся режущая кромка копи-
руется на поверхности обработки».

Опыты П. Е. Дьяченко показали, что для девяти испытанных
им материалов наблюдается определенная закономерность при ра-
боте быстрорежущим резцом: по мере затупления резца при ве-
личине износа по задней грани до а = 0,5 мм получается наиболее
чисто обработанная поверхность, а далее по мере увеличения
износа //макс, увеличивается.

При затуплении резца, оснащенного пластинкой твердого сплава,
нет единого характера кривых зависимости микрогеометрии поверх-
ности от износа инструмента. При затуплении режущей кромки
выкрашиваются частицы. Характер этого выкрашивания зависит от
свойств сплава и не может быть предугадан заранее.

М. Н. Ларин в своих опытах приходит к выводу, что при чисто-
вой обработке критерием затупления является величина износа
по затылочной поверхности соответственно классу заданной ше-
роховатости.

Анализируя заключения различных авторов по вопросу влия-
ния шероховатости лезвия на микрогеометрию обрабатываемой
поверхности, можно сделать следующие выводы:

1.	Режущая кромка со всеми ее неровностями копируется на
обрабатываемой поверхности.

2.	При многих видах механической обработки принимаются
скорости резания, при которых на лезвии инструмента образуется
пластическая зона. В этих случаях трудно выделить в чистом виде
неровности, образованные на поверхности только шероховатостью
лезвия, так как преобладающая доля шероховатости обработанной
поверхности образуется деформированной зоной и лишь меньшая
доля —шероховатостью лезвия.

3.	Микро геометр и я режущих граней оказывает очень слабое
влияние на микрогеометрию обрабатываемой поверхности.

4.	Так как микрогеометрия обработанной поверхности обра-
зуется вершиной резца, то в первую очередь следует учитывать
величину микронеровностей на вершине резца.

5.	Для исключения влияния шероховатостей лезвия можно
сделать практический вывод, что для чистовой обработки следует
применять доведенный инструмент с чистотой поверхности на два-
три класса выше заданной обрабатываемой поверхности.

6^	При затуплении режущих кромок инструмента размеры ше-
роховатостей обрабатываемой поверхности возрастают от 20 до
60%, в зависимости от вида обработки.

7.	Несмотря на указания в литературе ряда исследователей
о влиянии затупления режущих кромок инструмента на микро-
геометрию обрабатываемой поверхности, этот вопрос изучен еще
недостаточно и требует дополнительных специальных исследований.

4.	ВЛИЯНИЕ УПРУГОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ МЕТАЛЛА
НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ ПОВЕРХНОСТИ

Основной причиной, вызывающей упругое восстановление метал-
ла после прохода резца по обработанной поверхности и иска-
жение расчетной высоты неровностей, является наличие на лезвии
любого инструмента притупления или завала с радиусом р. В про-
изводственных условиях невозможно изготовить режущие инстру-
менты с абсолютно острым лезвием. Если бы удалось этого достиг-
нуть, то в результате затупления на лезвии быстро появилось бы
округление.

Обычно радиус притупления имеет максимальную величину
на вершине резца и уменьшается по обе стороны от нее. Величина
радиуса р зависит от формы резца, степени его затупления, метода
заточки и сорта материала, из которого изготовлен резец.

П. Е. Дьяченко [7] отмечает, что упругое восстановление,
проявляющееся отчетливей в зоне малых пластических деформа-
ций, не является таким сильным фактором изменения величины
неровностей, как пластическое деформиро&ание в зоне больших
пластических деформаций, изменяющее величину неровностей
иногда более чем на 100%.

Л. И. Исаев показал, что влияние фактора упругого восстанов-
ления очень мало, обычно оно не выходит из пределов 1—2%
редко 3% от общей высоты неровности.

Таким образом, по вопросу влияния упругих деформаций
на микрогеометрию поверхности можно сделать следующие вы-
воды:

1.	Основной причиной, вызывающей упругое восстановление
металла после прохода резца по обработанной поверхности, яв-
ляется наличие на лезвии любого инструмента притупления или
радиуса округления лезвия р.

2.	Обычно радиус округления лезвия имеет максимальную
величину на вершине резца и уменьшается по обе стороны от
него.

3.	Величина радиуса округления лезвия зависит от формы
резца, степени его притупления,метода заточки и сорта материала,
из которого изготовлен резец.

4.	С увеличением угла заострения радиус округления лезвия
увеличивается при нормальных условиях заточки.

5.	Радиус округления лезвия р у резцов быстрорежущих боль-
ше, чем у резцов из твердого сплава.

6.	На микронеровности отражается не полная величина упру-
гого восстановления металла, а лишь разница в восстановлении
вершины гребешков и дна впадины.

7.	Обратное восстановление поверхности при прохождении
инструмента не является фактором, существенно искажающим
микрогеометрию поверхности против расчетной.

5.	ВЛИЯНИЕ НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ ПОВЕРХНОСТИ ДОЛИ
ВЫСОТЫ НЕРОВНОСТЕЙ, СОЗДАВАЕМОЙ ЦАРАПАНИЕМ
ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ ОТХОДЯЩЕЙ СТРУЖКОЙ

Наблюдается определенная связь между характером завива-
ния стружки и микрогеометрией поверхности. При работе много-
резцовым инструментом это особенно заметно. В целом ряде случаев
между зубьями инструмента не может поместиться вся снимаемая
стружка. Она спрессовывается в ком, который выдавливается
из-под задней грани, оставляя царапины на уже обработанной
поверхности.

Выдавливающиеся из-под задней грани комья спрессованной
стружки отличны от выдавливающихся массивов пластичного ме-
12
талла. Пластичный металл способен размазываться по обработан-
ной поверхности в виде островков, не теряющих связи с исходным
металлом. Части же стружки, уже затвердевшие, не могут разма-
зываться и лишь царапают поверхность, оставляя надиры по на-
правлению движения инструмента. Эти надиры легко отличить от
пластичного нароста.

Чем лучше отходящая стружка отводится по предназначенному
для нее пространству между зубьев инструмента, тем меньше она
царапает поверхность. Чем больше радиус завитков отходящей
стружки, тем больше царапает стружка обработанную поверх-
ность.

Факторами, от которых зависит завивание стружки, являются
механические свойства материала, геометрия режущего инстру-
мента, температура, скорость резания, глубина среза, внешнее
трение при перемещении стружки по передней грани резца
и т. д.

Из практики установлено, что радиус кривизны стружки при-
близительно пропорционален толщине снимаемого слоя и обратно
пропорционален углу резания; радиус кривизны тем меньше, чем
медленнее движется резец.

Чем больше угол резания, тем больше нормальное давление на
слой скольжения, тем больше его расширение со стороны давления,
тем больше его клинообразность и, следовательно, тем сильнее
завивание стружки. Таким образом, при одинаковой толщине
стружки кривизна стружки должна быть тем больше, чем больше
угол резания.

При очень больших скоростях, когда нагрузку можно считать
ударной, когда предел текучести значительно повышается, и ма-
териал становится более упругим, и стружка может совсем не за-
виваться, если тому не препятствует форма резца. Таким образом,
с повышением скорости резания радиус кривизны стружки возра-
стает.

Завивание стружки зависит также от внешнего трения снимае-
мой стружки о переднюю грань резца.

На основании изложенного можно сделать следующие выводы:

1.	Наблюдается определенная связь между микро геометрией
обрабатываемой поверхности и завиванием стружки. Особенно
это наблюдается при работе многорезцовым инструментом.

2.	Чем лучше отходящая стружка отводится по предназначен-
ному для нее пространству между зубьями, тем меньше она цара-
пает поверхность.

3.	Чем больше радиус завитков отходящей стружки, тем больше
царапает стружка обработанную поверхность.

4.	Радиус стружки увеличивается при увеличении скорости
резания, глубины резания и уменьшении угла резания.

5.	При удачном расположении отходящей стружки в простран-
стве между зубьями величина влияния царапания стружкой
обработанной поверхности может быть ничтожной.
6.	ВЛИЯНИЕ ЖЕСТКОСТИ СИСТЕМЫ СТАНОК — ИЗДЕЛИЕ — ИНСТРУМЕНТ
НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ ПОВЕРХНОСТИ

Неустойчивость данного рабочего движения, обусловленная
сложным колебательным движением в системе станок — инстру-
мент— изделие также искажает геометрический след инструмента.
Проф. Каширин указывает, что это колебательное движение может
быть периодическим, в этом случае его обычно называют вибра-
цией. Но указанное движение может не иметь определенного
периода.

Колебательное движение при резании металла может быть или
вынужденным, обусловленным внешними силами, или может пред-
ставлять собой автоколебательное, самовозбуждающееся движе-
ние, вызываемое внутренними силами, например, приращением
усилия резания, вызванным переменностью сил трения, неустой-
чивостью нароста на резце и другими причинами.

По данным А. А. Маталина 114] вынужденные колебания сис-
темы обусловливаемые дефектами отдельных механизмов станка,
вызывающими неравномерность его движений (неточности зубча-
тых передач, плохая балансировка вращающихся частей, неудо-
влетворительная сшивка ремня, чрезмерные зазоры в подшипни-
ках и т. д.), в ряде случаев являются причиной получения неудо-
влетворительной чистоты поверхности.

Исследования В. Г. Белецкого показали, что шариковые одно-
рядные подшипники № 314 дают почти в полтора раза меньшую
величину шероховатостей, чем конуснороликовые однорядные под-
шипники № 7514.

Очень большое влияние на величину шероховатостей оказывает
также жесткость закрепления детали при ее обработке.

На основании изложенного можно сделать следующие выводы:

1.	Группой явлений, искажающих геометрический след, яв-
ляются динамические явления или неустойчивость заданного ра-
бочего движения, обусловленные сложным колебательным движе-
нием в системе станок — изделие — инструмент.

2.	Указанные колебательные движения при резании металла
могут быть или вынужденными, обусловленными внешними от-
носительно процесса резания периодическими силами, или это
движение может представлять собой самовозбуждающееся дви-
жение.

3.	Достигнуть совершенства в осуществлении заданного ра-
бочего движения, в смысле его абсолютной равномерности, невоз-
можно ни на каком станке.

4.	При резании имеется определенное влияние динамических
явлений на микрогеометрию поверхности.

5.	Неточность механизмов станка вызывает вынужденные ко-
лебания системы и отражается на микрогеометрии поверхности.

6.	Жесткость крепления детали оказывает большое влияние на
микрогеометрию поверхности.
7.	Постоянство частоты колебаний подтверждает, что вибра-
ции, возникающие при резании, представляют собой автоколеба-
тельный процесс.

8.	Частота колебаний лишь в незначительной степени зависит
от режима резания, а в основном определяется жесткостью и мас-
сами элементов системы станок — деталь—'Инструмент.

7.	ВЛИЯНИЕ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ
ПОВЕРХНОСТИ И ФИЗИЧЕСКАЯ СУЩНОСТЬ ЯВЛЕНИЙ

Явление пластической деформации в процессе резания металлов
характеризует усадку стружки и глубину наклепа обработанной
поверхности.

Для анализа влияния пластических деформаций на микрогео-
метрию поверхности разберем влияние на нее разных технологи-
ческих факторов.

Влияние скорости резания на усадку стружки, глубину
наклепа и микрогеометрию обрабатываемой поверхности

Усадка стружки по данным большинства исследователей с уве-
личением скорости резания уменьшается. Глубина наклепа также
уменьшается при увеличении скорости резания. При этом глубина
наклепа в случае работы тупым резцом больше, чем при работе
острым резцом, так как радиус округления лезвия тупого резца
больше радиуса округления лезвия острого резца.

По данным П. Е. Дьяченко, при очень малых скоростях реза-
ния (менее 1 м)мин), когда на резце не образуется пластического
нароста, высота неровностей почти не зависит от скорости резания.
При скоростях резания от 1 до 20 м/мин (для различных материалов)
с увеличением скорости резания увеличивается Нмзкс.. При более
высоких скоростях резания до 100 м!мин с увеличением скорости
//макс, уменьшается.

При больших скоростях резания //макс. мало зависит от скорости
резания. Чем выше прочность и ниже теплопроводность обраба-
тываемого материала, тем при более низкой скорости распола-
гается горб кривой.

Сопоставляя влияние изменения скорости резания на образо-
вание нароста и изменение микрогеометрии поверхности, можно
наблюдать тесную связь процессов образования шероховатостей
и образование нароста. Максимум кривой //макс. = / (я) измене-
ния шероховатостей соответствует зоне скоростей образования
нароста.

При определенных скоростях резания на обрабатываемой по-
верхности начинают появляться светлые пятна, связанные со сры-
вами нароста. При повышении скорости резания количество свет-
лых пятен и их размеры возрастают, достигают максимума, а за-
тем уменьшаются и, наконец, исчезают. Появление светлых пятен
начинается вскоре после скорости резания, соответствующей ма-
ксимальнои величине нароста, а их исчезновение происходит при
скорости резания 120—140 м/мин. Появление светлых пятен со-
провождается отжимом резца и значительным увеличением усилия
резания и вибраций. Особенно это заметно при обработке вязких
сталей, где величина нароста очень велика.

Таким образом, при увеличении скорости резания усадка
стружки и глубина наклепа уменьшаются, а также уменьшается
высота неровностей в зоне скоростей резания больше крити-
ческой скорости v, соответствующей максимальной величине
нароста.

Однако следует подчеркнуть, что кажущаяся связь между
изменением скорости резания и микрогеометрией поверхности
вызвана не столько пластическими деформациями, сколько явле-
нием образования нароста в определенной зоне скоростей ре-
зания.

Влияние подачи на усадку стружки, глубину наклепа
и микрогеометрию обрабатываемой поверхности

По данным М. М. Ларина, при работе с подачами $=0,6 мм
усадка стружки не меняется при изменении подачи.

По данным А. И. Исаева, А. Н. Еремина и др. усадка стружки
при увеличении подачи несколько уменьшается. По данным
В. Д. Кузнецова глубина наклепа сильно возрастает при увели-
чении величины подачи.

По различным литературным данным величина подачи оказы-
вает существенное влияние на микрогеометрию поверхности. Так,
например, А. А. Маталин [14] отмечает, что влияние подачи
на размеры шероховатости связано не только с чисто геометри-
ческими причинами, а также с пластическими и упругими дефор-
мациями в поверхностном слое. Ряд авторов подтверждает, что
при работе с малыми подачами в интервале от 0,05—0,15 мм/об
изменение величины подачи мало отражается на величине шеро-
ховатостей.

А. И. Исаев [12] указывает, что при малых подачах степень
приращения //Макс. с увеличением подачи чрезвычайно мала, по-
этому при чистовых работах не следует чрезмерно уменьшать
подачу с целью получения лучшей микрогеометрии.

П. Е. Дьяченко указывает, что зависимость //макс. = / (s) не
имеет одинакового характера для всего диапазона подач. Она
имеет один характер для чистовых подач (0,15—0,25 мм/об) и дру-
гой для получистовых и обдирочных подач.

Все исследователи приходят к выводу, что при увеличении по-
дачи разница между фактической и расчетной величиной неров-
ностей уменьшается.

Таким образом, при увеличении подачи усадка стружки или не
меняется, или незначительно уменьшается, глубина наклепа резко
увеличивается, а разница высоты неровностей между фактической
и расчетной величиной уменьшается, т. е. доля высоты неровностей,
которая могла бы возникнуть за счет пластических явлений, умень-
шается.

Влияние глубины резания на усадку стружки, глубину
наклепа и микрогеометрию обрабатываемой поверхности

По данным литературных источников можно прийти к заклю-
чению, что глубина резания практически не влияет на усадку
стружки и на микрогеометрию поверхности. Так, например,
А. А. Маталин [14] приходит к заключению, что влияние глубины
резания на величину шероховатостей, как установлено наблюде-
ниями многочисленных исследователей, совершенно ничтожно и

практически может не приниматься во внимание.

П. Е. Дьяченко [7] пришел к выводу, что глубина резания ока-
зывает незначительное влияние на микрогеометрию поверхности;
поэтому в заводских условиях необходимо по каждому обрабаты-
ваемому материалу или группе материалов составлять диаграммы,
дающие зависимость высоты неровностей от скорости резания и по-
дачи, как наиболее сильных факторов.

По указанию А. И. Исаева [12] все зависит от того, с каким от-
ношением подачи к глубине производится работа. Когда подача
установится больше глубины, имеет место резкое влияние глубины
на Нмакс. •

3* Ухудшение микрогеометрии поверхности при работе с малыми
*^*глубинами резания, очевидно, можно объяснить наличием радиуса
'Уокругления режущей кромки лезвия, вследствие чего металл при
малых глубинах меньше режется, чем вдавливается задней гранью
в металл; работой по поверхностному слою, получившему наклеп
на предварительной механической обработке и, наконец, нали-
чием более интенсивных автоколебательных движений между ре-
жущим инструментом и изделием.

Следует, однако, отмстить, что не всегда при работе с глубинами
резания меньше подачи микрогеометрия поверхности ухудшается.
При работе широкими резцами подача всегда больше глубины
резания и, несмотря на это, качество поверхности улучшается.

По всей вероятности, основной причиной, ухудшающей поверх-
ность при малых глубинах резания являются явления автоколеба-
ния системы станок—инструмент—деталь. Это положение подтвер-
ждается и практикой работы наших заводов. Например, при ра-
боте с малыми глубинами резания и большими подачами (полировка)
применяются пружинные резцы или пружинные державки, кото-
рые исключают возможность вырыва частиц металла из обрабаты-
ваемой поверхности.

Это явление еще мало изучено и требует специальных исследо-
ваний.

Следовательно, при увеличении глубины резания, усадка струж-
ки остается почти без изменения, глубина наклепа увеличивается,
а микрогеометрия поверхности почти не меняется.
Влияние радиуса закругления вершины резца на усадку
стружки и микрогеометрию обрабатываемой поверхности

Изменение радиуса закругления вершины резца при одной и
той же подаче меняет соотношение между шириной и толщиной
стружки. Усадка стружки уменьшается с увеличением радиуса
при вершине резца.

С изменением радиуса закругления резца 7? меняется и степень
деформации металла в зоне образования стружки. Это легко пред-
ставить, если вспомнить, что меняя радиус, меняем форму сечения
среза. В проекции на поверхности передней грани резца он
имеет вид запятой, и форма его будет изменяться при постоян-
ной подаче в соответствии с изменением радиуса. Чем больше ра-
диус, тем меньше толщина среза, и этим изменяются условия
течения металла в зоне деформации. Таким образом, влияние ра-
диуса не может приниматься как чисто геометрический фак-
тор. Радиус влияет, с одной стороны, как геометрический фактор,
входящий в расчетную формулу, но с другой стороны, как фактор,
влияющий на протекание процесса деформации.

С увеличением радиуса при вершине резца усадка стружки
уменьшается, а разница между фактической и расчетной высотой
неровностей увеличивается.

Влияние переднего угла на усадку стружки, глубину
наклепа и микрогеометрию поверхности

При увеличении переднего угла усадка стружки и глубина на-
клепа уменьшаются.

По данным различных авторов, влияние переднего угла на ми-
крогеометрию поверхности весьма незначительно. А. И. Исаев
[12] указывает, что вопрос влияния переднего угла на дщкрогео-
метрию поверхности неясен. С изменением переднего угла изме-
няются условия пластической деформации металла, следовательно,
микрогеометрия должна как-то изменяться. Действительно, она
несколько изменяется, но изменения эти весьма малы. Опытами
А. И. Исаева установлено, что влияние переднего угла в пределах
положительных значений практически отсутствует. При отрица-
тельных значениях передних углов наблюдается некоторое ухудше-
ние микрогсомстрии поверхности с увеличением отрицательного
значения угла.

А. И. Исаевым установлено, что «характерной особенностью
в случае отрицательного переднего угла является то, что в силу
наклонного положения передней грани в сторону движения основ-
ной массы металла, деформированный металл частично стекает
в сторону задней грани и образует поверхностный слой».

П. Е. Дьяченко указывает, что при скорости резания 22 м!мин,
т. е. при наличии нароста на резце, величина переднего угла мало
влияет на высоту неровностей. В зонах же, где нарост на резце
мал (тонкое точение), величина неровностей в некоторой степени
зависит от величины переднего угла. Он объясняет это двумя при-
чинами: уменьшением коэфициента усадки стружки и уменьшением
радиуса округления лезвия. Так как при изменении переднего угла
изменяются условия пластической деформации, то это должно
было бы найти отражение на величине шероховатостей обработан-
ной поверхности, чего практически не наблюдается.

Большинством исследователей установлено, что при увеличении
переднего угла усадка стружки уменьшается, глубина наклепа
несколько увеличивается, а микрогеометрия поверхности почти не
меняется.

Влияние структуры и свойств обрабатываемого материала
на пластические деформации и микрогеометрию поверхности

Как известно, свойства и структура обрабатываемого материала
оказывают влияние на пластические деформации металла. Более
вязкие металлы имеют большую усадку стружки, чем более
хрупкие.

Изменение свойств и структуры материалов также оказывает
влияние на микрогеометрию поверхности и степень ее наклепа.

Состояние обрабатываемого материала может изменяться пу-
тем: применения различной термообработки металлов для полу-
чения определенной структуры; введения в сплав присадок и тем
самым изменения состава обрабатываемого металла и изменения
степени наклепа одного и того же состава.

Различная структура при резании дает различную микрогео-
метрию поверхности. Так, например, по данным П. Е. Дьяченко,
мягкий и вязкий феррит при резании дает сильно шероховатую по-
верхность; наиболее чисто обработанную поверхность дает перлит;
включение полос феррита дает надиры на полосах, если направле-
ние движения инструмента совпадает с направлением полос; при
резании вязкого металла нарост размягчается и срывается с резца
при более низкой температуре и скорости резания, чем при реза-
нии хрупкого металла. Для перевода в пластическое состояние
вязкого металла требуется меньшее количество тепла, чем для
хрупкого металла.

А. И. Исаев [12] приводит пример влияния структуры при об-
работке стали 45 и приходит к заключению, что для сталей, кото-
рые имеют структуру с наличием феррита, увеличение количества
феррита ведет к ухудшению микрогеометрии поверхности.

А. А. Маталин [14] отмечает, что большой удельный вес пласти-
ческих деформаций в процессе образования шероховатостей объяс-
няет общеизвестное влияние рода обрабатываемого материала и
его структуры на качество обработки поверхности. Общеизвестно,
что более вязкие и пластические материалы и структуры, склонные
к пластическим деформациям, дают при их обработке резанием гру-
бые и шероховатые поверхности. Паилучшей структурой стали
с точки зрения получения при механической обработке минималь-
ных шероховатостей, является структура точечного или зернистого
перлита.

Изменение состава сплава обрабатываемого металла (введение
присадок) ведет также к изменению микрогеометрии поверхности.

Более пластические металлы образуют пластический нарост, а
следовательно, большую высоту неровностей, чем хрупкие металлы.

П. Е. Дьяченко 17] совершенно правильно указывает, что о
вязкости сплавов мы судим по испытаниям в статических усло-
виях. При резании же в месте деформирования образуется тепло,
которое может изменить вязкость сплава, определенную в стати-
ческих условиях. Следовательно, для получения достоверной за-
висимости микрогеометрии от вязкости сплава нужно знать темпе-
ратуру в месте резания и вязкость сплава при этой температуре.

11. Е. Дьяченко, пытаясь найти зависимость между микрогео-
метрией поверхности, физико-механическими свойствами, удар-
ной вязкостью, сопротивлением разрыву, удлинением, твердостью
и т. п., проделал ряд интересных опытов.

Как выяснилось из исследований П. Е. Дьяченко, А. И. Исаева
и др., при обработке цветных сплавов появляется какая-то зави-
симость микрогеометрии поверхности от состава и структуры
сплава.

Однако при исследовании сталей, как отмечаетП. Е. Дьяченко,
положение несколько усложняется, так как сталь, в отличие от
цветных металлов, проявляет некоторые весьма существенные ано-
малии. В отличие от других сплавов временное сопротивление раз-
рыву (предел прочности) стали при нагревании сначала повы-
шается, достигая максимума при 200—250*, а затем понижается.
Кроме того, пластическая деформация стали как при комнатной
температуре, так и при повышенной температуре, не превышаю-
щей температуры рекристаллизации, вызывает так называемое
механическое старение, которое сопровождается фазами хрупкости
стали. Оба эти явления должны иметь отражение на процессе ре-
зания стали и условиях образования стружки. Этим и объясняет
П. Е. Дьяченко, что в экспериментах со сталью не получена такая
четкость, как в экспериментах с цветными сплавами.

При резании абсолютно хрупких металлов зависимость ЯмаКс. =
= f(v) не имеет «горба» и выражается горизонтальной прямой.

II. Е. Дьяченко приходит к заключению, что даже небольшая
разница в присадке элементов, изменяющих пластичность сплавов,
вривсдит к заметному изменению микро геометр и и при обработке
этих сплавов резанием.

А. Л. Маталин [14] указывает, что снижение вязкости обраба-
тываемого материала за счет наклепа поверхности также способ-
ствует уменьшению размеров шероховатости обработанной поверх-
ности. 1-1 а практике это часто встречается при развертывании от-
верстий после зенкерования, создающего заметный наклеп обра-
батываемой поверхности. Если припуск, оставленный на разверты-
вание, оказывается меньше глубины наклепанного зенкерованием
более хрупкого поверхностного слоя, то в результате разверты-
вания получается поверхность с минимальными шероховатостями.

Интересные результаты исследований получены А. И. Исаевым
при изучении влияния твердости конструкционных сталей на их
обрабатываемость по качеству поверхности и по микрогеометрии.
Ему удалось установить довольно устойчивую картину изменения
#макс. с изменением твердости обрабатываемого металла.

Таким образом, по вопросу влияния свойств и структуры об-
рабатываемого металла на микрогеометрию поверхности можно
сделать следующие выводы:

1.	Свойства и структура обрабатываемого материала изменяют
условия усадки стружки и глубину наклепа обрабатываемой поверх-
ности.

2.	Свойства обрабатываемого материала могут изменяться
путем: применения различной термообработки металлов для полу-
чения определенной структуры; введения в сплав присадок, и тем
самым изменения свойств обрабатываемого металла; изменения
степени наклепа одного и того же состава.

3.	Различная структура дает различную микрогеометрию по-
верхности, а именно: стали, имеющие структуру с наличием фер-
рита, при увеличении его количества, при резании ухудшают ми-
крогеометрию поверхности; структуры с неоднородной величиной
зерен также ухудшают микрогеометрию; значительно меньшую
шероховатость дают стали после нормализации и отпуска, обла-
дающие однородной структурой слоистого перлита; структуры,
обладающие большей твердостью, дают лучшую микрогеометрию
поверхности; при переходе к мартенситовой структуре влияние
твердости сказывается незначительно, и можно предполагать, что
есть какой-то оптимум твердости, выше которого влияние твер-
дости на обрабатываемость по качеству поверхности практически
отсутствует.

4.	Изменение состава сплава, путем введения присадок, ведет
к изменению его пластичности и к изменению микрогеометрии
поверхности.

5.	Мнение, что хрупкие металлы при механической обработке
дают более чистую поверхность, чем вязкие, нельзя считать пра-
вильным. Это справедливо только для малых скоростей резания,
а при резании с высокой скоростью это не всегда правильно.

6.	При обработке цветных сплавов имеется какая-то зависи-
мость микрогеометрии поверхности от состава и структуры сплава,
а при исследовании сталей такой четкости не наблюдается.

7.	При резании абсолютно хрупких металлов, кривая //макс. =
= /(и) не имеет «горба» и выражается горизонтальной прямой.
Однако небольшая присадка элементов, изменяющих пластичность
сплавов, приводит к изменению микрогеометрии при резании.

8.	Снижение вязкости обрабатываемого материала за счет на-
клепа поверхности способствует уменьшению или увеличению шеро-
ховатостей при обработке, в зависимости от зоны скорости резания.
Общие выводы

Как известно, большинство авторов склонно считать, что основ-
ная разница между расчетной и фактической высотой неровностей
падает на долю высоты микронеровностей, полученную в резуль-
тате явлений пластических деформаций.

Однако, анализируя всесторонне влияние пластических дефор-
маций на микрогеометрию поверхности, нельзя заметить между
ними определенной закономерности.

Процессы пластической деформации, как указывалось выше,
характеризует усадка стружки.

Анализируя влияние отдельных факторов резания на усадку
стружки, замечаем, что усадка стружки увеличивается при умень-
шении переднего угла и глубины резания, а микрогеометрия по-
верхности остается без изменения; при увеличении подач до 0,6 мм
усадка стружки не меняется или несколько уменьшается, а доля
высоты микронеровностей (разница между фактической и расчет-
ной величиной неровностей), полученная за счет пластических
деформаций, уменьшается; усадка стружки увеличивается при
уменьшении радиуса при вершине резца.

Наконец, усадка стружки увеличивается при уменьшении ско-
рости резания, а микронсровности в определенных диапазонах
скоростей резания возрастают.

Этот анализ показывает, что в одном случае при увеличении
усадки стружки микрогеометрия поверхности не меняется, в дру-
гом — ухудшается, а в третьем случае улучшается, т. е. определен-
ной закономерности между ними не существует.

Анализируя влияние пластических деформаций на глубину
наклепа обрабатываемой поверхности, приходим к такому же
выводу. Например, при увеличении глубины резания и уменьше-
нии переднего угла наклеп обрабатываемой поверхности несколько
увеличивается, а микро геометр и я поверхности практически не
меняется.

При увеличении подачи, доля высоты микронеровностей, по-
лученная за счет явлений пластических деформаций, уменьшается,
а наклеп обрабатываемой поверхности резко возрастает.

Наконец, при увеличении скорости резания наклеп умень-
шается и микро геометр и я поверхности улучшается. При этом сле-
дует отметить, что в этом случае при работе острым резцом вели-
чина наклепа меньше.

Следовательно, при увеличении глубины наклепа обрабатывае-
мой поверхности, микрогеометрия поверхности в одном случае
не меняется (у и Z), в другом улучшается (s), а в третьем случае
ухудшается (у).

Вышеприведенный анализ показывает, что существует какая-
то взаимосвязь между явлениями пластических деформаций и ми-
крогеометрией поверхности только при изменении скорости резания.
Но скорость деформации не оказывает существенного влияния на
высоту микронеровностей. Основное влияние на высоту микроне-
ровностей при изменении скорости резания оказывает явление
возникновения и исчезновения нароста.

Из изложенного вытекает, что явления деформации прямого
влияния на микрогеометрию поверхности не оказывают.

Для объяснения явлений образования микронеровностей на
обрабатываемой поверхности, приводим выводы, полученные
А. И. Ереминым.

Из существующих работ работа А. Н. Еремина выделяется сме-
лостью постановки вопросов, стройностью построения и позволяет
объяснить хотя бы в первом приближении, сущность явлений
процессов резания и их взаимосвязь.

А. Н. Еремин приходит к выводу, что температура резания из-
меняет условия трения на гранях резца, исходные свойства метал-
ла, превращаемого в стружку, изменяет действительную геомет-
рию резца (за счет изменения нароста на резце) в результате чего
происходит изменение усадки стружки, ее твердости, силы и на-
пряжения резания, а также изменение чистоты обработанной по-
верхности и других явлений процесса резания.

Активность влияния различных факторов резания (скорости
резания, толщины а и ширины среза в, угла резания о и т. д.) на
изменение явлений процесса резания зависит только от степени их
воздействия на температуру резания и на объем деформируемого
материала впереди резца.

Кроме этого, автор в результате своих опытов доказывает
влияние подачи и глубины резания на изменение температуры.
При этом он отмечает, что влияние глубины резания на темпера-
туру незначительно, по сравнению с влиянием скорости резания
и подачи.

Далее автор отмечает, что им не обнаружено заметного влияния
скорости резания, как скорости пластической деформации, на
усадку и упрочнение стружки, на силу и направление резания, на
момент исчезновения нароста на резце и на другие явления про-
цесса резания.

А. И. Исаев [43] в результате своих исследований приходит к
выводу, что пластическая деформация из зоны образования струж-
ки не проникает в массу металла, образующего поверхностный
слой.

Пластические деформации металла, образующего поверх-
ностный слой, происходят под действием трения между зад-
ней гранью инструмента или продуктами нароста и обраба-
тываемой поверхностью, находящимися в контакте. Вследствие
взаимодействия указанных контактирующихся поверхностей в
процессе резания происходит деформация поверхностного слоя и
возникает наклеп обрабатываемой детали.

Однако, как указывалось выше, закономерности между пла-
стическими деформациями поверхностного слоя (глубиной на-
клепа) и микрогеометрией поверхности не наблюдается.
X. Н. Еремин приходит к выводу, что высота шероховатостей
// = Нтеор.	Е^шер.»

где Нтеор. —геометрическая характеристика чистоты поверхно-
сти; она зависит от профиля резца в плане, состояния
режущей кромки и величины подачи;

#шер, — является не только геометрической, но и физической
характеристикой чистоты среза, так как зависит от
температурного режима резания и пластических
свойств обрабатываемого материала.

А. Н. Еремин отмечает, что обнаружено явление, срыва вер-
шин гребешков стружкой за счет усадки последней по ширине.
Чем больше продольная усадка стружки, тем больше ее усадка по
ширине, тем больше срыв гребешков и наоборот.

С объяснением А. Н. Еремина нельзя согласиться, так как
высота шероховатостей изменяется не по кривой, соответствую-
щей изменению температур, не по кривой коэфициентов трения,
и автор вынужден вводить дополнительные понятия, как влияние
усадки стружки на срыв вершин гребешков (Ятео ).

При этом А. Н. Еремин отмечает, что чем больше усадка струж-
ки, тем больше и срыв гребешков. Следовательно, по Еремину,
при увеличении усадки стружки высота неровностей должна
уменьшаться, а фактически при увеличении скорости резания
сверх зоны образования нароста усадка стружки уменьшается
и уменьшается высота неровностей.

Кроме того, формула А. Н. Еремина не учитывает влияния
таких важных факторов, как доля высоты микронеровностей, по-
лученной за счет жесткости системы станок—инструмент—деталь,
за счет царапания отходящей стружкой обрабатываемой поверх-
ности и т. д.

Для выявления природы образования нароста рассмотрим
явления трения образующейся поверхности о заднюю грань
инструмента или площадку нароста на этой грани и процесс обра-
зования неровностей.

Влияние явления трения на микрогеометрию поверхности
наиболее полно исследовалось А. И. Исаевым [32 и 43].

По данным А. И. Исаева анализ структуры металла в зоне
деформации показывает, что процесс образования микронеров-
ностей в продольном направлении непосредственно связан с про-
цессом пластической деформации, главным образом, с распростра-
нением этого процесса из зоны образования стружки в сторону
обработанной поверхности и с процессом пластической дефор-
мации, возникающей в результате трения, протекающего между
поверхностью задней грани инструмента и обрабатываемым ме-
таллом в зоне образования поверхностного слоя. Характер про-
цесса деформации металла в зоне образования стружки претерпе-
вает непрерывный ряд существенных изменений по мере увели-
чения скорости резания и толщины стружки. Поэтому постараемся
рассмотреть процесс образования микронеровностей в зоне ско-
ростей на возрастающем участке кривой Ямакс. = /(f), на участке
кривой, соответствующей максимуму, и на ниспадающем участке
кривой.

В первом случае (ц<10 м/мин) имеет место образование эле-
ментной стружки, а иногда наблюдается образование опережаю-
щей трещины. Распространение пластической деформации на боль-
шую глубину за поверхность среза не наблюдается.

При резании с малыми скоростями резания на микро геометрию
поверхности в продольном и поперечном направлении может ока-
зать влияние процесс трения между поверхностью задней грани
инструмента и металлом, образующим обрабатываемую поверх-
ность.

При отсутствии нароста существование поверхности контакта
со стороны задней грани возможно благодаря наличию радиуса
округления режущей кромки и течения металла в сторону задней
грани.

Очевидно, что величина поверхности контакта по задней грани
будет убывать с увеличением заднего угла. С увеличением заднего
угла будет также убывать величина радиуса округления. С изно-
сом инструмента поверхность контакта со стороны задней грани
совершенно изменяет свою природу. Причиной этому является
образование застоя металла около режущей кромки. Заторможен-
ный металл периодически срывается и увлекается металлом, об-
разующим обработанную поверхность. Тогда на некоторое время
возобновляется непосредственный контакт между металлом изде-
лия и инструмента. Это приводит к дальнейшему износу задней
грани и увеличению поверхности контакта.

Анализ структуры металла поверхности после обработки не-
затупленным резцом на низких скоростях резания показывает
почти полное отсутствие деформации зерен, расположенных на этой
поверхности. При таких условиях возможность дополнительного
искажения поверхности за счет трения повидимому невелика. Это
хорошо подтверждается исследованиями А. И. Исаева.

Поверхность контакта, как указывает А. И. Исаев, со стороны
резца остается постоянной, тогда как поверхность контакта со
стороны обрабатываемого материала непрерывно подходит к зоне
контакта новыми точками.

Вследствие непрерывности возобновления поверхности кон-
такта со стороны обрабатываемого материала и немедленного входа
этой поверхности в контакт с поверхностью задней грани при
обработке без применения активных смазывающе-охлаждающих
жидкостей можно считать, что имеет место процесс трения, мало
отличный от процесса сухого трения.

Механизм внешнего трения может изменяться в зависимости
от изменения физико-механических свойств материалов, находя-
щихся в контакте и от состояния микрогеометрии контактирую-
щихся поверхностей.
Сопротивление взаимному перемещению конта ктирующихся
поверхностей может возникать вследствие механического зацеп-
ления микронеровностей одной поверхности за микронеровности
другой или вследствие воздействия сил молекулярного сцепления,
возникающих между поверхностями. Последнее наиболее сильно
проявляется по мере улучшения микрогеометрии обеих поверх-
ностей, находящихся в контакте, в случае перехода материала
поверхности контакта в пластичное состояние.

Встречается два случая контакта. Первый контакт происхо-
дит между поверхностью задней грани инструмента и обрабаты-
ваемой поверхностью. Вследствие того, что в контакте находятся
две поверхности, обладающие значительно отличными физико-ме-
ханическими свойствами, при непрерывном подводе новых точек
соприкосновения с поверхностью обрабатываемого материала, по-
верхность контакта задней грани инструмента хорошо очищена
от пленки окислов и продуктов износа. Второй контакт происхо-
дит при наличии со стороны задней грани слоя заторможенного
металла. Обе поверхности контакта как со стороны обрабатывае-
мого материала, так и со стороны задней грани инструмента, со-
стоят из металла одного химического состава и значительно меньше
отличаются по физико-механическим свойствам, чем в первом
случае.

Сопротивление взаимному перемещению поверхностей кон-
такта в этом случае может вызываться, главным образом, силами
молекулярного сцепления. При этом обе контактирующие по-
верхности могут находиться в пластичном состоянии. Механизм
трения во втором случае имеет много общего с механизмом задира.
Применительно к процессу трения со стороны задней грани резуль-
таты работы силы трения можно рассматривать следующим образом.

В процессе трения на поверхностях контакта выделяется теп-
лота. В. Д. Кузнецов считает, что количество выделившейся в ре-
зультате работы трения теплоты не полностью эквивалентно произ-
веденной работе; в процессе трения происходит износ поверхностей,
находящихся в контакте, благодаря чему на обработанной поверх-
ности всегда может быть то или иное количество впрессованных
инородных частиц — продуктов износа задней грани. Поверхность
контакта со стороны обрабатываемого материала всегда в той или
иной степени пластична; при трении на этой поверхности происхо-
дят пластические деформации; наличие пластической деформации
определяется возможностью вдавливания поверхности обрабаты-
ваемого металла во впадины микро неровностей задней грани и об-
теканием последних. Чем грубее поверхность задней грани и чем
больше сила, действующая нормально на заднюю грань, тем боль-
ше работа, затрачиваемая на деформацию и тем больше сама
деформация.

Для оценки процесса трения интересно исследовать темпера-
туру, возникающую на поверхности контакта со стороны задней
грани.
На основании анализа довольно обширного материала,
А. И. Исаев [32] приходит к выводу о том, что:

«а) на поверхностях контакта инструмента и обрабатываемого
материала со стороны задней грани возникает температура, до-
ходящая до 500—600°C;

б)	вследствие непрерывного фрикционного действия перемен-
ных точек контакта поверхности обрабатываемого материала, на
поверхности контакта задней грани концентрируется большое
количество теплоты;

в)	возникающая в процессе резания температура не распре-
деляется равномерно по длине главной режущей кромки, а убы-
вает в направлении от вершины резца к наружной поверхности
обрабатываемой детали;

г)	известные автору исследования не дают возможности уста-
новить количественное изменение температуры на поверхностях
контакта со стороны задней грани при изменении скорости
резания».

При снятии более толстых стружек вследствие большей их
теплоемкости тепловой поток отклоняется большей частью в сто-
рону стружки и вдоль передней грани, и в этом случае возможно
образование перехода тепла от поверхности контакта со стороны
задней грани в тело инструмента.

В зоне скоростей, соответствующих максимуму кривой Нмакс,—
/(у), нарост по своим физико-механическим свойствам несколько
отличается от физико-механических свойств обрабатываемого
металла.

Твердость материала нароста на 200—400 единиц по Виккерсу
превышает твердость основной массы обрабатываемого металла.
Поверхность задней грани тела (нароста) имеет весьма неопределен-
ную собственную микрогеометрию. Эта микрогеометрия не является
постоянной вследствие непрерывного отрыва и износа частиц тела
нароста поверхностью контакта обрабатываемого металла и вслед-
ствие течения металла самого нароста.

На основании обработанных Резниковым Н.И. эксперименталь-
ных данных Швсрда можно заключить, что в зоне, прилежащей
к задней грани нароста, концентрируются наиболее высокие тем-
пературы.

В этой зоне происходит весьма сложное взаимодействие поверх-
ностей контакта. Перемещение поверхностей происходит в усло-
виях весьма сильного взаимного прижатия, значительной темпе-
ратуры, при условии одинакового химического состава материала,
образующего обе поверхности контакта.

Сопротивление взаимному перемещению поверхностей кон-
такта в данном случае должно вызываться, главным образом, си-
лами молекулярного сцепления. При этом обе контактирующиеся
поверхности могут находиться в состоянии пластичности.

Механизм трения в этом случае имеет много общего с меха-
низмом задира трущихся поверхностей скольжения.
По данным А. И. Исаева [43] в процессе перемещения этих
поверхностей имеет место частичное сваривание. Периодичность
сваривания отдельных участков поверхностей контакта и сдвигов
этих участков вызывает образование надрывов в металле, образую-
щих по выходе из контакта обработанную поверхность. Надрывы
и оторванные частицы задней грани нароста образовывают микро-
неровности на обработанной поверхности. Эти микронеровности
и являются объектом измерения при определении микрогеометрии
как в продольном, так и в поперечном сечениях.

С увеличением величины нароста процесс взаимодействия по-
верхностей контакта задней грани инструмента и обрабатываемого
металла изменяется.

По мере увеличения высоты нароста контакт с поверхности зад-
ней грани инструмента переходит на заднюю грань нароста, и на
обрабатываемой поверхности остается отпечаток уже не следов
микронеровностей лезвия инструмента, а микронеровностей на-
роста, которые, конечно, значительно больше первых.

Кроме этого, часто на обрабатываемой поверхности происхо-
дит образование надрывов в определенном диапазоне скоростей
резания.

В зоне скоростей на ниспадающем участке кривой Ямакс. — ftv),
в связи с уменьшением величины нароста и его исчезновением
по мере увеличения скорости резания, поверхности контакта со
стороны задней грани инструмента претерпевают значительные из-
менения. По мере увеличения скорости резания поверхность кон-
такта инструмента переходит с задней поверхности нароста на зад-
нюю грань резца. При этом возникают условия взаимодействия
поверхности контакта, аналогичные таковым на возрастающем
участке кривой Н^акс. ~ f(v).

Значительное различие в характере и свойствах поверхностей
контакта со стороны обрабатываемого материала и инструмента,
а также некоторое снижение силы трения с увеличением ско-
ростей резания, значительно облегчают взаимное перемещение
поверхностей контакта.

По мере увеличения скорости резания в рассматриваемой зоне
металл, образующий поверхность контакта со стороны обрабаты-
ваемого материала, претерпевает все меньшие и меньшие дефор-
мации, чему также немало способствует повышение его пластич-
ности за счет повышения температуры.

В данных условиях тончайший слой поверхности контакта со
стороны обрабатываемого материала, разогреваясь, может играть
роль некоторой смазки, чем, повидимому, и можно объяснить об-
разование зеркального вида поверхности среза и фиксирование на
нем следов микроперовностей режущей кромки (при определенной
скорости резания). Состояние микрогеометрии поверхности на
ниспадающем участке кривой улучшается.

А. И. Исаев [32] делает вывод «что при обработке некоторых
конструкционных металлов, приходящих в состояние пластичности,
28
в зоне образования стружки существуют две зоны скоростей ре-
зания и подач, в каждой из которых в микрогеометрии поверхности
могут доминировать или микрогеометрия в продольном направле-
нии, или микрогеометрия в поперечном направлении. При оценке
микрогеометрии той или иной поверхности следует учитывать по-
ложение граничной линии и вести измерение микрогеометрии в со-
ответствующем направлении, в зависимости от принятых режимов
резания».

При исследовании теплового поля зоны деформации выясни-
лось, что температура падает по мере удаления от передней грани,
причем, чем ближе к поверхности контакта, тем выше температура.
Казалось бы, что упрочнение прилежащих к передней грани слоев
металла, вызываемое деформацией, должно снижаться за счет более
высокого нагрева этих слоев. Но А. И. Исаевым [431 в ряде случаев
замечено отклонение в процессе упрочнения и разупрочнения.

Нужно считать установленным, что явление наростообразова-
ния связано с температурным режимом и физико-механическими
свойствами обрабатываемого металла.

Из вышеизложенного можно сделать вывод, что основной при-
чиной разницы между фактическими и расчетными величинами не-
ровностей являются не пластические деформации, а явления тре-
ния между поверхностями, находящимися в контакте при резании
металла.

Изменение условий трения вызывает изменение температур-
ного режима в процессе резания и изменение физико-механических
свойств обрабатываемого металла.

Учитывая, что явление образования нароста связано с тепло-
выми явлениями, можно, применяя охлаждение или нагревание
детали, заставить зону наиболее интенсивного образования нароста
передвинуться в зону более высоких или низких скоростей реза-
ния, а тем самым, изменяя условия трения, можно изменить
микрогеометрию обрабатываемой поверхности.

Таким образом, с точки зрения получения микрогеометрии по-
верхности при одних видах обработки выгодно применять охлаж-
дение, при других, наоборот,— подогрев.

Из изложенного видно, что пластические деформации и темпе-
ратура оказывают косвенное влияние на микрогеометрию поверх-
ности, а трение поверхностей, находящихся в контакте, является
основной причиной, влияющей на искажение расчетной высоты
неровностей.

Отсутствие влияния глубины резания на высоту микронеров-
ностей объясняет работа А. Н. Еремина, из которой вытекает, что
глубина резания имеет очень незначительное влияние на темпе-
ратуру по сравнению со скоростью резания, а тем самым почти не
изменяет условий трения поверхностей контакта.

Уменьшение разницы между расчетной и фактической высотой
микронеровностей при увеличении подачи, очевидно,также объяс-
няется изменением условий трения поверхностей контакта.
А. Н. Еремин показал, что при одной и той же скорости реза-
ния возможен разный температурный режим при изменении подачи.
При малой подаче возникает меньше тепла, чем при большой по-
даче. На ниспадающем участке кривой //маКс. = / (и) максимальная
разница между фактическими и расчетными значениями высоты
неровностей будет при малых скоростях резания или подачах,
а минимальная при более высоких скоростях резания или при
больших подачах. Следовательно, изменение температурного ре-
жима изменяет условия трения и тем самым высоту неровностей.
Кроме этого, оказывает влияние на изменение этой разницы
и явление вибраций, возникающих в процессе резания.

Инж. Л. К. Кучма [15], в результате исследований явлений виб-
рации, пришел к выводу, что для устранения вибраций необходимо
увеличивать подачу.

Увеличение разницы между фактическими и расчетными зна-
чениями высоты неровности при больших значениях радиусов при
вершине резца объясняются почти теми же причинами, которые
были разобраны при рассмотрении влияния подачи. Как указывалось
выше, изменение радиуса при вершине резца изменяет соотношение
толщины и ширины стружки. При одной и той же подаче толщина
стружки увеличивается при уменьшении радиуса R. Следователь-
но, при меньших радиусах температурный режим выше, и в зоне
скоростей резания выше зоны максимального нароста разница
между фактической и расчетной высотой неровностей будет меньше,
чем при больших значениях R. Явления вибраций также оказы-
вают влияние на увеличение этой разницы при больших значениях R.

Наиболее трудно объяснимо отсутствие влияния переднего угла
на микрогеометрию поверхности.

Из работы А. Н. Еремина вытекает, что передний угол оказы-
вает влияние на изменение температуры резания, а тем самым на
изменение физико-механических свойств обрабатываемого металла.

Изменение фактического угла резания способствует образова-
нию и срыву нароста, вследствие чего он должен оказывать влия-
ние на микрогеометрию поверхности, однако практически это влия-
ние ничтожно.

При изменении передних углов изменяется и радиус округле-
ния лезвия, что может в некоторой степени также изменить усло-
вия трения поверхностей, находящихся в контакте, а тем самым и
повлиять на фактическую высоту неровностей.

Таким образом, можно сделать вывод, что основной причиной
разницы между расчетной и фактической высотой неровностей сле-
дует считать не долю высоты микронеровностей, полученной за счет
явлений пластических деформаций, а долю высоты микронеров-
ностей, полученную в результате явлений трения поверхностей
контакта. Изменение температуры резания и пластических дефор-
маций влияет на высоту микронеровностей, как косвенный фактор»
изменяющий условия трения.

Применяя охлаждение или нагревание детали, а также пред-
варительный наклеп, можно заставить зону наиболее интенсивного
образования нароста передвинуться в зону более высоких или низ-
ких скоростей резания и тем самым управлять процессом резания,
за счет изменения условий трения. Нужно различать, в какой зоне
скорости резания происходят явления для объяснения их влияния.

На искажение расчетной величины неровностей могут влиять
следующие факторы: обрабатываемый материал, скорость резания,
подача (толщина стружки), радиус закругления резца, задний
угол, передний угол и угол наклона режущей кромки, а также
затупление режущего инструмента. Влияние углов в плане ска-
зывается только как изменение толщины стружки.

На фактическую высоту неровностей практически оказывает
влияние обрабатываемый материал, скорость резания, подача,
радиус закругления вершины и вспомогательный угол в плане.
Влияние остальных факторов весьма незначительно и может не
учитываться в руководящих материалах.

8. СОЗДАНИЕ РУКОВОДЯЩИХ МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ
НЕОБХОДИМОЙ МИКРОГЕОМЕТРИИ ПОВЕРХНОСТИ

Для производства особо важно суметь в карте режимов реза-
ния, выдаваемой рабочему, предусмотреть условия обработки
металлов, обеспечивающие получение заданного в чертеже класса
чистоты поверхности. Для обеспечения этого технолог должен иметь
руководящие материалы, в которых математически или графи-
чески должна быть выражена зависимость между микрогеометрией
поверхности и отдельными факторами, влияющими на чистоту
обработки.

Основной задачей научно-исследовательских институтов и пред-
приятий нашей страны и является создание вышеуказанных руко-
водящих материалов на базе изучения влияния отдельных факто-
ров на микрогеометрию поверхности.

Связать зависимость микрогеометрии поверхности от физико-
механических свойств обрабатываемого материала при изменении
скорости и усилия резания на сегодняшний день невозможно, так
как нет достаточных экспериментальных данных о температурах
образования и срывов нароста, а также фактических физико-ме-
ханических свойств обрабатываемого материала в месте среза при
изменении скорости и усилия резания. Поэтому для обеспечения
промышленности руководящими материалами на современном эта-
пе развития науки остается путь создания эмпирических формул
или графических зависимостей.

Для практических целей при создании руководящих материа-
лов следует учитывать зависимость микрогеометрии поверхности
только от следующих факторов: скорости резания и подачи; вспо-
могательного угла в плане; радиуса закругления вершины резца;
обрабатываемого материала.

По данным разных авторов, глубина резания, передний и зад-
ний углы, угол наклона режущей кромки, главный угол в плане
не оказывают заметного влияния на высоту микронеровностей.
Изучение же влияния этих факторов может представлять интерес
только с научной точки зрения для объяснения ряда явлений,
происходящих при резании металлов

Ряд авторов и заводов пошли по правильному пути создания
эмпирических формул и графиков для определения микрогеометрии
поверхности в зависимости от технологических факторов.

Пользоваться в заводских условиях формулами для выбора
режимов резания весьма затруднительно. Поэтому д ы сокращения
времени выбора режимов резания, в зависимости от заданной ми к- \
рогеометрии поверхности, есть смысл оформлять руководящие
материалы для заводов в виде таблиц или графиков.

Образцом для составления подобных таблиц могут быть таб-
лицы, предложенные А. И. Исаевым.

Образцом для составления графиков могут служить три типа
графиков:

1-й тип, предложенный канд. техн, наук С. П. Семеновым;

2-й тип, предложенный докт. техн, наук П. Е. Дьяченко;

о-й тип, предложенный канд. техн, наук А. И. Исаевым.

На фиг. 1 (приложение) представлен график для тонкого точе-
ния чугуна (Нв = 180-у 190). Для удобства пользования им в про-
изводственных условиях величины t, s и R выражены в милли-
метрах. График состоит из пяти параллельных шкал, из которых
одна двойная. Па шкалах представлены: глубина резания, подача,
скорость резания, радиус закругления вершины резца R, Нск, и
/Дакс,- Значения ?/ск. и //макс. выражены в микронах. Для полноты
картины и увязки с ГОСТ 2789-45 слева от шкалы t помещена
шестая шкала, дающая разряды чистоты. На графике стрелками
и римскими цифрами показан пример его использования.

Пусть требуется обработать точением чугун при t = 0,25 мм\
s =0,1 мм/об, v = 150 м/мин. Соединяем прямой соответствую-
щее деление шкалы подач и скоростей резания. Точка /1 пересе-
чения этой прямой /—11 со шкалой 7/ск> даст значение этой по-
следней, равное 1,8 у.. Соединяя найденную точку с делением
шкалы / =0,25 мм и продолжая прямую III вправо, находим на
пересечении отрезка прямой IV с крайней правой шкалой рекомен-
дуемую в этом случае величину радиуса R = 0,5 мм. Идя от точки
А влево по горизонтали V до шкалы разрядов чистоты, находим
соответствующее значение. Полученная поверхность может быть
отнесена к разряду 6. Одновременно двойная шкала высот микро-
неровностей позволяет установить возможную максимальную вы-
соту неровностей 11макс. =8,1 g.

На фиг. 2 (приложение) представлен 2-й тип графиков. Поль-
зуясь графиком этого типа, можно получить желательную вели-
чину неровностей поверхности при нормированной геометрии рез-
ца, выбирая из графика для этого скорость резания и подачу. Так,
если нужно обработать поверхность по 5-му классу ГОСТ 2789-45,
проведем горизонталь через границы класса. Эти горизонтали пе-
ресекут линии //маКс. = /(о) и /7макс. = /(s) и в заштрихованных
участках дадут величины скоростей резания и подач, которые нужно
применять при точении для получения микрогеометрии поверхности
по 5-му классу ГОСТ 2789-45.

На фиг. 3 (приложение) представлен 3-й тип графиков. Этот
график предусматривает получение необходимой поверхности в
зависимости от режимов резания и геометрии инструмента при то-
чении стали 45. Например, нужно обработать поверхность по 5-му
классу точности, разряд 56. Вели обработку мы производим резцом,
имеющим радиус у вершины R = 0,5 мм и вспомогательный угол

= 5°, то соединяем величину 0,5 шкалы R и величину 5° шкалы
(р! прямой линией. Из точки А пересечения этой линии со шкалой
В проводим вверх перпендикулярную прямую линию до пересече-
ния границ разряда 56 (точки а и б). Из этих точек проводим го-
ризонтальные линии до пересечения с кривыми подач (правая часть
графика). Эти прямые пересекают линии подач от 0,2 до 0,5 мм,
причем при подаче 0,2 мм/об нужную микрогеометрию можно по-
лучить при скорости резания от 4 до 5 м)мин и от 34 до 40 м)мин,
а при подаче 0,5 мм в интервале скоростей от 90 до 115 м)мин.
Таким образом, в зависимости от стойкости инструмента и станка
выбираются подачи и скорость резания.

К преимуществам таблиц следует отнести то, что весьма быстро
можно найти нужную подачу и скорость, а к их недостаткам можно
отнести интервалы между скоростями и отсутствие иногда реко-
мендуемых подач и оборотов на конкретном станке.

К недостаткам 1-го типа графиков следует отнести то, что гра-
фик не отражает наглядно зависимостей отдельных факторов;
к недостаткам 2-го типа графика следует отнести отсутствие пара-
метров геометрии инструмента. В 3-м типе графиков эти недостат-
ки исключены. Здесь наглядно видно ухудшение микрогеометрии
в зоне скоростей образования нароста, характер изменения кривых
в зависимости от подачи, необходимость работать при больших
подачах, с большими скоростями резания для получения заданной
микрогеометрии поверхности. Из этого графика также видно улуч-
шение микрогеометрии при увеличении радиуса при вершине R и
уменьшении вспомогательного угла

Таким образом, для быстрейшего внедрения ГОСТ 2789-45 по
чистоте поверхности необходимо создать подобные графики для
различных обрабатываемых материалов при разных видах меха-
нической обработки.

3 В. А. Гк..ив
ГЛАВА 11

ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

ПРИ ТОРЦЕВОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ НА МИКРОГЕОМЕТРИЮ
ПОВЕРХНОСТИ

Торцевое фрезерование является одним из наиболее распро-
страненных методов механической обработки металлов. Между
тем, в литературе почти отсутствуют работы по влиянию техноло-
гических факторов на микрогеометрию поверхности при торцевом
фрезеровании. Даже приведенные в работах разных авторов фор-
мулы для определения расчетной высоты неровностей имеют ряд
неточностей и не дают при расчетах правильного результата.

Это заставило перед проведением экспериментов по выявлению
влияния отдельных технологических факторов на микрогеометрию
поверхности провести теоретическое исследование поверхности,
полученной в результате торцевс«го фрезерования, и вывести рас-
четные формулы для определения высоты неровностей.

1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСЧЕТНОЙ ВЫСОТЫ МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ
ОБРАБАТЫВАЕМОЙ ПОВЕРХНОСТИ

Расчетная величина неровностей //р определяется путем чисто
геометрических построений и не учитывает влияния ни упругих
и пластических деформаций обрабатываемого материала, ни тре-
ния обрабатываемого материала о заднюю грань инструмента или
продуктов нароста, ни жесткости системы станок — деталь — ин-
струмент, ни микронеровностей режущего лезвия после заточки и
затупления в процессе резания.

П. Е. Дьяченко [7] рекомендует определять расчетную высоту
микронеровностей // при торцевом фрезеровании по следующей
формуле:

rj So sin sin ¥1

По — ----------->

Sin (? + ?!)

где so — подача в мм за один оборот фрезы;

ф — главный угол в плане;

(pi—вспомогательный угол в плане.

Эта формула не учитывает влияния радиуса закругления при
вершине резца 7?, количество резцов резцовой головки, а также
изменения микрогеометрии поверхности при передвижении го?
ловки на длину, большую ее диаметра.
Исследования автора показали, что фактическая высота микро-
неровностей при фрезеровании Ст. 3 резцовой головкой с восемью
резцами, оснащенными пластинками твердого сплава Т15К6, по-
лучилась значительно ниже расчетной // определенной по этой
формуле. Например, при работе со скоростью резания 147 м/мин

t—*	sz

Фиг. 1. Получение профиля микрогеохметрии поверхности: .
а—первый случай; б — вторей случай; в — третий случай; г — четьертый случай.

и подачей sz = 0,098 мм/зуб фактическая высота неровностей
меньше расчетной в 6 раз, а при работе с подачей s2 =0,21 мм/зуб —
в 12 раз и т. д.

Это заставило подойти критически к вышеприведенной фор-
муле и вывести новые формулы для определения расчетной высоты
неровностей.

Разберем основные случаи, встречающиеся в практике полу-
чения профиля микрогеометрии поверхности, и выведем формулы
д ля определения расчетной величины микронеровностей Нр. В прак-
тике встречается четыре основных случая получения профиля
микрогеометрии поверхности (фиг. 1).
Первый случай, когда весь профиль микронеровностей с обеих
сторон образуется дугой радиуса R при вершине резца.

Второй случай, когда правая сторона профиля микронеров-
ностей образуется главной режущей кромкой с углом в плане и и
дугой радиуса закругления вершины резца, а левая сторона про-
филя образуется дугой того же радиуса и вспомогательной ре-
жущей кромкой с углом в плане <рп т. е. в образовании профиля
участвуют обе режущие кромки и радиус закругления вершины
резца.

Третий случай, когда правая половина профиля очерчена ду-
гой радиуса R закругления вершины резца, а левая половина про-
филя частично очерчена дугой того же радиуса и частично прямо-
линейным участком вспомогательной режущей кромки с углом в
плане срх.

Четвертый случай, когда правая половина профиля частично
очерчена прямолинейным участком главной режущей кромки с уг-
лом в плане ср и частично дугой радиуса R закругления вершины
резца, а левая половина профиля очерчена по всему контуру ду-
гой того же радиуса. Четвертый случай представляет собой, по
существу, зеркальное изображение третьего случая.

При торцевом фрезеровании вышеприведенные профили мик-
ронеровностей получаются только в том случае, если перемещение
резцовой головки относительно обрабатываемой детали в направ-
лении подачи не превышает ее диаметра. Если перемещение рез-
цовой головки относительно обрабатываемой детали в направлении
подачи больше ее диаметра, как и всегда бывает при торцевом фре-
зеровании, резцы, находящиеся с задней стороны фрезы по отноше-
нию к направлению подачи, будут срезать вершинки микронеров-
ностей и улучшать обрабатываемую поверхность.

Для сравнения расчетной величины микронеровностей с факти-
ческой выведем формулы расчетной высоты микронеровностей во
всех четырех случаях. Для упрощения вывода формул предпола-
гаем, что все углы в плане и радиус закругления резца при вер-
шине находятся в плоскости, перпендикулярной обрабатываемой
поверхности, и проходят через центр резцовой головки. Если эти
величины заданы в других плоскостях, нужно произвести их пе-
ресчет. Правда, по данным П. Е. Дьяченко эти изменения не пре-
вышают 1 %, поэтому ими можно пренебречь.

В первом случае обработки, т. е. когда обе стороны профиля
микронеровностей образуются дугой радиуса R при вершине рез-
ца, высота микронеровностей Н в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, определяется из
треугольника (см. фиг. 1,а):

ир = R- vE 4*2-^2.

где R — радиус при вершине резца в дш;

sx — подача на один зуб резцовой головки в мм.
Эта формула верна только в том случае, когда измерение произ-
водится в плоскости, проходящей через центр резцовой головки в
направлении подачи, при передвижении головки относительно
обрабатываемого изделия на величину меньше ее диаметра.

Разберем, какое изменение микрогеометрии должно быть при
измерении в плоскостях, не проходящих через центр резцовой го-
ловки, при тех же условиях работы.

На фиг. 2 показаны следы обработки при торцевом фрезеровании
резцовой головкой. Пунктирные линии обозначают вершины мик-
ронеровностей, сплошные— впадины.

Фиг. 2. Следы обработки

при торцевом
головкой.

фрезеровании резцовой

Величина подачи на один зуб одинакова во всех плоскостях,
параллельных плоскости направления подачи. Впадины микро-
неровностей находятся на одном уровне, независимо, на каком
расстоянии от центра они расположены. Вершины же имеют мак-
симальную высоту неровностей в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, и уменьшаются
при удалении этой плоскости от центра головки.

Определим примерную зависимость изменения расчетной вы-
соты неровностей при измерении в плоскости, расположенной на
расстоянии Б от центра головки.

На фиг. 2 показаны следы обработки резцовой головкой. Допу-
скаем, что эти следы представляют собой окружности диамет-
ром, соответствующим диаметру резцовой головки по вершинам
резцов, хотя на самом деле под действием подачи эти окружности
несколько искажаются.

Поскольку плоскость резца с радиусом при вершине/? при вра-
щении головки всегда проходит через ее центр, то в точке А пло-
скость I—I также будет проходить через центр резцовой головки.
В этом случае величина вг, характеризующая высоту неровностей,
значительно меньше подачи sz. Для определения величины вг де-
лаем второе допущение: линия впадин делит величину ее пополам
и треугольники Абв и Агд прямоугольны. В этом случае;

вг= Ав + Аг — s7 cos 0.

Отсюда

• А 25
sin 0 — —

р

Сделанные допущения оправдываются тем, что нас интересует
не абсолютная высота микронеровностей, а зависимость влияния
удаления точек замеров от центра фрезы. Кроме того, не следует
забывать, что фактические микронеровности имеют величины, зна-
чительно отличные от расчетных, поэтому нет смысла произво-
дить сложные расчеты.

Как видно из вышеприведенной формулы, влияние диаметра
резцовой головки будет сказываться на изменении sinO. При уве-
личении диаметра головки sin6 будет уменьшаться, cos§ будет
увеличиваться, тем самым будет увеличиваться и расчетная высо-
та микронеровностей.

Таким образом:

1)	при удалении промеров от плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, расчетная высота
микронеровностей уменьшается;

2)	при удалении промеров на одно и то же расстояние Б это
будет больше сказываться на уменьшении расчетной высоты
микронеровностей, при работе с меньшим диаметром головки,
т. е. высота микронеровностей на расстоянии Б будет при меньшем
диаметре резцовой головки меньше.

В тот период, когда перемещение резцовой головки относитель-
но обрабатываемой поверхности превышает ее диаметр, резцы,
находясь в положении противоположном направлению подачи,
начинают зачищать обработанную поверхность. Это происходит
вследствие того, что вступая в работу, резцы имеют почти всегда
смещение шагов подачи по сравнению с рисками, оставленными
резцовой головкой, до вступления их в работу. В этом случае сре-
заются гребешки микронеровностей первого профиля и остаются
вместо одного два выступа, но с меньшей высотой неровностей
(фиг. 3).

-Высота Нр новых микронеровностей (фиг. 4) определяется по
той же формуле, но величина s2 для определения Н заменяется
величиной As (смещения шагов), для определения величины Нр^
величиной sd—As.

Вследствие того, что для практических целей важна наиболь-
шая величина Нр, то при ее определении, чтобы не производить
38
лишних расчетов, принимают величину As, если она больше sz—As
или же величину sz—As, если она больше As.

Величина смещения шагов подач определяется, как частное
от деления диаметра резцовой головки по вершинам резцов на ве-
личину подачи sz. Остаток после целого числа, помноженный на
величину подачи sz, дает величину смещения шагов As. Это можно

представить таким образом,
что если разместить на диамет-
ре головки между вершина-
ми резцов шаги подач $2, то
последний шаг будет пред-
ставлять нецелую величину,
соответствующую величине As.

Например, требуется оп-
ределить расчетную величи-
ну неровностей при фрезеро-
вании резцовой головкой
диаметром 250 мм с подачей
0,14 мм)зуб. Радиус вершины

Определяем смещение шагов

Фиг. 3. Смещение шагов подачи.

резцов равен 0,5 мм.

для чего узнаем, сколько шагов

подач х располагается на диаметре головки:

х = -£. = _25°_= 1785,71,
s, 0,14

отсюда

A s = 7 lsz = 0,71 • 0,14 = 0,0994 мм.

Фиг. 4. Профиль высоты неровностей для 1-го случая при передвижении резцо-
вой головки относительно изделия на величину больше ее диаметра:

/ — следы обработки при перемещении резцовой головки на величину большую ее диа-
метра; 2 — частицы микронеровностей, срезаемые резцовой головкой при передвижении
ее относительно изделия на величину большую ее диаметра; 3 — следы обработки при
перемещении резцовой головки на величину меньшую ее диаметра.

Так как As>s2—As, то при расчете принимаем величину
As = 0,0994 мм;	, г----------

Hp=R — -~Y 4/?2 — Л$2 =

= о,5— ’- /Г(0,5)2 — (0.0994)2 = 0,0022 мм.
Эта формула также дает правильные результаты только в том
случае, если замеры производятся в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, а при удалении от
центра результаты меняются.

На фиг. 5 схематично показана поверхность, получаемая после
торцевого фрезерования. Смещение шагов подачи сказывается не по
всей ширине обрабатываемой поверхности, а на участке шириной

Б = д $ (2D — Д s),

где D — диаметр резцовой головки в мм\

△$— смещение шагов подач в мм.

Как видно из фигуры, характер величины смещения шагов,
даже на участке шириной Б, меняется по мере смещения от плос-
кости, проходящей через центр фрезы в направлении подачи. На

участках, лежащих вне
пределов ширины Б, яв-
ления смещения шагов
подач не наблюдается, и
в этом случае изменение
микрогеометрии поверх-
ности следует рассмат-
ривать, как влияние
вспомогательного угла
в плане ?х резцов, рас-
положенных с противо-
положной стороны на-

Фиг. 5. Следы обработки при торцевом фрезеро- правления подачи.

вании напроход.	Таким образом, пос-

ле обработки поверхно-
сти резцами, расположенными со стороны, противоположной на-
правлению подачи, микронеровности больше срезаются в плос-
кости, проходящей через центр головки в направлении подачи,
чем при удалении от нее, т. е. эти резцы как бы выправляют
поверхность, полученную до вступления их в работу.

Во втором случае обработки, когда правая половина профиля
микроноровностей образуется частично прямолинейным участком
главной режущей кромки с углом в плане ? и частично дугой
радиуса R закругления вершины резца, а левая половина про-
филя микронеровностей образуется частично дугой того же радиуса,,
а частично прямолинейным участком вспомогательной режущей

кромки с углом в плане ?х, расчетная высота микронеровно-
стей Нр в плоскости, проходящей через центр резцовой головки в
направлении подачи, определяется из построений (см. фиг. 1,6) или

по формуле:

НР =

tg ? tg ?х
tg ? + tg?j

(tg -у + tg

—Z?

sin ? sin ?x
sin (P + ?j)
где sz — подача на один зуб резцовой головки в мм\

R — радиус закругления вершины резца в мм\

ср — главный угол в плане;

— вспомогательный угол в плане.

Эта формула верна только в том случае, если измерение произво-
дится в плоскости, проходящей через центр резцовой головки в на-
правлении подачи, при передвижении головки относительно обраба-
тываемого изделия на величину меньшую ее диаметра. При удалении

Фиг. 6. Профиль высоты неровностей для второго случая при передвиже-
нии резцовой головки относительно изделия на величину большую ее
•	диаметра.



промеров от плоскости, проходящей через центр головки в направ-
лении подачи, происходят такие же явления, как и в первом случае.

Здесь также происходит смещение шагов подачи, как в первом
случае, но при этом профиль микронеровностей, образованный
главной режущей кромкой, или профиль, образованный вспомо-
гательной режущей кромкой, срезается вспомогательной или глав-
ной режущей кромкой, в зависимости от величины смещения ша-
гов подачи и величины углов и ерь

При этом возможны три положения смещения шагов подачи
(фиг. 6), которые требуют разных формул для определения расчет-
ной величины неровностей.

Первое положение (фиг. 6, /) когда смещение △ s $i макс.

51макс. = 5г — 2	+ R tg уj "РИ <Р > Ти

/ <Р,	®1	\

S,tg<? +2R tg-^i tgPj-tg-^tgcpj

-------------^77^;---------------»> ’•
Ермаке определяется по ранее выведенной формуле:

Ямакс. = —J ~-г\ I - R ( tg V + tgv •
sin (<Р +	2	2 j

В этом случае вывод формулы для определения расчетной
высоты неровностей // производится из построений на фиг. 6,/,

QCLг	СР

откуда Нр = — tg <рг; но так как аа' = + △ $ — 2Rtg — t
2	2

T0 =

\ 2 2 /

При	из построений на фиг. 6,7/ определяем:

QQ' 1	г	*	га L Ф

Нр =— tg<p, но так как в этом случае аа — sz— Д$— 2/?tg—>

2	2

TO

Wp = /	-/? tg tg?.

Во втором положении при	когда отношение

(д s — 2Rtg-y) tg'pj

---------------—------< 1, аа' = зг — Д $ — 2R tg —,
( «г — Д s — 2 R tg —| tg ?

и расчетная высота микронеровностей определяется из построений
на фиг. 6, III, откуда

н^\—2----------RtgT^tg?.

При ?!><?, когда отношение

2 s — △ s — 2 R tg tg

г	2 /

расчетная высота микронеровностей определяется из построений

на фиг. 6, IV:

В третьем положении при	когда отношение

tg?

sz — Д s — 2 R tg —) tg ?

£	2 /
расчетная высота микронеровностей определяется из построений
на фиг. 6, V;

При 9, когда отношение

(△ s-2/?tg — )tgcpl
—----------------------< 1

(2s —Д s —2/?tg -т-| tg

расчетная высота микронеровностей определяется из построений
на фиг. 6, VI:

(2s — Д s	ф \

------fltg— tg<f>.

Эти формулы также дают правильные результаты, если замеры
производятся в плоскости, проходящей через центр резцовой го-
ловки в направлении подачи, а при удалении промеров от этой
плоскости результаты будут изменяться. Характер изменения ре-
зультатов промера при удалении от плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, тот же,что и в пер-
вом случае.

В третьем случае обработки, когда правая сторона профиля
микронеровностей полностью образуется дугой радиуса R закру-
гления вершины резца, а левая сторона профиля микронеров-
ностей частично образуется дугой того же радиуса и частично
вспомогательной режущей кромкой, формула для определения рас-
четной высоты микронеровностей определяется из построений на
фиг. 7, I откуда

Hf=eg=R-&.

Произведя ряд подстановок получим:

Нр — /?(1 — cose?!) + s2sin cos ср! —

— sin ср! Кs2 sin с?t (2 R — s2 sin cpx) .

Эта формула соответствует высоте микронеровностей, распо-
ложенных в плоскости, проходящей через центр резцовой головки
в направлении подачи, если величина перемещения резцовой го-
ловки относительно обрабатываемой поверхности не превышает
ее диаметр. Изменение микронеровностей, по мере удаления про-
меров от этой плоскости, будет происходить аналогично первому
и второму случаям обработки, разобранным ранее.

Аналогично предыдущим случаям, когда перемещение головки
превышает ее диаметр, резцы,находящиеся в положении противо-
положном припуску, срезают вершинки микронеровностей и улуч-
шают качество поверхности.
В этом случае также будет происходить смещение шагов подачи
и будут получаться две вершинки микронеровностей: одна от глав-
ной, а другая от вспомогательной режущих кромок резца. При этом
также возможны три положения смещения шагов подач (фиг. 7),

Ари tSj о/л А ио и,

PfUxc CO£,mde/oc/ndi/e/n Арлане

Ш flpu Ason SfjtfaffC Sz

S2 WffC соо/лбетоюАуе/п Ap^ =Apg
Ари о о on S* do

A2/faf(C ооо/лДе/пс/пбуе/п Api

Фиг. 7. Профиль высоты неровностей для третьего случая при передви-
жении резцовой головки относительно изделия на величину сверх ее
диаметра.

которые требуют разных формул для определения расчетной
величины микронеровностей.

Первое положение, когда As<s1MaKc.

«1макс. = $г — 2|/(2 R — Нрмакс ) .
Ермаке определяется по ранее выведенной формуле:

Ермаке. = /?(1 — COS<Pi) + S,Sin <р, COS tpL —
— sin <f>j ]/szsin <рх(2 R—s^sinipj .

В этом случае вывод формулы расчетной высоты микронеров-
ностей Н производится из построений на фиг. 1,11, откуда
г г аа' ,

#₽ = vtgT1'

но так как аа' = (s2 + A S) — 2 R tg —,

2

Во втором положении, когда отношение

А з — 2R tg—- Itg Pi

_____________-i /_______

2R — j/*4 7?2— (s2 —A s)2

максимальная высота микронеровностей образуется в результате
работы вспомогательной режущей кромки, и расчетная формула
для определения высоты микронеровностей Нра выводится из
построений на фиг. 7,111:

//₽3 = (v_/?tg^)tglpl-

В третьем положении, когда отношение:

2R-|/4R2 —(s2—д5)2

максимальная высота микронеровностей образуется в результате
работы главной режущей кромки, и расчетная формула для опре-
деления высоты микронеровностей Н выводится из построений
на фиг. 7, IV:	_________

= д$)2

Эти формулы также дают правильные результаты, если замеры
производятся в плоскости, проходящей через центр резцовой
головки в направлении подачи, а при удалении промеров от этой
плоскости результаты будут изменяться. При этом, характер
изменения результатов тот же, что и в первом случае.

В четвертом случае обработки, когда правая сторона профиля
микронеровностей образуется частично прямолинейной стороной
главной режущей кромки и частично дугой радиуса/? закругления
вершины резца, а левая половина профиля микронеровностей пол-
ностью образуется дугой того же радиуса, формула для определе-

Фиг. 8. Профиль высоты неровностей для четвертого случая обработки
при передвижении резцовой головки относительно изделия на величину
сверх ее диаметра.

ния расчетной высоты микронеровностей выводится из фиг. 8>
аналогично третьему случаю, и приобретает вид:

Н? = R (1 — cos ф) — sin ф ]/s^sin ф (2/? — s^sin <р) + s^sin <pcos

Эта формула соответствует высоте микронеровностей, распо-
ложенных в плоскости, проходящей через центр резцовой головки
в направлении подачи, и если величина перемещения резцовой го-
ловки относительно обрабатываемой поверхности не превышает
ее диаметр. Изменение микронеровностей по мере удаления проме-
ров от этой плоскости будет происходить аналогично первому и
второму возможным случаям обработки, разобранным ранее.

Аналогично ранее разработанному случаю, когда перемещение
головки превышает ее диаметр, резцы, находящиеся в положении
противоположном припуску, срезают вершинки микронеровностей
и улучшают качество поверхности. В этом случае также будет про-
исходить смещение шагов подач и будут получаться две вершинки
микронеровностей: одна от главной, а другая от вспомогательной
режущих кромок резца. При этом также возможны три зоны поло-
жения резца (фиг. 8), которые требуют разных формул для опре-
деления расчетной величины микронеровностей.

Первое положение (фиг. 8, //), когда Д s от 51Макс. до sz,
где

Нрмакс определяется по ранее выведенной формуле:

Омаке. “Ж1 — cos?) — sin <Р |/s2sin ? (2/? — $,sin?) +

-J- s2sin cos ср.

В этом случае вывод формулы расчетной высоты микронеров-
ностей Н производится из построений на фиг. 8,//:
* 1

Во втором положении, когда отношение

максимальная высота микронеровностей образуется в результате
работы вспомогательной режущей кромки, и формула для опреде-
ления расчетной высоты микронеровностей Я выводится из по-
строений па фиг. 8, III:

"₽2 = я-4У4/?2-лл

В третьем положении, когда отношение
максимальная высота неровностей образуется в результате работы
главной режущей кромки, и формула для определения расчетной
высоты микронеровностей Н выводится из построений на
фиг. 8, /V:

/ S — Д S	ф \

ЯРз= “2--------2/?tgT tg?.

Эти формулы также дают правильные результаты, если замеры
микронеровностей производятся в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, а при удалении за-

Фиг. 9. Профиль резца
для второго случая обра-
ботки.

меров от этой плоскости результаты будут
меняться. При этом характер изменения
результатов тот же, что и в первом слу-
чае.

Анализируя далее эти формулы, видим,
что они точны только для первого случая
обработки; для остальных профиль микро-
неровностей обрабатываемой поверхности
может не соответствовать профилю резца.
Суть заключается в том, что при величине
припуска больше высоты микронеровностей
выбор формулы для определения расчетной
высоты микронеровностей определяется

подачей s2.

Это наглядно иллюстрируется фиг. 9, где представлен резец
с профилем, соответствующим второму случаю обработки, т. е.

имеющий прямолинейную главную режущую кромку, радиус при
вершине резца и прямолинейную вспомогательную режущую
кромку. Для него

S2 = 2 R sin ср; s2 = 2 R sin <pv

Как видно из фиг. 10, при величине подачи на один зуб:

s2 <2 R sincpp если срх >

s2 <^2 Z?sin <р, если

профиль микронеровностей будет соответствовать только первому
случаю обработки, т. е. будет представлять следы резца с дугой
радиуса R при вершине резца.

При величине подачи s2, находящейся в интервале величины
2/?sincpi и 27?sin<p при <pi<<? профиль микронеровностей будет
соответствовать третьему случаю, а в случае <р£>.<р будет соответ-
ствовать четвертому случаю профиля микронеровпостей (фиг. 10).
Если профиль резца соответствует профилю микронеровностей
третьего случая, то при подаче s2-<2Z?sin(pi профиль микронеров-
постей будет соответствовать первому случаю, а только при подаче
s2^>2/?sincp1 — третьему случаю.

Аналогично предыдущему, если профиль резца соответствует
профилю микронеровностей четвертого случая, то при подаче
s^<27?siiw профиль микронеровностей будет соответствовать
первому случаю, а только при подачах s2>2/^sin ф (фиг. 10, //)
четвертому случаю.'При подачах s2>27?sin <рх и 27?sin <? профиль
микронеровностей соответствует второму случаю.

На конкретных примерах рассмотрим влияние отдельных фак-
торов на расчетную высоту микронеровностей.

Фиг. 10. Возможные случаи получения профиля неровностей при работе резцом,
имеющим профиль второго случая обработки.

В табл. 1 приведены интервалы подач для каждого радиуса,
при которых возможно получение того или иного профиля микро-
неровностей. При этом главный угол в плане <р принят 75°,а вспо-
могательный угол в плане = 4°.

Как видно из таблицы, для выбранного интервала подач, т. е.
s2 до 0,32 мм, возможно получение профилей, соответствующих пер-
вому и третьему случаям обработки.

На основании проведенных расчетов пцетроена диаграмма
зависимости расчетной величины микронеровностей от радиусов
Таблица I

Радиус при вер- шине резца R в мм	Встречающиеся основные случаи профиля микронеровностей			
	1-й случай	2-й случай	3-й случай	4-й слу- чай
	$2 <2R sin для	< op в мм	s >2 R sin & для  CO J < CO в MM	s от 2/? sin  до 2 R sin fp для Ф J < СР в MM	
0,25 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5	sz <0,03488 sz <0,06976 sz <0,13952 sz <0,20928 <0,27904  sz <0,34880	sz >0,48296 Z >0,96592  s2 >1,93184  s >2,89876 z  sz >3,86368  s2 >4,83060	sz от 0,035 до 0,483 5, от 0,07 до 0,966  от 0,14 до 1,93  sz от 0,21 до 2,9  sz от 0,279 до 3,86  s от 0,35 до 4,83	Для приведенной выше геометрии не- возможен

закругления резца и влияния подачи (фиг. И) при с? = 75° и <pi =
= 4°. Величина смещения шагов подач принята равной одному
шагу. Анализируя эту диаграмму, можно сделать следующее за-
ключение:

1)	высота микронеровностей растет по мере увеличения подачи
и уменьшения радиуса 7? закругления вершины резца;

2)	высота микронеровностей под действием вспомогательного
угла в плане несколько уменьшается, причем это уменьшение ска-
зывается больше при больших подачах и меньшем радиусе закру-
гления вершины резца.

На фиг. 12 показано влияние изменения радиуса 7? при вершине
резца для пяти разных подач. Эта диаграмма подтверждает умень-
шение высоты микронеровностей при увеличении радиуса 7? при
вершине резца и уменьшении величины подач sz. Величина смеще-
ния шагов подач принята равной одному шагу.

В результате теоретического исследования поверхности, полу-
ченной после торцевого фрезерования, установлено, что:

1.	Поверхность, полученная после торцевого фрезерования, не
является прямолинейной, а имеет выпуклость, обращенную к фрезе.
Высота неровностей является максимальной в плоскости, прохо-
дящей через центр резцовой головки в направлении подачи.

2.	Разница между высотой микронеровностей в плоскости, про-
ходящей через центр резцовой головки в направлении подачи и
удаленной от нее, уменьшается при торцевом фрезеровании
резцовыми головками большего диаметра,

3.	При перемещении резцовой головки относительно изделия
на величину, превышающую ее диаметр, в плоскости, проходящей
через ее центр, вступающие в работу резцы, расположенные сиро-
Фиг. 11. Влияние подачи sz на расчетную высоту микронеровностей
Н при различном радиусе вершины резца R.
I

Фиг. 12. Влияние радиуса при вершине резца R на расчетную вели-
чину микронеровностей Нр при различной подаче sz.

i
тивоположной стороны в направлении подачи, обычно не попадают
в шаг микронеровностей, а срезают вершинки неровностей и тем
самым должны улучшать микрогеометрию поверхности. В этом
случае происходит явление, названное автором «смещение шагов
подач», уменьшающее фактический шаг между вершинками микро-
неровностей.

4.	Явление смещения шагов подач в прямом смысле сказы-
вается не на всей ширине фрезеруемого образца, а на участке Б
(фиг. 5). На расстоянии, превышающем ширину 5, микрогеомет-
рия поверхности будет меняться, но в этом случае это следует рас-
сматривать не как явление смещения шагов подач, а как влияние
вспомогательного угла в плане резцов, расположенных с противо-
положной стороны подачи.

5.	Расчетная высота микронеровностей И? растет по мере уве-
личения подачи sz и уменьшения радиуса при вершине резца.

6.	Вспомогательный угол в плане оказывает влияние на расчет-
ную высоту микронеровностей при условии 2 R sin Его влия-
ние в большей степени наблюдается при меньших радиусах
вершины резца и больших подачах sz.

7.	Главный угол в плане © оказывает влияние на расчетную
высоту микронеровностей /7 при условии s2Rsin с?. Большого
влияния на высоту микронеровностей он не имеет.

2.	МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЙ

Как известно расчетная высота неровностей значительно отли-
чается от фактической, поэтому автором было проведено более
2000 опытов, имевших своей целью установить влияние отдельных
технологических факторов на микрогеометрию поверхности при
торцевом фрезеровании углеродистых сталей Ст. 3, Ст. би легиро-
ванных сталей 12ХНЗА и ОХН1М. Эти исследования дали воз-
можность построить 55 графиков, которые с достаточной нагляд-
ностью представляют результат обработки экспериментов. Сталь
указанных четырех марок принята в виде проката в соответствии
с ГОСТ 2591-44.

Эксперименты проводились на вертикально-фрезерном станке,
имеющем мощность мотора 5,5 кет. Этот станок располагает 16
скоростями и может обеспечить работу при 18; 22; 27; 33; 51; 63;
78; 96; 123; 151; 187; 223; 281; 350 и 450 об/мин. С помощью ин-
дивидуального мотора и коробки подач станок обеспечивает полу-
чение 16-ти различных подач: 13; 16; 19; 25; 35; 44; 54; 74; 96; 117;
146; 194; 251; 314; 391 и 508 мм] мин.

В качестве инструмента при экспериментах применялись рез-
цовые головки конструкции Уралмашзавода, диаметром 105 и
250 мм (фиг. 13). Резцовые головки имели резцы, оснащенные
твердым сплавом Т15К6 при всех испытаниях, за исключением
исследования влияния, материала инструмента на микрогеометрию
поверхности. Все опыты проводились без применения смазочно-
охлаждающих жидкостей.
Фиг. 13. Резцовая головка кон-
струкции Уралмашзавода.

Как показали предыдущие теоретические исследования по-
верхности, полученной после торцевого фрезерования, высота ми-
кронеровностей на обрабатываемой поверхности получается разной
в плоскости, проходящей через центр резцовой головки, и уда-
ленной от нее. Кроме этого, также разной получается и плотность
заполнения профиля неровностей, так как шаг между гребешками
неровностей получается разным в плоскости, удаленной от плос-
кости, проходящей через центр резцовой головки в направлении
подачи. Плотность заполнения профиля при промерах в плос-
кости, удаленной от плоскости, проходящей через центр резцовой
головки в направлении подачи, также
меняется при изменении диаметра рез-
цовой голоски.

Из изложенного вытекает, что
среднеквадратичные значения оценки
микрогеометрии поверхности Нс.к бу-
дут меняться при промерах в плос-
кости, проходящей через центр рез-
цовой головки в направлении пода-
чи, при промерах, произведенных на
разных расстояниях от вышеуказан-
ной плоскости, а также от работы с
разными диаметрами головок.

Чтобы исключить лишние неизвест-
ные факторы, при исследованиях из-
мерение максимальной высоты микро-
неровностей производилось в плос-
кости, проходящей через центр рез-
цовой головки в направлении подачи.
Для оценки микрогеометрии поверх-
ности после торцевого фрезерования

был принят двойной микроскоп академика Линника В. П. Для
надежности результатов измерений было принято 10 замеров на
одну экспериментальную точку в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи. Последователь-
ность исследований влияния отдельных технологических фак-
торов на высоту микронеровностей была разбита на четыре
очереди.

Вначале были проведены испытания по определению влияния
износа, геометрии и состояния инструмента на высоту микроне-
ровностей. Затем было рассмотрено состояние поверхности, полу-
ченной после торцевого (фрезерования, в зависимости от плоскости,
в которой производились промеры; влияние зубцов, расположен?
ных с противоположной стороны подачи; диаметр резцовой голов-
ки и т. д.

После этого были проведены исследования влияния режимов
резания на высоту микронеровностей при обработке упомянутых
сталей и, наконец, было рассмотрено влияние материала инстру-
54
мента на высоту неровностей. На основании проведенных иссле-
дований разработаны руководящие материалы, разрешающие тех-
нологу выбрать необходимые режимы резания в зависимости от
заданного на чертеже класса чистоты поверхности.

Таким образом, в работе проведено исследование влияния на
высоту микронеровностей следующих факторов: 1) износа режу-
щего инструмента а\ 2) заднего угла а; 3) переднего угла 7;
4) угла наклона режущей кромки 1; 5) главного угла в плане <р;
6) вспомогательного угла в плане фх; 7) радиуса при вершине рез-
ца R\ 8) количества резцов в резцовой головке г\ 9) биения рез-
цовой головки; 10) геометрии поверхности, полученной после
торцевого фрезерования при промерах в разных плоскостях;
11) диаметра резцовой головки D; 12) работы резцов, расположенных
с противоположной стороны направлению подачи; 13) соотноше-
ния продольных и поперечных шероховатостей при разных ско-
ростях резания и подачах sz; 14) ошибки оценки микрогеометрии
поверхности между двойным микроскопом академика Линника и
профилометром Аббота; 15) подачи s2; 16) скорости резания п;
17) глубины резания /; 18) глубины снимаемого слоя В; 19) об-
рабатываемого материала; 20) материала инструмента.

Опыты по установлению частных зависимостей проводились
с учетом максимального исключения влияния не исследуемых в
данном разделе параметров. Для этой цели при составлении мето-
дики проведения опытов произведен тщательный анализ возмож-
ного взаимодействия отдельных параметров на микрогеометрию
поверхности.

Чтобы создать тождественные условия работы при проведении
всех экспериментов и исключить влияние биения резцов, при
исследовании влияния каждого фактора резцовая головка была
оснащена одним резцом.

Только при исследованиях влияния биения головки и коли-
чества резцов на микрогеометрию поверхности, а также при конт-
рольных испытаниях, проводимых с целью проверки руководящих
материалов, количество резцов в резцовой головке менялось.

Биение резцов резцовой головки при исследовании влияния ко-
личества резцов на микрогеометрию поверхности, а также при конт-
рольных испытаниях не допускалось более 0,04 мм.

Все опытные резцы перед испытаниями проходили контроль
геометрических форм и доводку.

3.	ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ ПРИТУПЛЕНИЯ ИНСТРУМЕНТА НА ВЫСОТУ
МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ

Руководствуюсь данными, изложенными в работах М. Н. Ла-
рина [1], а также П. П. Грудова и С. И. Волкова [44], объективным
критерием затупления в проводимых исследованиях был принят
износ по задней грани инструмента.

Для исследования влияния степени притупления инструмента на
высоту микронеровностей были проведены следующие эксперименты:
1)	резцовой головкой диаметром 105 мм, оснащенной одним
резцом Т15К6, обрабатывались образцы размером 60 X 100 мм из
углеродистых сталей Ст. 3, Ст. 6 и легированных сталей 12ХНЗА
и ОХН1М;

2)	геометрия резца была принята: ср = 75°, <pi = 4е, R = 0,5мм,
1 = —10°, а = 61, к = 10°;

3)	режим резания составлял: v = 115 м/мин, sz = 0,125 мм]зуб,
в = 1 мм, t = 100 мм;

носа по задней грани резца на
высоту микронеровностей при
обработке Ст. 6:

1— первая серия опытов; 2 —вторая
серия опытов.

Фиг. 15. Влияние величины износа по
задней грани резца на высоту неровно-
стей при обработке Ст. 3:

1 — первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

4)	фрезерование одной и той же марки стали проводилось до
притупления, равного 1 мм по задней грани инструмента;

5)	после фрезерования каждого образца износ по задней грани
резца проверялся с помощью компаратора;

6)	шестнадцать опытов было проведено по 1-й и 2-й сериям.

На основании этих опытов были построены графики зависи-
мости высоты микронеровностей /7макс. в микронах ют величины из-
носа по задней грани инструмента а в миллиметрах при обработке
Ст. 6 (фиг. 14), Ст. 3 (фиг. 15), стали ОХН1М (фиг. 16), стали
12ХНЗЛ (фиг. 17). Прямой линией на этих графиках показано
среднее арифметическое значение величины микронеровностей //макс.у
которые приведены в табл. 2.
таблица 2

Серии опытов	Среднее арифметическое значение высоты неров- ностей //макс, в р. для сталей			
	Ст. 6	Ст. 3	ОХН1М	12ХНЗА
Первая 	  Вторая 	  Первая и вторая . . .	14,5  15,0  14,8	13,3  14,4  13,8	8,97  8,47  8,72	13,67  11,6  12,62

Анализируя эти графики, можно сделать заключение, что опре-
деленной зависимости между величиной износа по задней грани
и высотой микронсровностей поверхности /7Макс. нет. Эти графики.

Фиг. 16. Влияние величины износа по
задней грани на величину неровностей
в микронах при обработке стали
0ХН1М:

1— первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

Фиг. 17. Влияние величины износа по
задней грани на величину неровностей
в микронах при обработке стали
12ХНЗА:

I — первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

подтверждают заключения П. Е. Дьяченко, что для всех материа-
лов нет единого характера изменения кривых. При затуплении ре-
жущей кромки выкрашиваются частицы. Характер этого выкраши-
вания зависит от структуры спеченного сплава и не может быть
предугадан заранее для твердосплавного инструмента, как это
можно в известной степени сделать для инструмента из быстроре-
жущей стали.
П. П. Трудов и С. И. Волков отмечают,что износ твердого спла-
ва характеризуется мелким скалыванием, осыпанием и выкра-
шиванием режущей кромки [44]. Кроме этого, на разброс точек
оказывает влияние выбранная марка твердого сплава.

Обрабатываемый материал также накладывает некоторый от-
печаток на характер кривых износа //маКс. = /(«)• Например, при
обработке Ст. 6 износ по задней грани достигает 1 мм только после

’фрезерования 13—15 образцов, в

то время как при обработке
стали 12ХНЗА такой износ
достигается после фрезерова-
ния 10 образцов, а при обра-
ботке Ст. 3 и OXI-ИМ — по-
сле 7 образцов.

Таким образом, при изно-
се режущего инструмента по
задней грани до 1 мм стой-
кость инструмента при обра-
ботке Ст. 6 в 1,5 раза боль-
ше, чем при обработке стали
12ХНЗА, и в 2 раза больше,
чем при обработке Ст. Зи
ОХН1М.

В процессе проведения
испытаний было замечено яв-
ление вырыва частиц металла
из обрабатываемой поверхно-
сти при износе, превышаю-
щем 0,7 мм. Вследствие это-
го, макрогеометрия поверх-
ности резко ухудшалась.
Это обстоятельство заставило
установить при чистовых ра-
ботах твердосплавным инст-
рументом износ по задней
грани до 0,6 мм, так как вы-
сота микронеровностей при
таком износе не возрастает,
а макрогеометрия поверхно-

сти не ухудшается. Вышеприведенный вывод имеет большое зна-
чение, так как в ряде руководящих материалов и в практике
работы заводов установилось понятие, что при чистовом фрезеро-
вании износ по задней грани инструмента не допускается боль-
ше 0,2 мм, а также, что «высота неровностей при износе инст-
румента возрастает» (23).

Анализ стойкости инструмента при его износе по задней грани
до 0,6 мм показал совершенно другую картину. Например, при
обработке Ст. 6 износ по задней грани достигает 0,6 лью после фре-
зерования третьего образца, в то время как при обработке Ст. 3,
OX HIM и 12XH3A после фрезерования четырех образцов. Резуль-
таты обеих серий опытов совпали.

Несмотря на рассеивание точек высоты микронеровностей
при фрезеровании Ст. 6, имеется определенная тенденция к умень-
шению величины микронеровностей //маке. по мере увеличения из-
носа, а при фрезеровании Ст. 3 имеется тенденция, по достижению
износа 0,35 мм по задней грани, к резкому увеличению высоты
микронеровностей, после чего она колеблется на уровне высоты
микронеровностей Ямакс., соответствующей износу 0,5—0,6 мм
по задней грани.

При обработке образцов из стали ОХН1М и 12ХНЗА, несмотря
на большой разброс точек, после обработки первых образцов
наблюдается некоторое увеличение высоты микронеровностей,
.а затем при дальнейшем износе их уменьшение.

На фиг. 18 показана средняя высота микроперовностей при об-
работке разных сталей и величина их отклонения от среднего зна-
чения при износе инструмента по задней грани до 0,6 мм.

В табл. 3 приведены максимальные значения точек //макс. для
исследуемых сталей и определена ошибка в процентах от значе-
ния //макс.

Таблица 3

Обр а б а т ыв аем ы й материал	Нмакс, мак- симальные значения в р.	Ошибка  В [Л	Ошибка в % »
Ст. 6	  Ст. 3  Сталь 12ХНЗА .  Сталь ОХН1М .	19,3  17,5  17,9  16,4	ьо — о сфоо	0 10,3  7,8  18,0

Таким образом, если составлять одни и те же руководящие ма-
териалы по определению высоты микронеровностей в зависимости
от технологических факторов для всех четырех сталей Ст. 3, 6,
12ХНЗА и ОХН1М, то в этом случае максимальные значения Нмакс.
будут от них отступать при обработке Ст. 6 на 0%, Ст. 3— на
10,3%, стали 12ХНЗА—на 7,8% и стали ОХН1М—на 18%.
Эго дает основание сделать заключение, что для всех указанных
марок сталей можно пользоваться с некоторым приближением еди-
ными руководящими материалами для выбора технологических
факторов в зависимости от заданного класса чистоты обработки
детали, так как максимальные отклонения при обработке разных
марок сталей не превышают 18%.

Для подтверждения того, что принятые максимальные значе-
ния //макс, не носят случайного характера, в табл. 4 приведены
проценты вероятности их значений для этих марок сталей.
Таким образом, вероятность получения деталей при торцевом
фрезеровании с меньшей высотой неровностей для сталей Ст. 3
и 0ХН1М в 1,5 раза больше, чем для стали 12ХНЗА и в 3,3 раза
больше, чем для Ст. 6.

Анализируя результаты экспериментов, обнаруживаем сле-
дующие явления: при увеличении износа до 0,6 мм по задней

грани высота неровностей заметно не возрастает: характер кри-
вых износа Ямакс. = /(а) изменяется при обработке разных сталей;

Таблица 4

Обрабаты- ваемый материал  ।	Процент вероятности максималь- ных значе- ний Нмакс.
Ст. 6 . . .	83
Ст. 3		25
Сталь 12ХНЗА	38
Сталь ОХН1М .	25

падающем участке кривой

соотношение стойкости инструмента
при обработке всех указанных ма-
рок сталей меняется при износе по
задней грани до 0,6 и до 1,0 мм.

Объяснить эти явления разным
химическим составом или разными
физико-механическими свойствами
обрабатываемых сталей без проведе-
ния специальных исследований не
представляется возможным. Очевид-
но эти явления можно объяснить
следующими обстоятельствами:

1.	При скоростях резания на нис-
#макс. = /(^) от увеличения износа по

задней грани увеличивается сила трения, что связано с увеличе-
нием температуры в месте среза; благодаря этому уменьшение доли
высоты микронеровностей, полученной в результате трения кон-
тактирующихся поверхностей, происходит более интенсивно, чем

увеличение доли высоты неровностей, полученной за счет шерохо-
ватостей лезвия или продуктов нароста. Этим, пожалуй, и можно
объяснить, что высота неровностей при износе по задней грани
до 0,6 мм не возрастает.

2.	Разный характер кривых износа ?/макс. = /(а) при обработке
разных сталей объясняется, по всей вероятности, также разным

температурным режимом, вследствие чего изменяются условия тре-
ния, влияющие на высоту микронеровностей.

3.	Изменение соотношения стойкости при износе по задней
грани до 0,6 и до 1 мм также, очевидно, можно объяснить разным
температурным режимом, соответствующим определенной скорости
(в нашем случае v = 116 м/мин) при обработке разных сталей,
изменяющим физико-механические свойства обрабатываемого ма-

териала.

В результате проведенных экспериментов можно сделать сле-
дующие выводы:

1.	При чистовом торцевом фрезеровании износ инструмента
по задней грани допустим до 0,6 мм, независимо от обрабатываемой
стали.

2.	Стойкость инструмента для сталей Ст. 3, Ст. 6, 12ХНЗА и
ОХН1М меняется в зависимости от величины износа по задней

грани.
3.	Для этих сталей могут быть разработаны единые нормативы
по выбору режимов резания и геометрии инструмента, в зави-
симости от заданного класса чистоты обработки детали. Вероят-
ность получения деталей после торцевого фрезерования с меньшей
высотой неровностей при обработке Ст. 3 и 0ХН1М в 1,5 раза
больше, чем при обработке стали 12ХНЗА и в 3,3 раза больше,
чем при обработке Ст. 6. Это положение соответствует действи-
тельности при скоростях резания выше зоны образования нароста.

4.	Разброс точек высоты неровностей от среднего значения
в сторону увеличения у стали OX HIM доходит до 89%, у Ст. 3—
до 59%, у стали 12XH-3A — до 49% и у Ст. 6 — до 13,4%.

.5. Величина износа по задней грани инструмента в первый
период работы у Ст. 6 больше, чем у сталей Ст. 3, 12ХНЗА и
ОХН1М, а затем при увеличении износа по задней грани у ста-
лей Ст. 3, 12ХНЗА и 0ХН1М износ происходит значительно ин-
тенсивнее, чем у Ст. 6. Но у всех сталей влияние износа по зад-
ней грани инструмента после обработки первого образца больше,
чем после обработки последующих (при износе а<1 мм).

4. ВЛИЯНИЕ ИЗМЕНЕНИЯ ЗАДНЕГО УГЛА НА ВЫСОТУ
МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ Я

По данным М. II. Ларина величина оптимального заднего
угла тесно связана с минимумом трения и износа по затылочной
поверхности.

В зоне нормально применяемых скоростей резания характер
износа инструмента зависит от толщины стружки, качества об-
рабатываемого материала и условий теплоотвода, причем, с уве-
личением толщины стружки и ухудшением теплоотвода износ с
затылочной поверхности переходит на переднюю грань. Как ука-
зывалось выше, это в меньшей степени наблюдается при работе
твердосплавным инструментом.

На фиг. 19 по тем же данным показано изменение износа кон-
цевых фрез по затылочной поверхности в зависимости от вели-
чины заднего угла. При увеличении заднего угла с 5°30' до 20°
при одной и той же величине износа по задней грани стойкость
инструмента увеличивается в 6 раз. Вот почему выбору заднёго
угла следует уделять особое внимание.

Для исследования влияния заднего угла на высоту микро-
неровностей были проведены следующие опыты:

1.	Резцовой головкой диаметром 105 мм, оснащенной одним
резцом Т15К6, обрабатывались образцы размером 60 X 100 мм
из Ст. 6.

2.	Геометрия резца принималась == 75°, с?2 = 4°, 7 = —10°,
X = 10°, Я = 0,5 мм, а = 6°; 10°; 15°.

3.	Режим резания составлял: v = \\§m]muh, sz = 0,12 мм]зуб,
в = 1 мм, t = 100 мм.

4.	Фрезерование инструментом с одним и тем же задним углом
производилось до притупления 1 мм ио задней грани инструмента.
5.	После фрезерования каждого образца с помощью компа-
ратора проверялся износ резца по задней грани.

6.	Около 100 опытов было проведено в двух сериях.

На основании этих опытов построен график зависимости вы-
соты микронеровностей Нмакс в микронах от величины износа для
разных задних углов а = 6°, 10° и 15° (фиг. 20). Характер из-
менения микронеровностей при износе инструмента по задней
грани меняется при изменении задних углов.

Следует отметить, что:

1.	При одном и том же износе по задней грани при увеличении
заднего угла обрабатывается большее количество образцов. На-
пример, при износе по задней грани инструмента до 1 мм и угле

Фиг. 19. Изменение износа концевых фрез по затылочной поверх-
ности в зависимости от величины заднего угла (М. Н. Ларин):

1—при а = 5°30'» v = 29 м/мин, = 0,105 лслс/зуб; 2—при а = 25°41',
г = 29,7 м/мин, sz — 0,105 м.м/зуб; 3 — при а — ]0°50' , v — 25,3 м/мин,
s 0,105 мм/зуб’, i — при л - 1 5°, v = 27 м/мин, .у — 0,105 мм/зуб‘,
6 — при а =20°, 77=25,4 м/мин, я? =0,105 мм/зуб.

а = 6° обработано 14 образцов; при угле а = 10° обработано
18 образцов и при угле а = 15° обработано 22 образца.

2.	При увеличении износа по задней грани наблюдается явле-
ние вырывов частиц металла обрабатываемой поверхности (резко
ухудшающее микрогеометрию поверхности), которое наступает
при угле а = 15° после обработки 12 образцов при износе 0,7 мм;
при угле а — 10° после обработки 9 образцов при износе 0,87 мм,
а при угле а = 6° после обработки 7 образцов при износе 0,8 мм.
Это явление наблюдалось и в предыдущих исследованиях, но там
оно наступало при износе по задней грани более 0,7 льи.

3.	Характер кривой износа Ямакс. = /(<*) меняется при изме-
нении величины заднего угла. Например, при заднем угле а = 6&
наблюдается уменьшение высоты микронеровностей при увели-
чении износа по задней грани, при угле а = 10° высота микро-
неровностей резко колеблется при увеличении износа, а при угле
Фиг. 20. Зависимость высоты микронеров-
ностей от величины износа для разных зад-
них углов:

1 — при а = б°; 2 — при а — 10°5 3 — при а = 1 5°,
'Л =15° увеличение высоты неровностей наблюдается при износе
по задней грани, превышающем 0,6 мм.

На фиг. 21 показан график износа задней грани инструмента
после фрезерования каждого образца до максимального износа
1 мм при обработке Ст. 6 резцом с различными задними углами:
6; 10; 15°. Максимальный износ происходит после фрезерования
первого образца, независимо от заднего угла. Износ после фрезе-
рования первого образца больше при работе с меньшим задним уг-
лом. Например, при работе с а = 6° износ составляет 0,4 мм, при
работе с а = 10° износ составляет 0,3 мм, а при работе с а = 15°

Фиг. 21. Износ по задней грани инструмента после фрезерования
каждого образца при работе инструментом с разными задними углами:
1 — при а — 6°; 2 — при а = 1 0°; 3 — при а = 1 50.

юн равен 0,23 мм. Средняя величина износа, приходящаяся на каж-
дый образец (т. е. общий износ 1 мм, поделенный на количество
.обработанных образцов), меньше при большем заднем угле. Напри-
мер, при а = 15° средний износ равен 0,046 мм, при а = 10° он
равен 0,056 мм, а при а = 6° он равен 0,067 мм, т. е. в 1,4 раза
больше, чем при а = 15°.

Таблица 5

Наименование  / (	Задний угол		
	а = 15°	а = 10°	а = 6°
Средняя высота микронеровностей в микронах . 		8,8	14,4	17,5

В табл. 5 приведены средние значения высоты микронеровно:
,стей при обработке нескольких образцов.
Как видно из таблицы, средняя высота микронеровностей мень-
ше при большем заднем угле.

Это явление объясняется тем, что при увеличении заднего угла
уменьшается радиус округления режущей кромки и облегчается
процесс ее врезания, что, в свою очередь, снижает пластическое
деформирование и работу трения на соприкасающихся поверх-
ностях. Подобную же зависимость микронеровностей от заднего
угла получил в своих опытах ипж. Левант [1] и выразил ее, как:

уу __ const

Однако при выборе заднего угла не рекомендуется пользоваться
этой зависимостью, так как основным условием его выбора является
обеспечение наибольшей суммарной стойкости и наименьшего
удельного износа инструмента.

Кроме этого, при составлении руководящих материалов по
выбору технологических факторов, в зависимости от заданного
класса чистоты обработки деталей, нужно пользоваться макси-
мальными значениями точек высоты неровностей, чтобы не было
случаев попадания деталей в брак.

В табл. 6 приведены максимальные значения точек Нмакс для
заданных углов и определено уменьшение значений высоты неров-
ностей //макс, в процентах по сравнению с задним углом а = 6°.

Полученная зависимость
//макс. от заднего угла, по сред-
ним арифметическим значениям
//макс., не совпадает с зависимо-
стью по максимальным значе-
ниям высоты неровностей. В этом
случае изменение заднего угла
от 6 до 10° практически не ока-
зывает влияния на высоту не-
ровностей, а при дальнейшем его
увеличении наблюдается резкое
уменьшение высоты неровностей.

Результаты рассеивания отдельных точек при обработке Ст. 6
с различными задними углами показаны на фиг. 22. Наименьшее
рассеивание точек наблюдается при работе с а = 15°. При анализе
результатов опытов обнаружены следующие мало объяснимые
явления. Казалось бы, что при одинаковом износе по задней грани
трение и износ по затылочной поверхности не должны зависеть
от заднего угла, и высота микронеровностей не должна меняться.
На самом же деле высота микронеровностей получается мини-
мальной при оптимальных задних углах. Далее обнаружено,
что стойкость инструмента изменяется при изменении задних
углов. Характер кривых //макс. = /(а) меняется при изменении
задних углов; разброс точек высоты микронеровностей умень-
шается при оптимальных задних углах.

Значения заднего угла а	//макс, в р	Процент уменьшения Н макс.
6°  10°  15°	22,8  22,4  10,3	0  1,5  55,5
Для объяснения этих явлений были проведены исследования

характера износа инструмента, которые показали, что:

1)	износ инструмента происходит, по существу, со стороны
главной режущей кромки;

2)	при таком износе вершина резца, образующая профиль
микронеровностей, сдвигается в сторону вспомогательной режу-
щей кромки; задний угол со стороны вспомогательной режущей
кромки при износе мм не меняет первоначального значения,
т. е. при затуплении инструмента на участке режущей кромки,
который образует микронеровности поверхности, возникает раз-
ный температурный режим и разные условия трения при работе

с неодинаковыми значениями задних углов;

Фиг. 22. Величина рассеивания микро-
неровностей при работе с разными
задними углами.

3)	по мере износа инструмен-
та, вследствие смещения верши-
ны резца в сторону вспомога-
тельной режущей кромки, проис-
ходит изменение величины сме-
щения шагов; это обстоятельство
и объясняет увеличение раз-
броса точек при торцевом фрезе-
ровании по сравнению с точе-
нием;

4)	прочность режущей кром-
ки также влияет на характер
износа инструмента. Однако не
следует думать, что чем больше
прочность режущей кромки, тем
выше стойкость инструмента и
тем лучше чистота поверхности.
Все зависит от того, как та или
иная геометрия инструмента воз-
действует на температурный ре-
жим и условия трения в процес-
се резания. Возможно такое
положение, когда действие тем-

пературы и трения оказывает большее, влияние, чем прочность
режущей кромки. Подобное положение наблюдалось при работе с
задними углами а=6°иа = 15э;

5)	на увеличение трения оказывает влияние и явление упру-

гого восстановления металла после прохода режущего инстру-
мента, что особенно наблюдается при работе с меньшими значе-

ниями задних углов.

Исследование характера износа режущего инструмента объясняет
эти явления.

При одинаковом износе по задней грани инструмента с раз-
ными задними углами не одинаковы условия трения поверхностей
контакта, так как на участке вспомогательной режущей кромки,
который образует микрогеометрию поверхности, первоначальное
значение заднего угла при износе по задней грани а<^\ мм не
меняется. Вследствие этого высота неровностей получается ниже
при работе инструментом с оптимальными задними углами даже
при износе инструмента до величины мм.

Далее, стойкость инструмента, характер кривых //маКс. =
= /(а), разброс точек меняются при изменении задних углов, вслед-
ствие изменения температурного режима и условий трения в про-
цессе обработки, а также изменения прочности режущей кромки.
Например, при а = 15° вследствие меньших сил трения проч-
ность режущей кромки достаточна. При износе инструмента в
этом случае наблюдается выкрашивание режущей кромки и
увеличение Нмакс. При а = 10° вследствие увеличения сил тре-
ния происходит более частое выкрашивание режущей кромки и
увеличивается разброс точек; при а = 6° увеличивается сила
трения, но одновременно более интенсивно увеличивается проч-
ность режущей кромки. В этом случае при износе инструмента
возникает более высокая температура, и сила трения уменьшается,
вследствие чего уменьшаются и микронеровности.

Таким образом, на основании проведенных исследований влия-
ния заднего угла на высоту неровностей можно сделать следую-
щие выводы:

1.	Задний угол оказывает влияние па высоту неровностей.

2.	Целесообразно работать с оптимальными задними углами,
так как при этом высота неровностей уменьшается, а стойкость
инструмента повышается.

3.	Износ инструмента при оптимальных задних углах умень-
шается, но после обработки первого образца он больше, чем при
дальнейшей работе.

4.	Изменение высоты неровностей при износе инструмента
с разными задними углами связано с физической сущностью про-
цессов резания металлов.

5.	ВЛИЯНИЕ ПЕРЕДНЕГО УГЛА НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ

Передний угол у очень незначительно влияет на расчетную вы-
соту неровностей. Его влияние на фактическую высоту неровностей
сказывается только в изменении условий трения поверхностей кон-
такта, в царапании обработанной поверхности отходящей стружкой.

Рассмотрим влияние изменения переднего угла на фактическую
высоту неровностей в зоне скоростей резания на ниспадающем
участке кривой Яма1<с.= f(v), так как наиболее часто производится
торцевое фрезерование резцовыми головками, оснащенными пла-
стинками твердого сплава, в этом диапазоне скоростей резания.

Для исследования влияния переднего угла на микрогеометрию
поверхности резцовой головкой диаметром 105 мм, оснащенной
одним резцом Т15Кб, обрабатывались образцы размером 60 X 100 мм
из Ст. 6. Геометрия резца была: ср = 75°, а = 15°, К = 10°,
= 4°, 7 = 10°, y=0°, t = — 10°; режим резания составлял:
v = 149 м!мин, sz = 0,201 мм1зуб, в= 1 мм.
Торцевое фрезерование инструментом с одним и тем же перед-
ним углом производилось до притупления, равного 1 мм по зад-
ней грани резца. После фрезерования каждого образца проверялся
компаратором износ резца по задней грани. Опыты (около 230)
проводились двумя сериями.

При проведении исследований в обеих сериях опытов было

замечено, что при всех трех значениях передних углов при износе
по задней грани инструмента более а = 0,7-4),8 мм замечались
вырывы частиц металла из обрабатываемой поверхности. Поэтому,
принимались значения /7Макс. только при износе по задней грани

Таблица 7

Наименование	Передний угол у		
	10°	0°	— 10°
Средняя высота микронеровностей в микронах .....	10,3	8,4	7,6

меньше мм. В таб-
лице 7 приведены средние
значения высоты неровно-
стей, полученные в резуль-
тате торцевого фрезерова-
ния Ст. 6 с различными
передними углами.

Как указывалось выше,
для составления руководя-
щих материалов представ-
ляют интерес не средние,
а максимальные значения
высоты микронеровностей.

В табл. 8 приведены максимальные значения //макс. для ука-

занных передних углов и отражено уменьшение высоты неровно-
стей //макс, по сравнению с передним углом 7 = 10°.

Из таблицы видно, что колебания	Таблица 8

высоты микронеровностей при изме-
нении переднего угла весьма незна-
чительны.

На фиг. 23 показана относитель-
ная частота высоты микронеровностей
при торцевом фрезеровании с перед-
ними углами т= Ю, 0 и—10°. Этот
график со всей наглядностью показы-
вает, что передний угол оказывает
влияние на высоту неровностей, но

	Л . у	5
	<ъ> $  СЗ X сз	
X S “  2 R CQ	СИМ зна Нм	X £  2 3 о-
2? <и о  2 сх о	% % и zl	о ® са о. у S
СО С	< х. х со	с 5,5
10°	15,0	0
оэ	16,3	2
— 10°	13,3	20

это влияние весьма незначительно и практически может не прини-
маться во внимание. Из этого же графика вытекает, что макси-
мальное значение высоты микронеровностей при переднем угле
у = 0° носит случайный характер и не превышает 1,5%.

На фиг. 24 показана средняя высота и разброс точек высоты
микронеровностей при торцевом фрезеровании Ст. 6 с разными
передними углами. Средняя высота микронеровностей при угле
у = 10° максимальная и равна 10,3 р, при угле у = 0° она равна
8,4 р, а при у =—10° минимальная и равна 7,6 р.

Анализируя величину поля разброса точек, приходим к вы-

воду, что при уменьшении величины переднего угла несколько
уменьшается поле разброса точек. Кроме этого, на уменьшение
высоты неровностей, очевидно, оказывает влияние и характер
износа твердого сплава.

Фиг. 23. Относительная частота высоты микронеровностей при тор-
цевом фрезеровании с различными передними углами.

Как известно из работ М. Н. Ларина, П. П. Грудова,
С. И. Волкова и др., износ твердосплавного инструмента ха-

рактеризуется мелким скалыва-
нием, осыпанием и выкрашива-
нием режущей кромки, поэтому,
вероятно, прочность режущей
кромки оказывает влияние на
высоту микронеровностей. Одна-
ко следует учесть, что при даль-
нейшем увеличении отрицатель-
ного значения переднего угла
возможно ухудшение микрогео-
метрии поверхности за счет цара-
пания обрабатываемой поверх-
ности отходящей стружкой, на
что в своей работе указывает
А. И. Исаев [12].

На первый взгляд кажется,
что методика исследования влия-
ния заднего и переднего углов
страдает недостатком, так как
эксперименты проводились по
трем точкам.

Однако это вызвано тем, что
целью исследований является

Фиг. 24. Разброс точек высоты микро-
неровностей при торцевом фрезеровании
Ст. 6 с различными передними углами.

не установление отдельных зави-

симостей, а качественное определение степени влияния этих фак-
торов на высоту неровностей.
Проводилось около 30 опытов до износа по задней грани
а ~ 1 мм на одну экспериментальную точку, благодаря чему можно
утверждать, что полученные результаты не носят случайного
характера.

На основании проведенных экспериментов по влиянию перед-
него угла на высоту микронеровностей можно сделать следующие
выводы:

1.	Высота микронеровностей очень незначительно зависит от
переднего угла.

2.	При уменьшении переднего угла и при отрицательном его
значении ч = — 10° наблюдается некоторое уменьшение высоты
неровностей в зоне скоростей резания на ниспадающем участке
кривой //макс. = /(&)• Однако при дальнейшем увеличении его в
сторону отрицательных значений возможно увеличение высоты
неровностей за счет царапания поверхности отходящей стружкой.

3.	Разброс точек высоты микронеровностей несколько уменьшает-
ся при уменьшении переднего угла и отрицательных его значениях.

4.	Полученный результат подтверждает физическую сущность
процесса резания металлов.

6. ВЛИЯНИЕ ВСПОМОГАТЕЛЬНОГО УГЛА В ПЛАНЕ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ Ямакс.

Теоретические исследования, приведенные выше, показали,
что вспомогательный угол в плане <?i может оказывать влияние на
высоту неровностей только в случае работы с подачей sz^>2R sincpx;
при увеличении вспомогательного угла в плане расчетная высота
неровностей возрастает и чем больше радиус при вершине резца,
тем при больших подачах может сказаться изменение вспомога-
тельного угла в плане на высоте неровностей.

Для проверки фактического влияния угла в планер па высоту
неровностей были проведены следующие опыты.

Образцы размером 60 X 100 мм из Ст. 6 и стали 12ХНЗА фре-
зеровались резцовой головкой диаметром 105 мм, имеющей один
резец, оснащенный пластинкой твердого сплава Т15К6. Фрезеро-
вание производилось со скоростью резания v = 116 м]мин, с по-
дачей s, = 0,315 мм!зуб и глубиной снимаемого слоя в = 1 мм.
Геометрия инструмента была: ф = 75°, а =.• 15°, т = — 10°,
). = 10°; при /? = 0,5 мм: <pi=2°,	= 4°,	= 8°,	= 12°,

epi = 16°; при R = 1,5 мм:	= 2°,	= 4°,	= 8°; при

7? = 2,5 мм:	cpt = 4°. Притупление инструмента по задней

грани не превышало 0,2 мм. Исследования (40 опытов) проводились
двумя сериями.

Для анализа влияния вспомогательного утла в плане опре-
делялась расчетная высота микронеровностей. Чтобы не допустить
ошибки в определении расчетной высоты микронеровностей, пе-
ред обработкой каждого образца был проверен диаметр резцовой
головки по вершинам резцов, а также фактические числа оборо-
тов и подачи.
Например, для обеспечения работы с подачей sz~ 0,32 мм! зуб
по паспорту станка было выбрано п = 350 об/мин. и подача $м =
= 117 мм)мин. При проверке фактического числа оборотов и по-
дачи оказалось, что п = 354 об/мин., a sM = 111,5 мм) мин.

Таким образом, фактическая подача на 1 зуб уменьшилась до
=0,315 мм. По фактическому диаметру резцовой головки и
подаче sz определилось смещение шагов As и расчетная вели-
чина микронеровностей.

На основании результатов исследований построен график
(фиг. 25) влияния вспомогательного угла в плане на высоту

Фиг. 25. Влияние вспомогательного угла в плане на высоту
неровностей при торцевом фрезе.ровайии Ст. 6, R = 0,5 мм:
1 — расчетные значения -Нмакс без учета смещения шагов подачи;
2—фактические значения Пмакс при первой серии опытов; з—фак-
тические значения при второй серии опытов; 4 — расчетные
значения Яр при второй серии опытов; 6 — расчетные значения
Нмакс. Г1₽и первой серии опытов.

микронеровностей при торцевом фрезеровании стали 6 резцовой
головкой, имеющей резец с радиусом при вершине R = 0,5 мм.

Как видно из графика, расчетная высота неровностей, без
учета смещения шагов подач (фиг. 25), растет по мере увеличения
вспомогательного угла в плане. Фактические значения //макс. ни
первой, ни второй серии опытов ничего общего не имеют с рас-
четной величиной Ямакс. без учета смещения шагов подач. Харак-
тер кривых //макс. = /(?1)> построенных по результатам опытов
(фиг. 25,2 и 3) не показывает увеличения Нмакс. при увеличении
вспомогательного угла в плане ни в первой, пи во второй серии
опытов, за исключением одной случайной точки.
Расчетные кривые Н = /(<?!) с учетом смещения шагов подач
(фиг. 25, 4 и 5) имеют много общего с кривыми фактических зна-
чений //макс. = хотя они не тождественны. Это положение
дало основание считать, что смещение шагов подач за счет умень-
шения фактического расстояния между вершинками неровностей
в' целом ряде случаев исключает влияние вспомогательного угла
в плане.

На фиг. 26 показана зависимость высоты неровностей от
вспомогательного угла в плане при торцевом фрезеровании

Фиг. 26. Влияние вспомогательного угла в плане на высоту
неровностей при торцевом фрезеровании стали 12ХНЗА,
7? = 0,5 мм.

стали 12ХНЗА головкой, имеющей радиус при вершине резца
R = 0,5 мм.

Как и в первом графике, расчетная кривая Н = / (cpj, без
учета смещения шагов подач (фиг. 26,/), не имеет ничего общего
С КрИВОЙ, ПОСТрОСННОЙ ПО фаКТИЧССКИМ ЗНачеНИЯМ //макс.

Кривые //макс. = построенные на основании проведенных
исследований (фиг. 26,2 и <3), показывают отсутствие влияния вспо-
могательного угла в плане на /Умакс- и имеют много общегос расчет-
ными кривыми //р = /(?i), построенными с учетом смещения шагов
подач (фиг. 26, 4 и 5).
Для проверки влияния вспомогательного угла в плане на вы-
соту неровностей 7/макс. при увеличении радиуса вершины резца
были проведены эксперименты по торцевому фрезерованию Ст. 6-
и стали 12ХНЗА резцом, имеющим радиус при вершине 7? = 1,5 мм
и вспомогательный угол в плане (pi = 2; 4; 8° и при 7? = 2,5 мм
вспомогательный угол в плане cpi =2 и 4°.

Эксперименты при 7? = 1,5 мм ограничивались =8° и при
7? = 2,5 мм углом Ф1 = 4°, так как при больших их значениях,
при подаче s =0,315 мм влия-

ние угла в плане не должно
сказываться на//макс. Напри-
мер, как показали теоретиче-
ские исследования, влияние
этого угла сказывается при
подаче 27? sin cpi, а в пер-
вом случае при 7? = 1,5 мм и
<pi = 8° величина 27?sin 8° =
= 0,4 мм, при 7? = 2,5 и
<f>i = 4° величина 27? sin 4° =
=0,35 мм.

Таким образом влияние
вспомогательного угла в пла-
не может отразиться на вы-
соте неровностей при 7? =
= 1,5 мм только для ?i<8° и
при 7? = 2,5 леи для фг<;4о.

На фиг. 27 показано влия-
ние вспомогательного угла
в плане на высоту неровно-
стей при торцевом фрезерова-
нии Ст. 6 с радиусом при вер-
шине резца 7? =1,5 мм.

Как видно из графика,
кривая 7/макс. =/ (?i), пост-
роенная в результате экспери-
ментов для первой серии опы-
тов (фиг. 27,2), указывает на
отсутствие влияния Ф1 на

Фиг. 27. Влияние вспомогательного угла
в плане на высоту неровностей при торце-
вом фрезеровании Ст. 6, R= 1,5 мм.

#макс- Такую же примерно картину показывает и расчетная кри-
вая Н = / (cpJ, построенная с учетом смещения шагов подач
(фиг. 27, 3). /

Кривая //Макс. = полученная в результате второй серии
опытов (фиг. 27,7), указывает на увеличение 7/Макс. при увеличении
угла а кривая 7/ = /(^0, построенная по расчетным значе-
ниям 7/ с учетом смещения шагов подач, наоборот, показывает на
уменьшение 7/макс. при увеличении угла <pi (фиг. 27,4).

Аналогичные опыты по выявлению влияния вспомогательного
угла в плане на высоту микронеровностей при торцевом фрезеро-
вании стали 12ХНЗА резцовыми головками с резцом, имеющим
радиус при вершине 7? = 1,5 мм, показывают, что высота неров-
ностей уменьшается при = 4°, а при cpi = 2° и = 8° точки
высоты микронеровностей имеют почти одинаковое значение.

Расчетные значения Н? = /(<?,) с учетом смещения шагов подач
в одной серии опытов показывают на уменьшение, а во второй
серии на увеличение высоты неровностей

Фиг. 28. Влияние вспомо-

гательногоугла в плане на
высоту неровностей при
торцевом фрезеровании

Ст. 6, R = 2,5 мм;

1— фактические значения
•Гамаке. ПРИ первой серии
опытов; 2—фактические зна-
чения Ямакс ПРИ второй
серии опытов; 3— расчетные
значения Нр при первой се-

рии опытов; 4 —• расчетные
значения при второй серии
опытов.

при увеличении вспомогательного угла.

На фиг. 28 и 29 показано влияние вспо-
могательного угла в плане на высоту не-
ровностей при торцевом фрезеровании
Ст. 6 и стали 12ХНЗА резцовыми голов-
ками, имеющими резец с радиусом при
вершине R = 2,5 мм. Кривые #макс.= /(<pt)
обеих серий опытов, для Ст. 6 и стали
12ХНЗА, построенные по результатам опы-
тов, показывают уменьшение высоты неров-
ностей при увеличении вспомогательного
угла, что противоречит теоретическим вы-
водам о влиянии (pj на 7/маКс.

Отсутствие влияния вспомогательного
угла в плане на высоту неровностей мож-
но объяснить следующими причинами:

1)	вспомогательный угол в плане может
оказать влияние на высоту неровностей
7/макс. только при условии, если подача
sz>2/?sincpi. Износ же инструмента иска-
жает значение радиуса при вершине R,

а тем самым увеличивает минимальное

значение подачи sz, при которой влияет
На НмаксЗ

2)	по данным И. С. Штейнберга при
скоростном торцевом фрезеровании длина
площадки контакта в 10—12 раз больше
величины подачи на 1 зуб;

3)	наличие явления смещения шагов
подач при торцевом фрезеровании умень-

шает фактическое расстояние между вер-
шинками неровностей, а тем самым умень-

шает влияние на 7/макс.;

4)	наличие малой глубины снимаемого слоя при работе резцов,

расположенных с противоположной стороны направлению подачи
и возникающие при этом вибрации, также уменьшают его

влияние;

5)	кроме этого, при больших скоростях резания за счет повы-
шения температуры повышается пластичность металла, и тончай-
ший слой поверхности контакта обрабатываемого материала,
разогреваясь, может играть роль некоторой смазки, чем, повиди-
Фиг. 29. Влияние вспомо-
гательного угла в плане
на высоту неровностей при
торцевом фрезеровании
стали 12ХНЗА, /?=2,5 мм
(7, 2, 3 и 4 — обозначает
то же, что и на фиг. 28).

мому, можно объяснить образование зеркального слоя поверхности
среза, на что в своих работах указывает Исаев. Пластичное состоя-
ние металла притупляет вершинки микронеровностей, вследствие
чего высота их уменьшается и тем самым уменьшается влияние
На //макс.

Для исследования влияния вспомогательного угла в плане,
равного 0°, на микрогеометрию поверхности были проведены ис-
следования с резцами головки, заточенными под углом ф =75°;

= 0° на длине 1,8 мм\ у = — 10°; а = 15° > = 10°. Этой рез-
цовой головкой фрезеровались образцы из
Ст. 6 размером 60X 100 мм при разных
скоростях и подачах.

Первая часть опытов проводилась при
разных скоростях резания: и =31,4; 63;
98; 116; 221; 275; 353 м/мин, одинаковой
подаче sz =0,205 мм) зуб и глубине снимае-
мого слоя А = 1 мм, а вторая часть опытов
проводилась при постоянной скорости реза-
ния v = 116 м/мин и глубине снимаемого
слоя, равного 1 мм, при разной подаче
sz =0,07; 0,13; 0,16; 0,205; 0,32 мм/зуб.
Износ резцов по задней грани не превышал
0,25 мм. Всего было проведено 26 опытов
в двух сериях.

В результате исследования построен
график (фиг. 30), на котором нанесены
точки высот неровностей //макс., получен-
ные при разных скоростях резания. Кроме
этого, для сопоставления результатов на
графике сплошной линией нанесена кривая
//.макс.=/(^)» полученная в результате тор-
цевого фрезерования с углом cpj=4° при

тех же условиях. Анализ кривой //макс.=
= / (у) и точек высоты неровностей, полу-
ченных в результате экспериментов с <fi =

=0°, показывает на некоторое уменьшение
высоты неровностей при работе со скоро-
стями резания ^<с98 м!мин, а при скоростях резания ц>98 м)мин
значение //макс. не меняется.

Это обстоятельство, по всей вероятности, вызвано тем, что при
скоростях резания 0^>98 м]минв процессе резания возникает вы-
сокое температурное напряжение, которое оказывает большее влия-
ние на условия трения между обрабатываемой поверхностью
и инструментом, чем геометрия инструмента.

Исследования также показали, что изменение величины подачи
не влияет на высоту неровностей при работе с углом = 0°.
Это обстоятельство достаточно наглядно иллюстрируется табл. 9,
в которой приведены результаты опытов.
Таблица 9

! sz в мм/зуб	0,07	0,13	0,16	0,205	0,32	Серия опытов
Тумаке. в р. .	10,2	11,0	11,6	11,9	6,4	Первая
Нмакс. В р. .	10,2	12,6	11,8	12,0	8,0  /	Вторая

В результате проведенных исследований влияния вспомогатель-
ного угла в плане на высоту микронеровностей, можно сделать
следующие выводы:

1.	Вспомогательный угол в плане ©, не оказывает практиче-
ского влияния на высоту неровностей при подачах s,<0,32 мм.

Фиг. 30. Зависимость высоты микронеровностей от скорости резания
при vpj =0 и Ср1 = 4°.

2.	При вспомогательном угле в плане 9]=0° наблюдается не-
которое уменьшение высоты неровностей //макс. только при скоро-
стях резания у<98 mJ мин.

3.	Явление смещения шагов подач оказывает существенное
влияние на образование микронеровностей при торцевом фрезе-
ровании.

4.	Кривая расчетной высоты неровностей Я = /(cpj с учетом
смещения шагов подач в некоторой мере характеризует кривую
ЯмакСе = /(?•)> построенную по фактическим значениям Ямакс,
Однако между ними не наблюдается определенной закономерности,
вследствие влияния других дополнительных факторов на факти-
ческую высоту неровностей.

7.	ВЛИЯНИЕ ГЛАВНОГО УГЛА В ПЛАНЕ НА ВЫСОТУ
МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ //макс.

При определении расчетной высоты микронеровностей было
установлено, что главный угол в плане оказывает влияние на высоту
микронеровностей только при условии, когда s2>27?sinij. Таким
образом, при принятой нами геометрии инструмента для исследо-
ваний угол 9 =75° может оказывать влияние на высоту микроне-
ровностей при условии, когда sz>2,0; 5; 0,96592, т. е. при
sz = 0,92 мм/зуб.

Поэтому для исследования влияния главного угла в плане на
микрогеометрию поверхности были приняты главные углы в плане
=4; 8 и 16°. Для исследования влияния главного угла в плане
9 на высоту неровностей образцы размером 60 X 100 мм из Ст. 6
подвергались торцевому фрезерованию резцовой головкой диамет-
ром 105 мм, имеющей один резец, оснащенный пластинкой твер-
дого сплава Т15К6. Геометрия резца: <? = 4; 8 и 16°, у =—10°,
а = 15°, а = 10° и ©1 = 45°, 7? = 0,5 мм. Режим работы:
v = 149 м/мин, sz = 0,215 мм/зуб, в = 1 мм. Притупление инстру-
мента по задней грани допускалось не более а ~ 0,6 мм. Иссле-
дования в количестве девяти опытов проводились тремя сериями.

Таблица 10

<р	Фактический диаметр рез- цовой голов- ки в мм
4°	107,5
8*	107,0
16°	106,1

△ s

Формулы для определения

Значение

0,001

tg V

0,014

— AsV

As2

5,8

9,5

р в Н

3

Для сравнения расчетной и фактической высоты неровностей
определялось ее значение с учетом смещения шагов подач. Для этого
проверялись фактические числа оборотов и подача s . В резуль-
тате проверки оказалось, что п =441 об/мин. вместо 450 об/мин.
и sM — 88,8 мм)мин вместо sM = 92 мм) мин. Таким образом, фак-
тическая подача sz =0,201 мм. Значения расчетной высоты не-
ровностей // и формулы для ее определения при трех сериях опы-
тов приведены в табл. 10.
Как видно из таблицы, расчетная высота микронеровностеи
мало меняется. Это объясняется тем, что при одном и том же глав-
ном угле в плане торцевое фрезерование производилось одной и
той же резцовой головкой, вследствие чего смещение шагов подач
во всех трех сериях опытов оставалось постоянным.

Фактическая высота неровностей (фиг. 31) мало меняется от
изменения главного угла в плане <?. Расчетная высота неровностей
имеет минимальное значение при ф = 8°. Анализируя причину
уменьшения значения высоты неровностей при этом угле в плане,
убеждаемся, что это происходит вследствие явления смещения ша-
гов подач, а не влияния угла
ф, так как приведенная в таб-
лице 10 расчетная формула
не включает значения ф для
определения высоты неровно-
стей при ф=8°.

Теоретические исследова-
ния показали, что влияние
главного угла в плане на вы-
соту неровностей возможно
только при подаче sz'^>2R si nep.

При работе с главным уг-

Фиг. 31. Зависимость высоты микронеров-
ностей от главного угла в плане при
торцевом фрезеровании Ст. 6:

1, 2 и 3—фактические значения Нмакс. ПРИ
первой, второй и третьей сериях опытов;

4 — расчетные значения

лом в плане © = 8°

___ _______ .	_ подача

s, должна бы быть больше

0,14 мм/зуб. Казалось бы, что
при работе с подачей $г =
=0,2 мм/зуб влияние 8®
должно бы сказываться, но
так как при торцевом фрезе-
ровании происходит смеще-
ние шагов подач, то может
получиться такое сочетание,

при котором он не будет влиять на микрогеометрию поверхности.

Приведенные выше объяснения отсутствия влияния вспомога-
тельного угла в плане на высоту микронеровностеи также пол-
ностью относятся и к главному углу в плане.

Таким образом, в результате проведенных исследований влия-
ния главного угла в плане на высоту поверхностей можно сделать
вывод, что при торцевом фрезеровании с подачами $г<0,32 мм/зуб
на высоту неровностей он практически не влияет.

8.	ВЛИЯНИЕ УГЛА НАКЛОНА РЕЖУЩЕЙ КРОМКИ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ //макс.

Как указывалось выше, угол наклона режущей кромки оказы-
вает очень незначительное влияние на расчетную величину микро-
неровностей. Основное влияние этого угла на высоту микронеров-
ностей заключается в создании условий отвода стружки и тем са-
мым в изменении условий царапания обработанной поверхности
отходящей стружкой.

Для исследования влияния этого угла на высоту микронеров-
ностей образцы размером 60 X 100 мм из Ст. 6 и стали 12ХНЗА
фрезеровались резцовой головкой диаметром 105 мм, имеющей
один резец, оснащенный пластинкой твердого сплава Т15К6. Гео-
метрия резцов: ср == 75°, ©j = 4°, 7 = —10°, а = 15°, к = — 20\

Фиг. 32. Влияние угла наклона режущей кромки на
высоту микронеровностей при торцевом фрезеровании
Ст. 6 и стали 12ХНЗА:

1	— кривая ЯМакс. = /О) Для Ст- 6 в пеРв°й серии опытов;

2	— кривая Ямакс =/(л) для Ст. 6 во второй серии опытов;

3	— кривая Нмакс = /(Х) для стали 12ХНЗА в первой се-
рии опытов; 4 —кривая Ямакс — f О для стали 12ХНЗА
во второй серии опытов.

> =— 10°, 1 = 0°, к = 10°, к =20°,	=*0,5 мм. Режим ре-

зания: v = 149 m!muh,sz == 0,205 мм, в = 1 мм. Притупление
инструмента не допускалось свыше 0,6 мм. Исследования в коли-
честве двадцати опытов проводились двумя сериями.

Результаты опытов показаны на фиг. 32. Как видно из графика,
особой закономерности между углом наклона режущей кромки и
высотой микронеровностей не наблюдается, а между тем по мере
увеличения положительных значений углов наклона главной ре-
жущей кромки микрогеометрия поверхности улучшается, а раз-
брос точек уменьшается.
При обработке Ст. 6 наблюдается большой разброс точек при от-
рицательных значениях углов наклона главной режущей кромки,
и в этом же интервале угол к больше влияет на высоту неров-
ностей.

При углах наклона режущей кромки X = 10 ; 20° разброс то-
чек минимальный и высота неровностей наименьшая. Увеличение
высоты неровностей при отрицательных углах наклона режущей
кромки, очевидно, объясняется царапанием обрабатываемой по-
верхности отходящей стружкой.

В результате исследований для улучшения микрогеометрии
поверхности можно рекомендовать работу с углами наклона ре-
жущей кромки к — 104-20°.

9. ВЛИЯНИЕ РАДИУСА ЗАКРУГЛЕНИЯ ВЕРШИНЫ РЕЗЦА
НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ

Теоретические исследования, приведенные выше, показали,
что при увеличении радиуса вершины резца 7? высота микронеров-
ностей уменьшается. Вследствие наличия при торцевом фрезеро-

вании явления смешения шагов подач

Фиг. 33. Влияние радиуса при вершине резца
на высоту неровностей при торцевом фрезе-
ровании Ст. 6 с 8г — 0,07 мм/зуб'.

1 — первая серия опытов; 2—вторая серия опытов.

возможны случаи, когда
высота неровностей будет
получаться большей при
большем радиусе при вер-
шине резца.

Для проверки фактиче-
ского влияния радиуса за-
кругления вершины резца
R на высоту неровностей об-
разцы размером 60 X ЮОлглт
из Ст. 6 и стали 12ХНЗА
фрезеровались резцовой го-
ловкой диаметром 105 мм,
имеющей один резец, осна-
щенный пластинкой твер-
дого сплава Т15К6. Фрезе-

рование проводилось при
скорости резания v = 116 м/мин, глубине снимаемого слоя
в= 1 мм- и различных подачах sz (0,07; 0,13; 0,21; 0,32 мм/зуб).

Геометрия резца: ф = 75°, 7 = — 10°, а = 15°, к = 10°,ф1 = 4°,
R =0,5; 1,5; 2,5 мм. Притупление инструмента по задней грани
не превышало при исследованиях 0,2 мм. Исследования в коли-
честве 24 опытов были проведены двумя сериями.

Результаты исследований показаны на фиг. 33—40.

Анализируя влияние радиуса вершины резца 7? на высоту не-
ровностей при торцевом фрезеровании с подачей sz= 0,07 мм/зуб
(фиг. 33 и 34), замечаем увеличение высоты неровностей при уве-
личении значений R как при обработке Ст. 6, так и при обработке
стали 12X113А, что противоречит теоретическим исследованиям.
При торцевом фрезеровании с подачей s2 = 0,13 мм/зу'б не на-
блюдаем определенной закономерности между высотой неровно-
стей и радиусом при вершине резца R. Например, при обработке
Ст. 6 (фиг. 35), в первой серии опытов с увеличением радиуса до
1,5 мм //макс, уменьшалась, а затем при R = 2,5 мм увеличилась,
а во второй серии опытов, наоборот. При обработке стали 12ХНЗА
(фиг. 36) в первой серии опытов высота неровностей почти не
менялась при увеличении 7?, а во второй серии опытов при R =
= 1,5 мм — увеличивалась, затем при 7? =2,5 мм— уменьши-

лась.

При подачах =0,21 и 0,32 мм! зуб (фиг. 37—40) также не
наблюдается определенной закономерности между 7Умакс и R при
обработке Ст. 6 и при обработке стали 12ХНЗА.

Для анализа характера
кривой расчетной высоты
неровностей Нр = /(₽), на
фиг. 35 нанесены кривые
Hp=f(R) расчетной высоты
неровностей, с учетом сме-
щения шагов подач при тор-
цевом фрезеровании Ст. 6
с подачей sz =0,13 мм)зуб.
Как видно из графика, ха-
рактер кривой Нр = /(7?)
расчетной и фактической
высоты неровностей в пер-
вой серии опытов совпада-
ет, а во второй — несколь-
ко отличается. При этом
кривая Нр = /(7?) первой
серии опытов показывает,
что возможны случаи уве-
личения расчетной высоты
неровностей с увеличением

Фиг. 34. Влияние радиуса при вершине резца
на высоту неровностей при торцевом фрезе-
ровании стали 12ХНЗА, sz — 0,07 мм[зуб:
1 — первая серия опытов; 2—вторая серия опытов.

радиуса, вследствие нали-

чия при торцевом фрезеровании явления смещения шагов подач.
Несоответствие характера кривой //макс = /(7?) расчетной и факти-
ческой высоты неровностей во второй серии опытов показывает,
что на высоту неровностей влияют еще дополнительные факторы,
и в целом ряде случаев их влияние сильнее, чем влияние сме-

щения шагов подач.

Анализ графиков на фиг. 33—40 показывает, что разница меж-
ду расчетной и фактической высотой неровностей увеличивается
при увеличении радиуса вершины резца R. Кроме этого, наблю-
дается уменьшение этой разницы при фрезеровании легированных
сталей.

Вышеприведенные исследования показали отсутствие законо-
мерности изменения фактической высоты неровностей от изме-
Фиг. 35. Влияние радиуса при вершине резца А* на
высоту микронеровностеи при торцевом фрезерова-
нии Ст. 6 с = О,13 мм)зуб:

I— значения Нр при первой серии опытов; 2 — значения
Нр при второй серии опытов; 3 — значения НМакс. ПРИ
первой серии опытов; 4 — значения Нмакс п₽и ВТОРОЙ
серии опытов.

4
Фиг. 36. Влияние радиуса при вершине
резца R на высоту неровностей при
торцевом фрезеровании стали 12ХНЗА,
s2 = 0,13 мм)зуб-.

Фиг. 37. Влияние радиуса при вершине
резца R на высоту неровностей при
торцевом фрезеровании Ст. 6, sz =
=0,21 мм/зуб:

1 — первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

1 — первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

Фиг. 39. Влияние радиуса при верши-
не резца на высоту неровностей при
торцевом фрезеровании стали 12ХНЗА,
sz = 0,21 мм/зуб:

1 — первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.

Фиг. 38. Влияние радиуса при вершине
резиа R на высоту неровностей при тор-
цевом фрезеровании sz = 0,32 мм {зуб-.
I— первая серия опытов; 2 — вторая серия
опытов.
'неровностей не оказывает влияния.

Фиг. 40. Влияние радиуса при вершине резца
7? на высоту неровностей при торцевом фре-
зеровании стали 12ХНЗА, s2 = 0,32 мм!зуб:
1 —первая серия опытов; 2 — вторая серия опытов.

нения радиуса вершины резца, благодаря чему можно сделать за-
ключение, что практически радиус вершины резца 7? на высоту
Это объясняется теми же
причинами, которые были
рассмотрены при разборе
влияния вспомогательного
угла в плане.

В результате исследо-
ваний можно сделать сле-
дующие выводы:

1.	Радиус вершины рез-
ца почти не оказывает
влияния на фактическую
высоту неровностей при
подачах s,<0,32 мм/зуб.

2.	Разница между рас-
четной и фактической вы-
сотой неровностей увели-
чивается при увеличении
радиуса.

3.	Явление смещения шагов подач оказывает влияние на фак-
тическую и расчетную высоту неровностей.

10. ВЛИЯНИЕ КОЛИЧЕСТВА РЕЗЦОВ В РЕЗЦОВОЙ ГОЛОВКЕ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ Ни.кс

Теоретические исследования микрогеометрии поверхности,
полученной после торцевого фрезерования, дают основание пола-
гать, что количество резцов резцовой головки не оказывает не-
посредственного влияния на высоту неровностей. Однако коли-
чество резцов может повлиять на высоту неровностей в результате
следующих дополнительных факторов:

а)	при одном и том же диаметре резцовой головки за счет из-
менения количества резцов изменяется величина смещения шагов
подач, а тем самым и расчетная высота неровностей;

б)	биение резцовой головки по торцу оказывает непосредствен-
ное влияние на высоту неровностей, а по диаметру за счет неко-
торого изменения величины фактической подачи на 1 зуб;

в)	при увеличении количества резцов появляется больше воз-
можностей вырыва частиц металла из обработанной поверхности
вследствие явления вибраций.

Для исследования влияния количества резцов на фактическую
высоту неровностей образцы размером 60 X 100 мм из Ст. 6 и
стали 12ХНЗА фрезеровались резцовой головкой диаметром 250 мм
с резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6. Обработка про-
водилась с разным количеством резцов в резцовой головке: z = 1,
Z = 2; z = 4, г = 8. Геометрия резцов: <р = 75°;	= 4°, 7 =

= —10°, а = 15°, л = 10°, R =0,5 мм. Режим работы:
Фиг. 41. Влияние количества резцов в резцовой головке на фак-
тическую высоту неровностей при торцевом фрезеровании:

1—первая серия опытов для Ст. б; 2 — вторая серия опытов
для Ст.6; 3—первая серия опытов для стали ]2ХНЗА;^ — вто-
рая серия опытов для стали 12ХНЗА.

Фиг. 42. Зависимость высоты микронеровностей от коли-
чества зубцов в резцовой головке:

1 — 77макс. = / (г) ПРИ обработке Ст. 6; 2 — Ямакс —f (?)
при обработке Ст. 3; 3 — Ямаис = f (?) при обработке стали
12ХНЗА; 4 — Яма1С — f (?) при обработке стали 0ХН1М?

5 -Нр = / (?).
v= 118 м/мин, sz = 0,23 мм/зуб, в = 1 мм. Износ резцов по задней
грани не превышал 0,2 мм. Биение резцовой головки не допуска-
лось сверх 0,04 мм. Исследования, в количестве 16 опытов, прово-
дились двумя сериями.

Результаты исследований показаны на фиг. 41. Как видно из
графика, в результате торцевого фрезерования Ст. 6 и стали
12ХНЗА при обеих сериях опытов наименьшая высота неровно-
стей получается при работе с резцовыми головками, имеющими
1 и 2 резца, а максимальная высота неровностей получается при
работе головками с 4 и 8 резцами.

Для проверки этой закономерности были проведены дополни-
тельные контрольные исследования (16 опытов), при обработке
четырех марок сталей (Ст. 6 и 3, 12ХНЗА, ОХН1М) резцовой го-
ловкой диаметром 250 мм с г ~ 8; 4; 2 и одним резцом.

Как и в предыдущем случае, чтобы создать сходные условия
работы резцовой головки, была проведена обработка образцов рез-
цовой головкой с 8 резцами. Затем из этой головки вынималось
4 резца и проводилась обработка образцов резцовой головкой с
4 резцами. После этого вынималось еще 2 резца и проводилась
обработка образцов резцовой головкой с 2 резцами и, наконец,
вынимался еще 1 резец и обработка велась одним резцом. Образцы
фрезеровались со скоростью резания v — 353 м/мин, подачей s2 —
= 0,13 мм/зуб и глубиной снимаемого слоя в — 1 мм. Геометрия
инструмента сохранялась такой же, как и в предыдущих исследо-
ваниях.

Результаты контрольных испытаний сталей четырех марок при-
ведены на фиг. 42.

Анализ кривых //Макс. = /(2), изображенных на фиг. 42, пока-
зывает интересные результаты. При торцевом фрезеровании сталей
четырех марок минимальная высота неровностей получилась при
работе резцовыми головками, имеющими 1 и 8 резцов, что проти-
воречит результатам, полученным в предыдущих опытах.

Для объяснения этого явления были тщательно проверены
диаметры резцовой головки по вершинам резцов при контрольных
испытаниях и определены величины смещения шагов подач при
перемещении резцовой головки относительно обрабатываемой
поверхности на длину сверх ее диаметра. Фактический диаметр го-
ловки оказался равен 250,24 мм, вследствие чего смещение шагов
подач при работе восьмирезцовой головкой равнялось 0,49 s2, при
работе четырехрезцовой головкой смещение шагов подач было
0,12 s., при работе двухрезцовой головкой смещение шагов подач бы-
ло 0,92 $ги при работе однорезцовой головкой оно составляло 0,33 sz.

Вследствие смещения шагов подач максимальный шаг между
вершинами микронеровностей при работе резцовыми головками
с разным количеством резцов менялся.

В табл. И приведены значения максимального шага sMaKc. меж-
ду вершинами микронеровностей при работе резцовой головкой
с разным количеством резцов и расчетная высота микронеровностей.
Таблица 11

Количество резцов в резцовой головке	1	2	4	8
$макс. в мм .....  Нмакс. В |л . . , , . .	0,081 1,6	0,12 2,8	0,123 2,88	0,07 1,2

Кривая Нр = /(?), построенная по расчетным значениям 2/маКс.,
показывает какую-то определенную закономерность с кривой
#макс. = /(2), построенной по фактическим значениям//макс., полу-
ченным в результате контрольных опытов. Это обстоятельство дает
основание предполагать, что явление смещения шагов подач яви-
лось одной из основных причин, исказивших результаты преды-
дущих опытов.

На основании проведенных опытов можно сделать выводы:

1.	Количество резцов не оказывает непосредственного влияния
на высоту неровностей.

2.	Явление смещения шагов подач влияет на высоту неров-
ностей при работе с разным количеством резцов.

Количество резцов оказывает влияние на высоту микронеров-
ностей, вызывая надрывы в обрабатываемом материале, которые
получаются при срезании элементов стружки. Это явление в боль- •
шей степени наблюдается при увеличении числа резцов в резцо-
вой головке, на что указывает М. Н. Ларин [1], хотя в вышеприве-
денных опытах особенно наглядно этого не наблюдается.

11. ВЛИЯНИЕ БИЕНИЯ РЕЗЦОВОЙ ГОЛОВКИ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ Ямакс.

Как указывалось выше, одной из основных причин, влияющих
на высоту микронеровностей, является биение резцов резцовой
головки. Для исследования этого явления образцы размером 60 X
X 100 мм из Ст. 6 и 3, сталей 12ХНЗА и OX HIM фрезеровались
резцовой головкой диаметром 250 мм, имеющей 8 резцов, оснащен-
ных пластинками твердого сплава Т15К6. Геометрия резцов: ср =
= 75°; с?! = 4°, у = — 10°, а = 15°, к = 10°, R = 0,5 мм. Ре-
жим резания: v = 353 м!мин, sz — 0,14 мм, в = 1 мм. Биение
резцовой головки выдерживалось 0,04 мм; 0,1 мм; 0,2 и 0,3 мм.
Износ резцов по задней грани не превышал 0,2 мм. Было прове-
дено 16 опытов.

В результате исследований построен график (фиг. 43) зависи-
мости высоты неровностей от величины биения резцовой головки
по торцу.

Как видно из графика, биение резцовой головки оказывает оди-
наковое влияние при обработке всех исследуемых марок сталей.
Высота микронеровностеи растет примерно пропорционально уве-
личению биения. Это обстоятельство заставляет рекомендовать
при чистовых работах применять однозубую резцовую головку
с высокими скоростями резания. Работа М.Н. Ларина показывает,
что при работе на высоких скоростях резания стойкость однорез-
цовой головки больше, чем многорезцовой [1].

Фиг. 43. Зависимость высоты микронеровностей от
биения резцовой головки при торцевом фрезеровании
Ст. 6 и 3, сталей 12ХНЗА и OX HIM.

На основании проведенных исследований можно сделать вывод
о том, что биение резцовой головки оказывает существенное влия-
ние на высоту неровностей, поэтому при чистовом торцевом фре-
зеровании не следует допускать биения резцовых головок больше
0,06 мм, или же следует применять однорезцовые головки.
ГЛАВА HI

<

ГЕОМЕТРИЯ ПОВЕРХНОСТИ, ПОЛУЧЕННАЯ
ПОСЛЕ ТОРЦЕВОГО ФРЕЗЕРОВАНИЯ

Как показали теоретические исследования, геометрия обрабаты-
ваемой поверхности, полученная в результате торцевого фрезеро-
вания, не является плоскостью, а имеет выпуклость, обращенную
к фрезе. Высота микронеровностей является максимальной в
плоскости, проходящей через центр резцовой головки в направ-
лении подачи.

Высота микронеровностей, измеренная на расстоянии Б от плс-
скости, проходящей через центр резцовой головки в направлении
подачи, получается меньшей на образцах, обработанных фрезой
меньшего диаметра. Далее высота микронеровностей уменьшается
в плоскости, проходящей через центр резцовой головки, при пере-
движении резцовой головки относительно обрабатываемой по-
верхности на величину больше ее диаметра.

Поперечные шероховатости больше продольных при опреде-
ленных диапазонах скоростей резания и подач.

Для проверки этих положений были проведены исследования,
изложенные ниже.

1.	ВЛИЯНИЕ РАССТОЯНИЯ ОТ ПЛОСКОСТИ, ПРОХОДЯЩЕЙ ЧЕРЕЗ ЦЕНТР
РЕЗЦОВОЙ ГОЛОВКИ В НАПРАВЛЕНИИ ПОДАЧИ, НА ВЫСОТУ

МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ

Для проверки влияния этого фактора образцы свинца, разме-
ром 60X100 мм, фрезеровались резцовой головкой диаметром
105 мм, имеющей один резец, оснащенный пластинкой твердого
сплава Т15К6. Образцы фрезеровались дважды: первый раз — при
передвижении резцовой головки относительно изделия на длину
половины ее диаметра (для исключения из работы резца, распо-
ложенного с противоположной стороны направления подачи), а
второй раз — на длину сверх ее диаметра. Геометрия инструмента:
ср = 75°, ?! = 4°, V = — 10°, а = 15°, ). = 10°, R = 0,5 мм.
Режимы резания: v = 98 Mi мин, в = 1 мм, s2 =0,1 мм/зуб, sz =
=0,2 мм/зуб, sz = 0,3 мм/зуб. Промеры проводились в плоскости,
проходящей через центр резцовой головки, и в плоскостях, уда-
ленных от центра на 12; 18; 24 и 32 мм. Притупление инструмента
по задней грани не превышало 0,6 мм; исследования (12 опытов)
проводились двумя сериями. Обрабатываемым материалом был
выбран свинец, чтобы максимально исключить влияние пласти-
ческих деформаций.

Результаты исследований показали, что изменение величины
подачи не отражается на разнице между промерами, проведенными
в плоскости, проходящей через центр резцовой головки и удален-
ной от нее. Поэтому были приняты средние значения высоты неров-
ностей, полученные при разных подачах, и на основании их по-
дстроены графики (фиг. 44 и 45).

Как видно из графиков, при удалении промеров от плоскости,
проходящей через центр резцовой головки в направлении подачи,
высота неровностей уменьшается, что подтверждает теоретические

Фиг. 44. Влияние расстояния промеров от плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи, на высоту неровностей
при торцевом фрезеровании свинца без исключения из работы резцов,
расположенных с противоположной стороны направлению подачи (на*
проход):

1 — для резцовой головки диаметром 250 мм; 2—для резцовой головки
диаметром 104 мм.

выводы о наличии выпуклой плоскости после торцевого фрезеро-
вания.

Для проверки полученных результатов были проведены допол-
нительные опыты по обработке образцов из Ст. 6 на тех же режи-
мах и с той же геометрией резцов. Дополнительные исследования
(12 опытов) были проведены в двух сериях. В этом случае также,
как и при обработке свинца, большого влияния подачи на высоту
неровностей не наблюдалось при изменении плоскости промеров,
поэтому были приняты средние значения Ямакс., по которым по-
строены графики, показанные на фиг. 46 и 47.

Результаты контрольных испытаний подтвердили выводы,
сделанные при обработке свинца. Разница между высотой неров-
ностей в плоскости, проходящей через центр резцовой головки в
направлении подачи и удаленной от нее на расстоянии 36 мм, при
работе резцовой головкой диаметром 105 мм достигает всего 8—10 ц,
что мало заметно в практической работе.
Фиг. 45. Влияние расстояния промеров от плоскости, проходящей
через центр резцовой головки в направлении подачи, на высоту не-
ровностей при торцевом фрезеровании свинца с исключением из ра-
боты резцов, расположенных с противоположной стороны направ-
лению подачи (на непроход):

1 — для резцовой головки диаметром 250 мм', 2 — для резцовой головки
диаметром 104 мм.

Фиг. 46. Влияние расстояния промеров от плоскости, проходящей че-
рез центр резцовой головки в направлении подачи, на высоту неров-
ностей при торцевом фрезеровании Ст. 6 без исключения из работы
резцов, расположенных с противоположной стороны направлению по-
дачи (напроход):

1 — для резцовой головки диаметром 250 мм', 2— для резцовой гоповки
диаметром 104 мм.

Фиг. 47. Влияние расположения промеров от плоскости, проходя-
щей через центр резцовой головки в направлении подачи, на высоту
неровностей при торцевом фрезеровании Ст. 6 с исключением из
работы резцов, расположенных с противоположной стороны направ-
лению подачи:

1—цла резцовой головки диаметром 250 мм', 2— для резцовой головки
диаметром 104 мм.
2.	ВЛИЯНИЕ ДИАМЕТРА РЕЗЦОВОЙ ГОЛОВКИ НА ВЫСОТУ
МИКРОНЕРОВНОСТЕЙ

Как показали исследования, диаметр резцовой головки не
влияет на высоту неровностей в плоскости, проходящей через ее
центр в направлении подачи, а по мере удаления от нее высота не-
ровностей уменьшается в большей степени при работе резцовыми
головками меньшего диаметра.

Для проверки этих положений дополнительно к описанным
опытам, по торцевому фрезерованию свинца головкой 105 мм, бы-
ли проведены испытания при фрезеровании свинца резцовой голов-
кой диаметром 250 мм. Режим работы и геометрия инструмента
сохранились прежними. Дополнительные исследования (12 опытов)
проводились в двух сериях.

В этом случае так же,,как и при работе резцовой головкой диа-
метром 105 мм, изменение величины подачи особенно не отразилось
на разнице между результатами промеров, проведенных в плоскости,
проходящей через центр резцовой головки и удаленной от нее. По-
этому также были приняты средние значения высоты неровностей
и на основании их на предыдущем графике (см. фиг. 44 и 45) на-
несены кривые результатов исследований.

Сопоставление обеих кривых подтвердило выводы о том, что при
удалении промеров от плоскости, проходящей через центр резцо-
вой головки, высота неровностей уменьшается в большей степени
при работе резцовыми головками диаметром 104 мм, т. е. при
меньшем ее диаметре. При исключении из работы резца, распо-
ложенного с противоположной стороны направления подачи, вы-
сота неровностей при торцевом фрезеровании резцовыми головками
диаметром 104 и 250 мм почти совпадает при промерах в плоско-
сти, проходящей через центр фрезы. В то же время, в случае
участия в работе этих резцов, замечается увеличение высоты не-
ровностей при работе резцовыми головками меньшего диаметра.

Для проверки полученных результатов к опытам, проведенным
по обработке Ст. 6 резцовой головкой диаметром 104 мм, были про-
ведены дополнительные испытания при торцевом фрезеровании
образцов Ст. 6 резцовыми головками диаметром 250 мм. Режим
работы и геометрия инструмента сохранялись прежними.

Результаты исследований при обработке Ст. 6 приведены на
фиг. 46 и 47.

Анализ результатов исследований подтверждает закономер-
ности, полученные при фрезеровании образцов свинца.

Уменьшение высоты неровностей при работе резцовыми голов-
ками большего диаметра по всей вероятности объясняются тем, что
в этом случае корпус головки играет роль маховика и уменьшает
возникающие в процессе резания вибрации.

При исключении из работы резцов, расположенных с проти-
воположной стороны направлению подачи, разница между высотой
неровностей при работе резцовыми головками разного диаметра
уменьшается. Это обстоятельство, по всей вероятности, объяс-
няется уменьшением возникающих вибраций в процессе резания
при таком методе торцевого фрезерования.

На основании проведенных исследований по влиянию диа-
метра головки на высоту неровностей, можно сделать следующие
выводы:

1.	Диаметр резцовой головки непосредственного влияния на
высоту неровностей при промерах в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки, не оказывает.

2.	Разница между высотой неровностей в плоскости, проходя-
щей через центр резцовой головки в направлении подачи и удален-
ной от нее, уменьшается при работе резцовыми головками боль-
шего диаметра.

3.	При работе резцовыми головками большего диаметра, оче-
видно, корпус головки играет роль маховика и уменьшает возник-
шие в процессе резания вибрации, вследствие чего высота неров-
ностей несколько уменьшается.

4.	При исключении из работы резцов, расположенных с проти-
воположной стороны подачи, явления вибрации, по всей вероят-
ности, уменьшаются и, благодаря этому, не наблюдается особой
разницы высоты неровностей при работе разными диаметрами рез-
цовой головки.

3. ВЛИЯНИЕ РАБОТЫ РЕЗЦОВ, РАСПОЛОЖЕННЫХ
С ПРОТИВОПОЛОЖНОЙ СТОРОНЫ НАПРАВЛЕНИЮ ПОДАЧИ,
НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ //макс.

Исследования показали, что при вступлении в работу резцов,
расположенных с противоположной стороны подачи, высота мик-
ронеровностей должна уменьшаться на участке шириной Б, вслед-
ствие смещения шагов подач и влияния вспомогательного угла
в плане, а на расстоянии, превышающем ширину Б,— только за
счет влияния вспомогательного угла в плане этих резцов.

Для проверки фактического влияния работы этих резцов был
проведен анализ графиков, показанных на фиг. 44—47. Анализ
графиков показал, что от вступления в работу этих резцов высота
неровностей не уменьшается, а увеличивается. При этом увели-
чение высоты неровностей разное при обработке образцов из свин-
ца и Ст. 6.

Для проверки уменьшения высоты неровностей при исключе-
нии из работы резцов, расположенных с противоположной стороны
направлению подачи, при фрезеровании Ст. 6 резцовой головкой
диаметром 250 мм были проведены дополнительные исследования.
При этих исследованиях образцы из Ст. 6 фрезеровались резцо-
вой головкой диаметром 250 мм, имеющей один резец с пластинкой
твердого сплава Т15К6. Режим работы и геометрия инструмента
сохранялись тс же, что и в предыдущих опытах.

. Первая серия опытов была проведена путем обычного фрезе-
рования напроход, а вторая — путем фрезерования напроход
с исключением из работы резцов, находящихся с противоположной
стороны направлению подач‘и, путем поворота головки на угол, как
показано на фиг. 48. Поворот головки на угол должен был бы
исказить плоскость, но, как видно из графиков на фиг. 46, раз-
ница между высотой микронеровностей в плоскости, проходящей
через центр резцовой головки в направлении подачи и в плоскости.

Фиг. 48. Поворот головки на угол при фрезеровании напро-
ход для исключения из работы резцов, расположенных с про-
тивоположной стороны направления подачи.

удаленной от нее на 36 мм, составляет в среднем 8—10 р, поэтому
разворот головки под щуп 0,02 мм должен создать большую пря-
молинейность плоскости. В этом случае получается неравномерная
глубина дна канавок относительно наружной поверхности. Ма-
ксимальная глубина соответствует плоскости, проходящей черев
центр резцовой головки, а по мере удаления от нее она умень*
шается.
Результаты этих исследований полностью подтвердили перво-

начальные исследования, показавшие, что при исключении из ра-
боты резцов, расположенных с противоположной стороны припу-
ска, высота микронеровностей уменьшается. Величина уменьше-
ния микронеровностей в процентах приведена в табл. 12.

Данные табл. 12 показывают,
что уменьшение высоты микро-
неровностей при исключении из
работы резцов, расположенных
с противоположной стороны при-
пуска, в большей степени сказы-
вается при работе с большими
подачами и почти не зависит от
расположения плоскости, в ко-
торой производятся промеры.

Для проверки полученных
результатов были проведены при

Таблица 12

sz	Величина Б в мм		
	0	1	18	36
в мм/зуб	Величина уменьшения		
	микронеровностеи в		о/ /о
0,1233 0,2032 0,333	17  32  63	14  40  55	8  37  63

тех же условиях еще две серии контрольных исследований.

Контрольные испытания показали, что при исключении из ра-
боты резцов, расположенных с противоположной стороны припу-
ска, высота неровностей уменьшается по всей ширине плоскости
фрезерования. Это уменьшение происходит в большей степени при
работе с большими подачами на зуб.

Таблица 13

Sz в мм/зуб	Номинальный диаметр резцовой головки в мм	Свинец				Ст. 6		
		Нмакс.		в р-	уменьшение Нмакс.  р О/  в /о	Нмакс. В р.		уменьшение Нмаг.с,  р о/  1 Ь /0
		при фрезерова- нии напроход 		при исключении резцов, располо- женных с проти- воположной сто- роны подачи			при фрезеровании напроход	при исключении резцов, располо- женных с проти- воположной сто- роны подачи	
0,1  0,2  0,3	105  250  105  250  105  250	6,45  3,58  7,3  3,92  6,7  5,72	4,2 з,з  5,05 3,42  4,2  5,7		35  8  31  12  37  0,5	17,0  14,25  22,0  19,3  5,6  22,1	12,6  12,1  14,0  10,3  10,5  10,6	26 16  36  47  59  52

Результаты всех серий опытов по выявлению влияния работы
резцов, расположенных с противоположной стороны подачи, при-
ведены в табл. 13.

Анализируя эту таблицу, можно заметить, что уменьшение вы-
соты неровностей при исключении из работы резцов, расположен-
«ых с противоположной стороны подачи, при обработке свинца
отражается в меньшей степени, чем при обработке стали.

При обработке свинца уменьшение высоты неровностей проис-
ходит в большей степени при работе резцовыми головками мень-
шего диаметра и доходит до 30 и 37%, а при работе головками
большего диаметра это уменьшение весьма незначительно и состав-
ляет 8—12%.

При обработке стали это уменьшение //макс. доходит до 59% при
работе головками меньшего диаметра и до 52% при работе голов-
ками большего диаметра.

При обработке свинца изменение величины подачи почти не
отражается на уменьшении высоты неровностей. При обработке
стали выявляется, что при увеличении подачи высота неров-
ностей более интенсивно уменьшается.

Из вышеизложенного следует, что при обработке свинца
на уменьшение высоты неровностей, при исключении из работы
резца, расположенного с противоположной стороны подачи, ока-
зывают влияние главным образом вибрации, возникающие в про-
цессе резания, которые уменьшаются при работе резцовыми голов-
ками большего диаметра.

При обработке Ст. 6, помимо явлений вибрации, возникают
еще дополнительные явления, влияющие на уменьшение высоты
неровностей по сравнению с обработкой свинца, а также, по всей
вероятности, зависящие и от величины подачи на 1 зуб.

Анализируя работу резцов, расположенных с противополож-
ной стороны направлению подачи, можно отметить, что помимо
увеличения вибраций, в этом случае резцы обрабатывают поверх-
ность, получившую предварительный наклеп после прохода рез-
цов, снимающих основной припуск. Следовательно, резцы, снимаю-
щие основной припуск, и резцы, расположенные с противоположной
стороны направлению подачи, обрабатывают материал, имеющий
разные физико-механические свойства и разный температурный
режим в процессе резания. Это обстоятельство изменяет условия
трения между обрабатываемой поверхностью и инструментом, а
тем самым отражается на высоте неровностей.

Как показала работа П. Е. Дьяченко, в зоне применяемых при
исследованиях скоростей резания при обработке металла, полу-
чившего предварительный наклеп, возможно увеличение высоты
неровностей, что и получилось в описанных опытах.

Для проверки этого обстоятельства образцы после торцевого
фрезерования были подвергнуты металлографическим исследова-
ниям. Результаты исследований показаны на фиг. 49. Поверхност-
ный слой, полученный в результате торцевого фрезерования образ-
цов с участием резцов, расположенных с противоположной сто-
роны направлению подачи, резко отличается от поверхностного
слоя, полученного при исключении этих резцов из работы.

В табл. 14 приведены данные о микротвердости поверхностных
слоев образцов, фрезерованных обоими способами.
Таблица 14

Величина подачи Sz в мм/зуб		0,12	0,21	0,32
Нормальное фрезерование с участием резцов, располо- женных с противоположной стороны подачи	Образцы	4П	5П	6П
	Микротвердость	277	307	410
Фрезерование с исключе- нием из работы резцов, рас- положенных с противополож- ной стороны подачи	Образцы	1П	2П	ЗП
	Микротвердость	367	350	506

Как видно из таблицы, резцы, расположенные с противополож-
ной стороны подачи, обрабатывают поверхность, имеющую боль-
шую микротвердость, т. е. мийротвердость, соответствующую об-
разцам 1П, 2П, ЗП. При этом следует отметить,что с увеличением
подачи на 1 зуб поверхность, обрабатываемая резцами, располо-
женными с противоположной стороны подачи, имеет большую
твердость.

Следует обратить внимание еще на одну особенность работы
при исключении из процесса резания резцов, расположенных с
противоположной стороны подачи. В этом случае, помимо улуч-
шения чистоты поверхности, должна быть также увеличена стой-
кость фрезы. Однако не во всех случаях работ, выполняемых тор-
цевым фрезерованием, этот метод приемлем. Но все же 40—
60% работ, выполняемых торцевым фрезерованием, может произ-
водиться с исключением из работы резцов, расположенных с про-
тивоположной стороны направлению подачи.

Таким образом, на основании проведенных исследований по
влиянию работы резцов, расположенных с противоположной сто-
роны направлению подачи, на высоту неровностей можно сделать
следующие основные выводы:

1.	При исключении из работы этих резцов высота неровностей
уменьшается.

2.	Уменьшение в большей степени происходит при увеличе-
нии величины подачи в процессе обработки сталей.

3.	На металлах, обладающих меньшей пластичностью, это яв-
ление наблюдается в меньшей степени.

4.	При работе резцовыми головками большего диаметра умень-
шение высоты неровностей при исключении из работы резцов, рас-
положенных с противоположной стороны подачи, происходит
в меньшей степени, чем при работе с головками меньшего диаметра.

5.	Обрабатываемая поверхность, полученная после торцевого
фрезерования, имеет разную структуру и большую микротвердость
при исключении из работы резцов, расположенных с противопо-
ложной стороны направлению подачи, чем при нормальной
работе.

6.	Применение метода торцевого фрезерования, исключающего
работу резцов, расположенных с противоположной стороны напра-
влению подачи, обеспечивает повышение стойкости, а тем самым и.

производительности.

Фиг. 49. Увеличение высоты неровностей от предварительного наклепа при
торцевом фрезеровании Ст. 6 со скоростью резания 96 м/мшт.

а—без участия резцов,расположенных с противоположной стороны направлению подачи,-
sz =0,12 .ч.н/зуб; б — то же; sz = 0,32 мм/зуб', в—с участием резцов, расположенных
с противоположной стороны направлению подачи, jz=0,12 мм/зуб', г—то же,
sz = 0,32 мм/зуб.

7.	Уменьшение неровностей в этом случае объясняется главным
образом возникающими в процессе резания вибрациями и изме-
нением физико-механических свойств обрабатываемого металла.
Наличие вибраций подтверждается сильным уменьшением высоты
неровностей при обработке свинца резцовыми головками малого»
диаметра и незначительным уменьшением высоты неровностей при
работе резцовыми головками большего диаметра. В этом случае,
как уже указывалось, корпус головки играет роль маховика и га-
сит возникающие вибрации. Наличие изменения физико-механи-
ческих свойств обрабатываемого металла подтверждается измене-
нием структуры и микротвердости при исключении из работы этих
резцов, что, в свою очередь, отражается на высоте неровностей.

4. ИЗМЕНЕНИЕ ПРОДОЛЬНЫХ И ПОПЕРЕЧНЫХ ШЕРОХОВАТОСТЕЙ

ПРИ РАБОТЕ С РАЗНЫМИ СКОРОСТЯМИ РЕЗАНИЯ И ПОДАЧАМИ

Исследования, проведенные А. И. Исаевым при точении стали
ЗОХГС, указали на изменения соотношения продольных и попе-
речных шероховатостей при работе с разными скоростями резания
и подачами. В ряде диапазонов подач и скоростей резания про-
дольные шероховатости получились больше поперечных и на-
оборот.

Для установления «граничной линии» влияния продольных и
поперечных шероховатостей при торцевом фрезеровании образцы
размером 60 X 100 мм были подвергнуты торцевому фрезерованию
резцовой головкой, имеющей один резец, оснащенный пластинкой
твердого сплава Т15К6. Геометрия резца: = 75°,	= 4°, 7 =

=—10°, а = 15°, к = 10°, R =0,5 мм. Скорости резания при
исследованиях: v = 13,4; 31,4; 63; 96; 116; 175; 221; 353 m)muh.
Подачи sz =0,07; 0,13; 0,16; 0,21; 0,32 мм!зуб. Глубина снимае-
мого слоя в = 1 мм.Притупление инструмента не допускалось сверх
0,6 мм. Оценка микрогеометрии производилась дважды: один раз
проверялась поперечная шероховатость двойным микроскопом
акад. Линника, а другой раз проверялась поперечная и продоль-
ная шероховатость на профилометре Аббота.

Было проведено 160 опытов на образцах из углеродистых сталей
3 и 6 и легированных сталей марок 12ХНЗА и OX HIM.

В результате этих опытов в диапазонах скоростей резания и
подач, принятых при исследованиях, поперечные шероховатости
получились больше продольных в плоскости, проходящей через
центр фрезы в направлении подачи, что, по всей вероятности,
объясняется несколько отличным процессом образования поверх-
ности, разным температурным режимом и разными условиями тре-
ния, чем при точении.

Это подтверждается фиг. 50, где показаны кривые /7макс< — j(v)
продольных и поперечных шероховатостей при обработке Ст. 6
с тремя подачами на зуб sz = 0,07; 0,16 и 0,32 мм. Таким образом,
в процессе торцевого фрезерования в интервале скоростей резания
от 31 до 353 м)мин и подач sz от 0,07 до 0,32 мм! зуб поперечные
шероховатости больше продольных.

Для анализа разницы оценки поперечных шероховатостей, по-
лученных в результате промеров на двойном микроскопе Линника
и профилометре Аббота, был произведен пересчет значений Ямакс.,


tfin			X	-	—		

op	"^1
***s.
7/7		i,	
x*/?	 , ,	. _	-	-	
ojj	.... .	 ... 	  .r
4^	Nl \  //л 	.1	<— 	? x	 ,	-— -  
,k 		 1 \ /  ^ X.	\
.. .. ... .. x±_^ у
я	\
9 Л		4~^>			X 1 ____»___ X —			 	
> A	\	i  / <		 	1\_	r			 \	/



i	^"\\ l\	П
/ /7	^X. .	\ \	8 X	 / / , 	
r	x	\ \j I X	/ /
n Q		„f^X	\	] > 1 X	/ /	,
7;	7' X \ I X vs.	/ /
0,8 -		 - -	* —	\.	\ 1	'XA\	J /X
n 7 				 \ \ 1	Is -	—.
Ц/	\ \ 1	vb<C r-7  /7/Г	у \il		j	f	_
Щ)	— 	 	\ VI  /7 у	—				ХТЧ	
<W		 ’ЦД  n {/	...	1 l\  					

/7 ?	.	.		_1 \\		/ X 	
-—	1	"L	-	-LAIUI—ш	u	UX-U t	1 fc_Li_u-.il. ж «_«!_._ r	 1  1Л—
\\	/  ft?	i \ \	1—
» \	I
Л/^ 	 -	\	\ \	1	X
/7/		 	X <L	
£//	\\ J
nnn		\14.	. _
U,l/y	- -			 \ Pv
0,08	— 	 V
ЦС/7 - -				   /7 ns?			 		
e'cs	
/J,г	J/y	63	36//8	/76 22/	333
Cfropocmb резано?, я/лин
Фиг. 50. Влияние продольных и поперечных шероховатостей на микрогеометрию
поверхности при измерении скорости резания и подач:
7—Л7макс =/(я), полученная в результате исследований; 2—поперечные шерохова-
тости при зг =0,32 мм/зуб‘, 3— поперечные шероховатости при sz =0,16 мм/зуб',
4 —поперечные шероховатости при sz = 0,07 мм/зуб» 5 — продольные шероховатости
при зг — 0,32 мм/зуб’, 6 — продольные шероховатости при sz —Q,01 мм!зуб‘, 7 — про-
дольные шероховатости при sz =0,16 мм/зуб.
полученных при оценке на двойном микроскопе Линника в Нск
по формуле П. Е. Дьяченко, рекомендованной институтом Оргтяж-
маш, по которой Нск = 0,226

На фиг. 51 показан график, составленный ипж. В.Б.Серебров-
ским, на основании проведенных выше опытов, из котороговидно

Фиг. 51. Зависимость /7СК = / (Ямакс ) при сравнительных промерах на про-
филометре Аббота и двойном микроскопе Линника (график соответствует данным
П. Е. Дьяченко и построен по формуле Нск = 0,226#^’“ ).

отклонение замеров, произведенных на двойном микроскопе Линни-
ка (обозначены точками),по сравнению с линией перевода значений
Нск и Ямакс. Точки, характеризующие показания Линника, полу-
чены путем пересчета Ямакс. в Яск по вышеуказанной формуле.
Как видно из графика, эти точки имеют некоторое рассеивание
значений, но линия перевода Ямакс> в Яси примерно посредине поля
рассеивания и делит ошибку пополам.

Для анализа разницы оценки микрогеометрии поверхности по
данным двойного микроскопа Линника и профилометра Аббота,
результаты замеров Линника и Аббота сгруппированы по классам
чистоты поверхности в соответствии с ГОСТ 2789-45 и определены
ошибки показаний для каждого класса. В результате этого, при
оценке микрогеометрии поверхности 5 и 6 классов чистоты об-
работки ошибка между показаниями приборов Линника и Аббота
составляет ± 15%, а при оценке микрогеометрии поверхности 7 и
8 классов чистоты обработки она увеличивается до 30%.

Основными причинами полученной разницы следует считать:
неизбежные ошибки при измерении двойным микроскопом Лин-
ника; неизбежные ошибки при измерении профилометром Аббота
и ошибки,возникающие при пересчете//Макс. в//ск вследствие того,
что среднее квадратичное значение при торцевом фрезеровании
имеет другой характер, чем при точении.

Учитывая это, полученный процент отклонений между заме-
рами микрогеометрии поверхности, произведенными на двойном
микроскопе Линника и профилометре Аббота, можно считать
допустимыми.

На основании приведенных исследований можно сделать сле-
дующие выводы:

1.	Продольные шероховатости при торцевом фрезеровании в
диапазоне скоростей резания и подач, обычно применяемых на про-
изводстве, всегда меньше поперечных.

2.	Двойной микроскоп Линника является довольно надежным
прибором для определения высоты неровностей поверхности, по-
лученной в результате торцевого фрезерования.
ГЛАВА IV

ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ И МАТЕРИАЛА
ИНСТРУМЕНТА НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ Нмт.

Как показали исследования П. Е. Дьяченко, А. И. Исаева,
С. П. Семенова и др., при точении величина подачи является од-
ним из основных факторов, влияющих на микрогеометрию поверх-
ности. Однако приведенные выше результаты исследований автора
показали, что при торцевом фрезеровании на образование микро-
неровностей оказывает влияние смещение шагов подач, которое,
по существу, изменяет фактическое расстояние между вершинами
микронеровностей.

Приведенные данные исследований о влиянии вспомогатель-
ного угла в плане, радиуса закругления вершины резца, коли-
чества ножей резцовой головки и др. па высоту неровностей, под-
твердили влияние этого явления на расчетную и фактическую
высоту неровностей.

В исследованиях по влиянию заднего угла в плане на высоту
неровностей рассматривался характер износа инструмента при
торцевом фрезеровании. Как показали исследования, при износе
вершина резца, определяющая образующуюся микрогеометрию
поверхности, смещается в сторону вспомогательной режущей кром-
ки, вследствие чего меняется диаметр окружности по вершинам
резцов, а также меняется и величина смещения шагов подач. Это
обстоятельство способствует изменению высоты неровностей, вслед-
ствие чего при торцевом фрезеровании фактическая высота неров-
ностей должна колебаться в значительно большей степени,чем при
точении.

1. ВЛИЯНИЕ ПОДАЧИ НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ

Для исследования влияния подач и скорости резания на высоту
неровностей образцы размером 60 X 100 мм фрезеровались рез-
цовой головкой, имеющей один резец, оснащенный пластинкой
твердого сплава Т15К6. Геометрия резца: = 75°,	= 4°,	=

= — 10°, а = 15°, к = 10°, R = 0,5 мм. Обработка образцов прово-
дилась со скоростями резания:?? = 13,4; 31,4; 63; 96; 118; 175; 221;
275 и 353 м/мин и подачами s2 = 0,07; 0,13; 0,16; 0,21; 0,32 мм/зуб.
Глубина снимаемого слоя при испытаниях в = 1 мм. Притупле-
ние инструмента не допускалось сверх 0,6 мм. Исследования
(400 опытов) проводились в трех сериях при обработке сталей Ст. 6
и 12ХНЗА и в двух сериях при обработке сталей Ст.З иОХН1М.

Анализируя результаты исследований, трудно заметить зако-
номерность изменения высоты неровностей при работе с разными
подачами. Изменение марки стали меняет величину разброса то-
чек, но закономерности кривых

Фиг. 52. Зависимость высоты неровно-
стей от подачи s, при торцевом фрезе-
ровании Ст. 6 со скоростью резания
и ='31,4, 118 и 221 м.]мин.

'Фиг. 53. Максимальная и минималь
пая высота неровностей при торцевом
фрезеровании стали 12ХНЗА.

Ст. 6 в трех сериях опытов с тремя скоростями ре'зания v = 31,4;
118 и 221 м/мин.

Анализируя эти кривые = /(sz) при обработке стали 6Г
со скоростью резания 31,4 м/мин, видим, что при 1-й серии опытов
(фиг. 52, 2) высота неровностей при увеличении подачи умень-
шается. При 2-й серии опытов (фиг. 52, /) разница между вы-
сотой неровностей при подачах sz = 0,13; 0,16; 0,32 мм/зуб незна-
чительна, а при подаче 0,20 мм/зуб она увеличивается более, чем
в 2 раза. При 3-й серии опытов (фиг. 52, 4) высота неровностей
почти одинакова при подачах sz=0,13 и 0,32 мм/зуб, при подачах
s2= 0,16 и 0,20 мм/зуб она уменьшается.

При работе со скоростью резания v = 118 м/мин в первой
серии опытов (фиг. 52, 3) высота неровностей увеличивается при
увеличении подачи до s2 = 0,16 мм/зуб, а затем при дальг
нейшем увеличении подачи до 0,32 мм/зуб она почти не изме-
няется.

При второй серии опытов (фиг. 52, 6) максимальная высота
неровностей соответствует подачам sz =0,16 и 0,21 мм/зуб, а при
подачах 0,07; 0,13 и 0,32 мм/зуб она уменьшается.

При третьей серии опытов (фиг. 52, 5) максимальная высота
неровностей получается при подаче sz — 0,20 мм/зуб, а при уве-
личении подачи до 0,32 мм/зуб, а также при ее уменьшении
до 0,07 мм/зуб высота неровностей уменьшается.

При работе со скоростью резания v = 221 м/мин в первой се-
рии опытов (фиг. 52, 7) максимальная высота неровностей соот-
ветствует подаче = 0,07 мм/зуб, а минимальная — подаче s2 =
= 0,13 мм/зуб. Во"второй серии (фиг. 52, 9) не наблюдается осо-
бенного колебания высоты неровностей при увеличении подачи
sz = до 0,32 мм/зуб. В третьей серии опытов (фиг. 52, 8) макси-
мальная высота неровностей соответствует подаче sz= 0,07мм/зуб,
а минимальная — подаче sz = 0,13 мм/зуб.

Таким образом, при обработке Ст. 6 в диапазоне скоростей ре-
зания, принятых при исследованиях, не наблюдается особой зако-
номерности изменения высоты неровностей при работе с разными
подачами sT. Возможны случаи получения максимальной высоты
неровностей при минимальных подачах и возможны случаи полу-
чения минимальной высоты неровностей при максимальной пода-
че sz.

Анализ результатов исследований при обработке стали 12ХНЗА
показывает примерно такую же закономерность кривых //маКс. =
= /(s2), что и при обработке Ст. 6 (фиг. 53). При торцевом фрезе-
ровании стали 12ХНЗА со скоростью резания v =31,4 м/мин
в первой серии опытов (фиг. 53, 3) максимальная высота неров-
ностей получилась при работе с подачами sz = 0,16 и 0,32 мм/зуб,
а минимальная — при подачах sz =0,13 и 0,21 мм/зуб. При вто-
рой серий опытов (фиг. 53, 2) высота неровностей почти не ме-
няется при увеличении подач до sz = 0,21 мм/зуб, а при подаче

= 0,32 мм/зуб резко увеличивается. В третьей серии опытов
(фиг. 53, /) минимальная высота неровностей соответствует по-
даче = 0,16 мм/зуб. При работе со скоростью резания v =
= 118' м/мин в первой серии опытов (фиг. 53, 8) высота неров-
ностей немного уменьшается при увеличении подачи до sz =
= 0,32 мм/зуб. При второй серии опытов (фиг. 53, 4) наблю-
дается увеличение высоты неровностей при увеличении подачи
до sz = 0,32 мм/зуб, а в третьей серии, наоборот (фиг. 53, 9).

При работе со скоростью резания v = 221 м/мин в первой и
третьей серии опытов (фиг. 53, 6, 7) высота неровностей почти
не меняется при увеличении подачи, а во второй серии опытов
(фиг. 53, 5) она увеличивается при изменении подачи.

Таким образом, при обработке стали 12ХНЗА зависимости
высоты неровностей от подачи sz не наблюдается.

Результаты изменения высоты микронеровностей от подачи зг
при обработке стали 0ХН1М со скоростями резания v =31,4;
118 и 221 м}мин показаны на фиг. 54.

При работе со скоростью резания 31,4 м/мин в первой серии
опытов (фиг. 54, 1) максимальная высота неровностей получилась
при работе с подачами s, = 0,16 и 0,32 мм/зуб, а во второй серии
-{фиг. 54,2) при работе с подачей sz = 0,32 мм) зуб.

При работе со скоростью резания v = 118 mJ мин наблюдается
в первой серии опытов (фиг. 54, 3) увеличение высоты неровностей
при увеличении подачи иа 1 зуб до 0,16 мм, а затем ее умень-
шение и даже при подаче s2 = 0,32 мм)зуб высота неровностей мень-

Фиг. 54. Зависимость высоты неровно-
стей от подачи sz при торцевом фрезе-
ровании стали ОХН1М со скоростью
резания v — 31,4; 118 и 221 м/мин.

Фиг. 55. Зависимость высоты неров-
ностей от подачи sz при торцевом фре-
зеровании Ст. 3 со скоростью резания
V = 31,4; 118 и 275 м/мин.

ше, чем при подаче sz = 0,07 мм/зуб. Во второй серии опытов
(фиг. 54, 6) высота неровностей почти не меняется при изменении
подачи, хотя она несколько выше при подаче s, = 0,13 мм/зуб.
При работе со скоростью резания v =221 м/мин в первой серии
опытов (фиг. 54, 4) максимальная высота неровностей соответ-
ствует подачам sz t= 0,13 и 0,32 мм/зуб, а во второй серии опытов
(фиг. 54, 5) подача sz = 0л21 мм)зуб.

При обработке стали ОХН1М также не наблюдается законо-
мерности изменения высоты неровностей при изменении величины
подачи до 0,32 мм!зуб.
На фиг. 55 показаны результаты исследований влияния подачи
на высоту неровностей при торцевом фрезеровании Ст. 3 со ско-
ростями резания v = 31,4; 118 и 275 м/мин. При работе со ско-
ростями резания v =31,4 м/мин максимальная высота неров-
ностей в первой серии опытов (фиг. 55, 2) получилась при
подаче sz =0,13 и 0,21 мм/зуб, а во второй серии опытов
(фиг. 55, 7) она увеличилась более чем в два раза при подаче

sz = 0,21 мм/зуб. При работе
= 118 м/мин в первой серии
опытов (фиг. 55, 4) наблюдается
увеличение высоты неровностей
при увеличении подачи на 1 зуб
до 0,16 мм, а при дальнейшем уве-
личении подачи она уменьшает-
ся и при подачеsz= 0,32 мм/зуб
•она становится даже меньше, чем
при подаче sz= 0,07 мм/зуб. При
второй серии опытов (фиг. 55, 3)
высота неровностей растет при
увеличении подачи до sz =
= 0,32 мм/зуб.

При торцевом фрезерова-
нии со скоростью резания v =
=275 м/мин в первой и второй
серии опытов (фиг. 55, 5, 6)
высота неровностей при подачах
sz = 0,07 мм/зуб получилась
больше, чем при подаче sz =
= 0,32 мм/зуб.

При торцевом фрезеровании
Ст. 3 закономерности между вы-
сотой неровностей и величиной
подачи также не существует.
Для подтверждения этого заклю-
чения была проведена обработка

со скоростью резания и =

Таблица 15

Скорость резания V в м/мин	Зависимость Нмакс. от sz
31,4  63  96  118  175  221  275  353	Н	_ 20,93  мэке.— одо3 sz  г*	1 о, 59  макс- ' 0 04б sz  «макс. =32,35 S°’439  «макс = 25,05 s“’367  «макс = 4’95 5 °’'04  Н	_ 2,95  макс. =	  0,057  SZ  и	0,275  11 макс. = 6,24 S?  и	_ __ 0,121  “макс.= 5,03 S7

опытных данных по методу наименьших квадратов.

В результате обработки опытных данных по исследованию влия-
ния подачи на высоту неровностей при торцевом фрезеровании
Ст. 6 по методу наименьших квадратов получены формулы, при-
веденные в табл. 15.

Анализ этих формул также подтверждает отсутствие законо-
мерности изменения высоты неровностей от подачи. Например,
при скоростях резания и =31,4; 63 и 221 м/мин высота неров-
ностей уменьшается от увеличения подачи, а при остальных ско-
ростях резания она увеличивается, не говоря уже о том, что нет
закономерности и в самих коэфициентах. Кривые 7/макс. = / (s2)
при обработке Ст. 6, построенные по этим формулам, показаны
на фиг. 56.
ОС

Zfl

20,0

/0,0

#7

0,0

7,0

6,0

6,0

1/=27Ол/щ№.

0t07

/= JOO/i/jwft

/= 22/я/лин

W О,/О 0,2/	0,02 г

ЪОача S2) лгг/щГ

бОл/лил

V=//8j>f/jfwt



Фиг. 57. Зависимость высоты неровностей от подачи
при обработке опытных данных по методу наимень-
ших квадратов при торцевом фрезеровании стали
12ХНЗА.

Фиг. 56. Зависимость высоты неровностей от по-
дачи при обработке опытных данных по методу
наименьших квадратов при торцевом фрезеровании
It-

—-

дачи при обработке опытных данных по методу
наименьших квадратов при торцевом фрезерова-
нии Ст. 3.
Фиг. 59. Зависимость высоты неровностей от пода-
чи при обработке опытных данных по методу наи-
меньших квадратов при торцевом фрезеровании
стали ОХН1М.
Формулы, полученные при обработке опытных данных по ме-
тоду наименьших квадратов в результате торцевого фрезерования
стали 12ХНЗЛ, приведены в табл. 16.

Анализ табл. 16 показывает, что при обработке стали 12X113A
наблюдается определенная закономерность увеличения высоты
неровностей при увеличении величины подачи $2. Однако коле-
бания коэфициента от 0,047 до 0,51 и отсутствие при этом законо-

мерности их изменения от скорости резания не позволяет доверять

этим формулам.

Кривые //макс. = / ($г) при
строенные по данным формулам,

Таблица 16

Скорость резания В V м/мин	Зависимость Пмакс. от s„
31,4	"макс.= 30>7 4’42
63	^макс ^21,71 б2’257  0,366
96	"„акс = 18,62s/  0,047
118	Имакс = 3,944 s’ Matte.	’  „	0 ,23
175	//макс = 5,65 s/ маке,	£  0,12
221	//иакс =4’27 V
275	Нмакс = Ю,61 s?’5' Маке.		2  0,426
353	Н„акс = Ю-32 sz

обработке стали 12ХНЗА, по-
при ведены на фиг. 57.

Аналогично получены дан-
ные при обработке сталей
ОХН1М и Ст. 3, приводимые
в табл. 17 и 18 и на фиг. 58 и 59.

Таким образом, обработка
опытных данных, полученных
в результате исследования влия-
ния подачи s2 на высоту неров-
ностей при торцевом фрезерова-
нии образцов из сталей Ст. 3 и
6, 12ХНЗА и ОХН1М по методу
наименьших квадратов подтвер-
дила первоначальные выводы о
том, что между величиной по-
дачи sz и высотой неровностей
определенной закономерности
не наблюдается.

В связи с тем, что высота
неровностей в большей степени
изменяется в случае обработки
сталей Ст. 6 и 12ХНЗА при
изменении подачи, было прове-
дено 60 контрольных испыта-
ний. Образцы размером 60 X
х 100 мм из Ст.6 и стали 12ХНЗА

подвергались торцевому фрезерованию резцовой головкой, имею-
щей один резец, оснащенный пластинкой твердого сплава Т15К6.
Геометрия инструмента:	75°,	4°; 7 =— 10°, а = 15°,

Л = 10э, 7? —0,5; 1,5; 2,5 мм. Режим работы: v ~ 116 м/мин\
в = 1 мм; $г = 0,07; 0,13; 0,16; 0,21; 0,32 мм/зуб, t= 100 мм.
Притупление инструмента не допускалось сверх 0,6 мм.

Результаты контрольных испытаний приведены на фиг. 60—65.
Анализируя эти кривые, видим, что контрольные испытания
подтверждают первоначальные выводы.

Для стали Ст. 3 и ОХН1М были проведены контрольные
испытания восьмирезцовой головкой диаметром 250 мм с резцами,
оснащенными пластинками твердого сплава Т15К6, со скоростью
Фиг. 63. Результат обработки ста-
ли 12ХНЗАС /?= 1,5 мм:

1— первая серин опытов; 2 — вторая
серия спытов.

Фиг. 60. Зависимость //мя.,г =
JVi иг V •

—/ ( sz ) при торцевом фрезеровании

Ст. 6 с/? = 0,5 мм:

Я — пеовая серия опытов; 2—вторая
серия опытов.

Фиг. 64. Кривые Ямакс = / (s) при
обработке Ст. 6 резцовой голов-
кой, имеющей резец с R= 2,5 мм:
1 — первая серия < пытов; 2 — вторая
серия опытов.

Фиг. 61. Зависимость Н _
МаКС. -------------------------

=/ (5г ) при торцевом фрезеровании

стали 12ХНЗАС R = 0,5 мм:

1—первая серия опытов! 2 — вторая

Фиг. 62. Зависимость НМЯ1.„ = /(s?)
при обработке Ст. 6 с R =1,5 мм:
1 — первая серия опытов; 2 — вторая
серия опытов.

при обработке стали 12ХНЗАС
R = 2,5 мм:

1 — первая серия опытов; 2 — вторая
серия опытов.
Скорость резания  У в м/мин	Зависимость Нмакс. от S far
31,4	"макс =52,5 4’°*
63	Нмакс = 24,38s °’183
96	9,44 н —
	“макс, ~	0,226  sz
11.8	н	=_5-53_  макс.	0,087  sz
175	11 С1 °’52  Нмакс.^ ’
221	"макс =9,10 S°’28
275	0,25  ^макс = 7,334 S’
353	11 Q7 c0’157  H = 11,3; s я  макс.	2

Скорость резания V  в м/мин	Зависимость Н М<Я .  от sz
31,4  63  96  118  175  221  275  353	16,31 IJ		 	 	  макс.	0,0899  S2  "макс. = 13,745 3°’" «макс. = 20,51 S°’26 "макс. = 34,01s®’’2®  Н	=	5’58  макс-	0,14  sz  н - 4>49 пмакс.	” “  с0,14 Z  Н	=	2-3  МаКС'	0,21  SZ н	=	3/146  МаКС*	0,0876  SZ

резания v = 147 м/мин, при различных подачах s2 =0,06; 0,1;
0,14; 0,17; 0,21; 0,26 и 0,33 мм. Геометрия инструмента сохраня-
лась такой же, как при первоначальных испытаниях.

Результаты контрольных испытаний по влиянию величины
подачи на высоту неровностей при торцевом фрезеровании сталей
Ст. 3 иОХН1М показаны на фиг. 66 и 67. Как видно из этих фигур,
полученные результаты не расходятся с предыдущими выводами.

Анализ результатов других исследований, частично приведен-
ных в табл. 19, полностью подтверждает отсутствие определен-
ной закономерности между высотой неровностей и величиной
подачи sz до 0,32 мм/зуб.

Отсутствие заметного влияния величины подачи на высоту не-
ровностей можно объяснить тем, что при скоростном фрезерова-
нии длина площадки контакта в 10—12 раз больше величины по-
дачи sz, как показали исследования И. С. Штейнберга. Наличие
смещения шагов подач при торцевом фрезеровании уменьшает фак-
тический шаг между вершинками микронеровностей; вследствие
этого при торцевом фрезеровании наблюдается значительно боль-
Серия опытов	Обрабатываемый материал	V  в м / мин	sz в мм/зуб	^макс.  <В и
1	Свинец	93	0,1142	6,45
1	То же	93	0,1802	7.3
1	»	93	0,3121	6,7
3	Ст. 6	93	0,1142	16,6
3	То же	93	0,1802	24,4
3	>	93	0,3121	32,0
5		93	0,1233	14,2
5		93	0,2032	15,5
5	»	93	0,333	16,5
7		98	0,148	16,4
7		98	0,12	3,2
7	>	98	0,12	12,2
7	»	98	0,12	17,2
8	Ст. 3	147	0,13	10,0
8	То же	147	0,13	6,9
9	ОХН1М	98	0,14	4,4
9	То же	98	0,12	11,2
И		221	0,14	4,6
И	»	221	0,14	6.2
12		353	0,14	3,8
12	>	353	0, 14	5,2
13	Ст. 6	' 353	0,03	5,48
13	То же	353	0,14	5,48
14	Ст. 3	353	0,14	11.6
14	То же	353	0,26	10,4
14	»	353	0,32	11,6
15	ОХН1М	353	0,062	4,32
15	То же	353	0,098	4,8
15		353	0,14	4,64
16	12ХНЗА	353	0,03	3,68
16	То же	353	0,14	3,64
17	>	353	0,06	7,2
17		353	0,32	5,6
18	Ст. 6	116	0,07	13,41
18	То же	116	0,32	4,95
20		116	0,07	9,70
20	»	116	0,13	7,62
20	>	116	0,21	9,65
20		116	0,32	13,55
22	>	116	0,07	10,6
22	л*	116	0,13	8,95
24	12ХНЗА	116	0,07	4.3
24	То же	116	0,13	5.4
24	»	116	0,21	5,8
24		116	0,32	9,7
26	>	116	0,07	3,1
26	>	116	0,13	3,36
26		116	0,21	3,58
26	>	116	0,32	2,46
31		116	0,07	6,5
31		116	0,13	2,91
31		116	0,21	3,16
31	»	116	0,32	5,15
ший разброс точек высоты неровностей, чем при точении. Резцы,
расположенные с противоположной стороны направлению подачи,
способствуют возникновению вибраций, отражающихся на микро-
геометрии поверхности, вследствие чего величина разброса точек
высоты неровностей при торцевом фрезеровании увеличивается.
При больших скоростях резания, за счет повышения температур-
ного режима в процессе резания, повышается пластичность метал-
ла и происходит некоторое притупление вершин гребешков.

Фиг. 66. Влияние величины подачи
на высоту неровностей при обра-
ботке Ст. 3.

Фиг. 67. Влияние величины подачи на
высоту неровностей при обработке
стали ОХН1М (М. Н. Ларин).

Таким образом, в результате исследования влияния подач
на высоту неровностей, можно сделать следующие выводы.

1.	Вследствие большого разброса точек при торцевом фрезе-
ровании нельзя установить закономерности высоты неровностей
от величины подачи s2<0,32 мм [зуб.

2.	При увеличении подачи s2 разница между расчетной и фак:
тической высотой неровностей уменьшается.

2. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ //макс.

Как указывалось выше, скорость резания является основным
фактором, влияющим на высоту микронеровностей, но на совре-
менном уровне науки определить ее расчетным путем невозможно.

Поэтому единственным путем определения влияния скорости
резания на микрогеометрию поверхности является путь экспери-
ментирования. Для этой цели были проведены исследования, опи:
санные выше.

Анализируя результаты исследований, можно заметить большой
разброс точек и отсутствие определенной закономерности влияния
подачи. Разброс точек — неизбежное явление при торцевом фре:
зеровании, на что указывалось ранее.

Неизбежность разброса точек заставляет подойти критически
к методу обработки опытных данных при составлении руководя^
щих материалов для технологов. Обработка опытных данных по
среднеарифметическим значениям или же по методу наименьших
квадратов может привести к тому, что при практическом пользо-
вании руководящими материалами, составленными на основании
обработки опытных данных по вышеприведенным методам, факти-
ческии класс чистоты поверхности окажется ниже того, который
предусмотрен чертежом, так как оба метода дают какие-то сред-
ние значения высот неровностей, что не гарантирует годности
деталей по чистоте обработки.

Поэтому при обработке опытных данных принимались точки,
дающие максимальное значение высоты неровностей, за исключе-
нием случайных. Этот метод в большей мере гарантирует получе-
ние необходимой микрогеометрии поверхности по выбранным фак-
торам, тем более, что новый проект ГОСТ регламентирует только
максимальное значение микронеровностей.	.

На фиг. 68 показана полученная зависимость высоты неровно-
стей от скорости резания при обработке Ст. 6. Характер полу-
ченной кривой //макс. = /(0 различен для разных зон скоростей
резания. Например, при увеличении скорости резания до
98 м1мин высота микронеровностей уменьшается в значительно
меньшей степени, чем в диапазоне скоростей резания от 98 до
300 м{мин, а при дальнейшем увеличении скорости резания высота
микронеровностей почти не изменяется.

Для проверки полученной зависимости были дополнительно
проведены четыре серии контрольных опытов (30 опытов). При
этом следует указать, что контрольные опыты по обработке Ст. 6
проводились резцовой головкой диаметром 250 мм, имеющей
8 резцов, оснащенных пластинками твердого сплава Т15К6. Резцы
имели ту же геометрию, что и при первоначальных исследованиях.
Обработка проводилась при глубине снимаемого слоя 1 мм с раз-
личными режимами резания.

Результаты контрольных испытаний показаны на фиг. 69. Как
видно из этого графика, точки высоты неровностей контрольных
опытов подтверждают характер кривой //макс. = /(^), построенной
на основании предыдущих исследований, и довольно близко рас-
положены около нее. На этом же графике нанесены кривые//макс. =
= /(ц), построенные по средним арифметическим значениям и по
точкам, определенным методом наименьших квадратов. Обе эти кри-
вые расположены ниже точек высоты неровностей контрольных
испытаний, вследствие чего возможны случаи изготовления дета-
лей по выбранным технологическим факторам ниже класса чистоты
поверхности, предусмотренной чертежом.

Кривая же //макс. = /(^), построенная по максимальным зна-
чениям //макс., обеспечивает получение заданной чистоты поверх-
ности по предварительно выбранным технологическим факторам.
Точки контрольных испытаний, расположенные относительно
близко под кривой, подтверждают ее характер. Только четыре
точки при скоростях резания 17, 26, 40 и 353 м/мин расположены
под кривой, но находятся в пределах заданного класса чистоты по-
верхности. Таким образом, принятый метод обработки опытных
данных следует признать правильным.

На фиг. 70 показана полученная зависимость высоты микро-
неровностей при обработке Ст. 3 от изменения скорости резания.
Характер кривой //макс. == /(г) при обработке Ст. 3 такой же, как
и при обработке Ст. 6. Для проверки полученной зависимости
были дополнительно проведены две серии контрольных опытов
(20 опытов).

Контрольные опыты производились путем обработки Ст. 3 рез-
цовой головкой диаметрохм 250 мм, имеющей 8 резцов, оснащенных

О  6  7  8  3	50  00  30  20  75  70  0.0  <8,0  5.0  V/O  зо  гр  75  /р														
															
															
					0			X			+  С				
				—	+  X 0*  X®  0		-	+  0  ZX  >•		<	Ъх % а 4  О	' "Л ‘— 0 X  *х X  	•		-•Да		
				„ — - 							•	—•		4*	\ +	
			•<&	= 0,07 я/	ч/ЗуО								+  •  Q	-0-^ ® м  Л	§
			X о2	я/тр/уи  О 37 - О,/О ля/щб ® 5,- 0,27 ля/jyО + з2 - орг ля/jt/б										• х	+©  X .t	
														0	
		*													
															

/О 75	20	30 ОО SO 60 70 80 30/00	/.60 200	300 000

Сборос/пО резания, я/ж/я

Фиг. 68. Зависимость высоты неровностей от скорости резания при обра-
ботке Ст. 6.

пластинками твердого сплава Т15К6. Геометрия резцов была
та же, что и в первоначальных исследованиях. Обработка произ-
водилась с различными режимами резания.

Контрольные точки высот неровностей при обработке Ст. 3 так-
же подтверждают характер кривой /7макс. = /(?), показанной на
фиг.. 70.

Анализируя полученные зависимости высот микронеровно:
стей от изменения скорости резания при обработке Ст. 6 и 3, при:
ходим к выводу, что при скоростях резания свыше 98 м/мин кри;
вые /7макс? = /(с) для Ст. 6 и 3 тождественны, а при скоростях
резания меньше 98 м!мин они дают разницу в пределах 5—10%,
поэтому для углеродистых сталей Ст. 3 и 6 принята одна и та же кри-
вая зависимости //макс. = / (ц), которая приведена на фиг. 68 и 70.

На фиг. 71 показана полученная зависимость высоты микро-
неровностей при обработке стали ОХН1М от скорости резания.

Фиг. 69. Контрольные испытания высоты неровностей и их средне-
арифметическое:

1—по максимальным значениям; 2— по методу наименьших квадратов;

3 — по средним арифметическим значениям.

Характер кривой 7/макс, =/(?) и значения были приняты те же,
что и при обработке углеродистых сталей Ст. 3 и 6. Как видно
из фигуры, высота микронеровностей большинства точек нахо-
дится под кривой и подтверждает ее характер. Только несколько
случайных точек расположены над кривой и то почти все находятся
в пределах заданного класса чистоты поверхности.

Для проверки полученных зависимостей было дополнительно
проведено 20 контрольных испытаний в двух сериях. Контроль-
ные испытания проводились путем обработки образцов стали
OX HIM резцовой головкой диаметром 250 л<Л1, имеющей 8 резцов,
оснащенных пластинками твердого сплава Т15К6. Геометрия рез-
цов выдерживалась та же, что и в первоначальных исследованиях.
Обработка проводилась с различными режимами резания. Конт-
рольные точки при обработке стали ОХН1М также подтверждают
характер кривой //маКс. = /(у)> показанной на фиг. 71.

На фиг. 72 показана полученная зависимость высоты микро-
неровностей при фрезеровании стали 12ХНЗА от скорости реза-

Фиг. 70. Зависимость высоты микронеровностеи при обработке Ст. 3 от изме-
нений скорости резания.

ния. Характер кривой Нмакс. = f(u) и ее значения приняты те же,
что и при обработке углеродистых сталей. Как видно из фигуры,
высота микронеровностей большинства точек находится под кривой
и подтверждает ее характер.

Для проверки полученных зависимостей было дополнительно
проведено 12 контрольных опытов. Контрольные испытания про-
водились путем фрезерования образцов стали 12ХНЗА резцовой
головкой диаметром 250 мм, имеющей 8 резцов, оснащенных пла-
стинками твердого сплава T15KG. Обработка проводилась с раз-
ными скоростями резания. Геометрия резцов выдерживалась та
же, что и при первоначальных исследованиях. Контрольные точки
при обработке стали 12ХНЗА также подтверждают характер кри-
вой //маке = /(f), показанной на фиг. 72.

Анализ результатов исследования указывает на зависимость
высоты неровностей от скорости резания, которая может быть
выражена формулой:

II	__ С

11 макс.---•

V4

С/юроыМ резана#, л/плу

Фиг. 71. Зависимость высоты микронеровностей при обработке стали ОХН1М
от скорости резания.

Так как характер кривой /7макс. = /(f) по скорости резания
98 м!мин один, а при увеличении скорости резания до v =
— 300 mImuh другой, то коэфициснты сиу имеют разные значе-
ния для этих зон скоростей резания.

Сравнение кривых //Макс. = /(f), полученных в результате ис-
следования влияния высоты неровностей от скорости резания при
точении, и кривых, полученных при торцевом фрезеровании, по-
казывает на смещение последних в сторону более высоких ско-
ростей резания. Эго обстоятельство, по всей вероятности, объяс-
няется изменением физико-механических свойств обрабатывае-
мого металла в процессе торцевого фрезерования и прерыви-
стостью работы резцов, вследствие чего температура резания при
торцовом фрезеровании ниже, чем при точении. Кроме этого, воз-
никающие при работе вибрации также способствуют смещению
кривых //макс. =/(о) в сторону более высоких скоростей резания.

На основании проведенных исследований по влиянию скорости
резания на высоту неровностей при торцевом фрезеровании сталей
можно сделать следующие выводы:

Старост6 ремнир, л/zvw

Фиг. 72. Зависимость высоты микронеровностей при обработке Ст. 12ХНЗА
от скорости резания.

1.	Скорость резания является основным фактором, влияющим
на высоту неровностей.

2.	При обработке сталей Ст. 3 и 6, ОХН1М, 12ХНЗА может
быть принята одна и та же кривая //макс. = / ($)•

3.	При обработке сталей Ст. 3 и 0ХН1М вероятность полу-
чения меньшей высоты неровностей больше, чем при обработке
стали 12ХНЗА и Ст. 6.

4.	Разброс точек высот неровностей у стали ОХН1М и Ст. 3
больше, чем у Ст. 6 и стали 12ХНЗА.

5.	Кривая //макс. = /($) смещается в зону более высоких ско-
ростей резания по сравнению с кривой //макс. = /(f), .полученной
в результате точения.
6.	Характер кривой Нмакс.= /(о) при скорости резания до v =»
= 98 м)мин — один, а при ее увеличении сверх f =98 м!мин —-
другой.

3.	ВЛИЯНИЕ ГЛУБИНЫ РЕЗАНИЯ НА ВЫСОТУ НЕРОВНОСТЕЙ Ямакс.

М. Н. Ларин определяет «глубину резания ?, как величину слоя
металла, снимаемого фрезой соответственно углу ее контакта
с обрабатываемым материалом в плоскости траектории движения
режущей точки. Она измеряется в направлении перпендикулярном
оси фрезы».

Связь между скоростью и глубиной резания в результате
обработки данных выражается зависимостью

ty

По вопросу влияния
глубины резания на до-
пустимую скорость ре-
зания М. Н. Ларин при-
ходит к выводам, что о
изменением глубины ре-
зания изменяется длина
дуги I и толщина струж-
ки, что и является при-
чиной изменения скоро-
сти резания. При сим-
метричном резании с
увеличением значения
— при D = const значе*
ние показателя степени

Фиг. 73. Зависимость высоты неровностей от
глубины резания:

/— при / = 100 мм’, £ — при f = 58 мм.

у уменьшается. Допустимая скорость резания увеличивается при
уменьшении глубины резания и увеличении диаметра фрезы.

В настоящем разделе рассмотрим влияние глубины резания на
высоту неровностей при торцевом фрезеровании.

Данные всех исследователей о том,что глубина резания не ока-
зывает практического влияния на высоту неровностей, совпадают.
Для проверки этого обстоятельства образцы шириной 58 и 100 мм
были подвергнуты торцевому фрезерованию резцовой головкой диа-
метром 250 мм, имеющей один резец, оснащенный пластинкой
твердого сплава. Геометрия инструмента: <р = 75Q, <pi — 4е, т =
=—ю°, а = 15°, X = 10°, R = 0,5 мм.Исследования проводились
с подачей sz =0,1 мм, глубиной снимаемого слоя в = 1 мм, глуби-
ной резания t = 58 и 100 мм в интервале скоростей резания от 40
до 353 м)мин-, притупление инструмента не допускалось сверх
0,6 мм. Было проведено 12 опытов.

В результате исследований построен график (фиг. 73) зависи-
мости высоты неровностей от глубины резания. Как видно из
графика, глубина резания / не оказывает практического влияния на
высоту неровностей на всем диапазоне скоростей резания от 40 до
353 м/мин, что совпадает и с литературными данными.

4.	ВЛИЯНИЕ ГЛУБИНЫ СНИМАЕМОГО СЛОЯ НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ //макс.

По данным исследований многих исследователей глубина сни-
маемого слоя не влияет на микрогеометрию поверхности. Для про-
верки этого положения образцы размером 60 X 100 мм из Ст. 6 и
стали 12ХНЗА обрабатывались торцевой головкой диаметром
105 мм с одним резцом, оснащенным пластинкой твердого сплава
Т15К6. Геометрия резца: у — 75°, <pi = 4°, т =—10°, а = 15°>
10°, R = 0,5 мм. Режим работы: v = 25,4 и 149 м/мин, sz =
= 0,205, в = 0,25; 0,5; 1,0; 2,0 и 4,0 мм. Притупление инстру-
мента сверх 0,6 мм не допускалось. Было проведено 20 опытов
двумя сериями при обработке Ст. 6 и стали 12ХНЗА.

В результате исследований построены графики зависимости вы-
соты микронеровностей от глубины снимаемого слоя, показанные
на фиг. 74 и 75.

Анализируя эти графики, можно сказать, что глубина снимае-
мого слоя не оказывает влияния на высоту микронеровностей. При
обработке легированных сталей с различной глубиной снимаемого
слоя разброс точек получается значительно большим, чем при об-
работке углеродистых сталей. Для проверки этих выводов было
проведено 24 контрольных испытания.

Обработке подверглась Ст. 6 и 3, стали 12ХНЗА и ОХН1М
резцовой головкой диаметром 250 мм с 8 резцами, оснащен-
ными пластинками твердого сплава Т15К6. Резцы были зато-
чены с такими же углами, как и при первоначальных исследова-
ниях.

Торцевое фрезерование проводилось со скоростью резания v =
= 353 м/мин, подачей s, = 0,14 мм/зуб и глубиной снимаемого
слоя 0,25; 0,5; 0,75; 1; 1,5 и 2,0 мм. Оценка микрогеометрии по-
верхности проводилась на профилометре Аббота* в плоскости, про-
ходящей через центр фрезы в направлении подачи.

График зависимости глубины снимаемого слоя от высоты микро-
неровностей //Макс. при торцевом фрезеровании сталей Ст. 6 и 3,
12ХНЗА и ОХН1М (фиг.76) также показывает,что глубина снимае-
мого слоя на высоту микронеровностей не влияет.

5.	ВЛИЯНИЕ МАТЕРИАЛА ИНСТРУМЕНТА НА ВЫСОТУ
НЕРОВНОСТЕЙ //макс.

По современным воззрениям металлокерамический твердый
сплав представляет собой как бы сплошной каркас из кристаллов
карбида, заполненных цементирующим материалом — твердым
раствором карбида в кобальте. Этот каркас сохраняется при
Фиг. 74. Зависимость высоты микронеровностеи от глуби-
ны снимаемого слоя при торцевом фрезеровании Ст. 6:

1 — первая серия опытов; 2—вторая серия опытов.

Фиг. 75. Зависимость высоты микронеровностеи от глу-
бины снимаемого слоя при торцевом фрезеровании стали
12ХНЗА:

1—первая серия опытов; 2— вторая серия опытов.

Фиг. 76. Зависимость чистоты поверхности от глу-
бины снимаемого слоя при торцевом фрезеровании:
I — стали 0XH1MI 2 — Ст. 6; 3 — стали 12ХНЗА; 4 — Ст. 3.
содержании кобальта примерно до 10—15%, и если кобальт имеется
в большом количестве, то начинается интенсивный процесс раство-
рения и разрушения каркаса.

Высокая твердость и стойкость на износ у твердых сплавов обу-
словливаются карбидной составляющей, а прочность его опреде-
ляется наличием вспомогательного металла и поэтому, чем больше
карбида в сплаве и меньше вспомогательной составляющей кобаль-
та, тем выше его твердость, выше стойкость на износ и меньше вяз-
кость.

Помимо соотношения между карбидной и вспомогательной со-
ставляющими, заметное влияние на указанные свойства оказывает
зернистость исходных порошков. Применение металлокристалли-
ческих порошков карбидов повышает его растворимость в кобальте,
а это, в свою очередь, приводит к получению сплавов с большей
твердостью, большей стойкостью на износ и, вместе с тем, меньшей
вязкостью.

Двух-и трехкарбидные сплавы, благодаря наличию в них кар-
бидов титана, тантала, ниобия, имеют значительно меньший коэ-
фициент трения и способствуют резкому повышению их стойкости
на износ в процессе обработки стали резанием [44].

П. Е. Дьяченко пишет, что «для всех материалов нет единого
характера изменения кривых износа. При затуплении режущей
кромки выкрашиваются частицы. Характер этого выкрашивания
зависит от структуры спеченного сплава и не может быть пред-
угадан заранее для твердосплавного инструмента, как это можно,
в известной степени, сделать для инструмента из быстрорежущей
стали».

В работе «Выбор марки твердого сплава для фрезерования ста-
лей» [44] П. П. Трудов и С. И.Волков отмечают,что износ твердого
сплава характеризуется мелким скалыванием, осыпаниехМ и выкра-
шиванием кромки.

Как показали предыдущие исследования, характер износа
твердого сплава в сильной степени отражается на разбросе точек
высоты неровностей.

Для исследования влияния материала инструмента на микро-
геометрию поверхности образцы из Ст. 6 размером 60 X 100 мм
подвергались обработке резцовой головкой диаметром 104 мм,
имеющей один резец, оснащенный пластинкой твердого сплава.
Геометрия резцов: ср = 75°, <pi = 4°, 7 =—10°, k = 10°, а =
= 15° и R = 0,5 мм. Режим работы: v = 149 м/мин, s2 — 0,205мм,
в = 1 мм. Притупление во время исследований не превышало
0,3 мм. Исследования при обработке образцов резцами, оснащен-
ными пластинками твердого сплава Т15К6, Т5К10, ВК8, проводи-
лись тремя сериями при работе каждой маркой сплава. Результаты
исследований приведены в табл. 20.

Анализ этой таблицы показывает на увеличение разброса точек
высоты неровностей при работе твердым сплавом Т5КЮ и ВК8,
по сравнению со сплавом Т15К6.
Марка твердого  сплава	1-я серия опытов	2-я серия опытов	3-я серия опытов	Среднее значение в результате трех серий опытов
	Значения Я. w в и  V • г\			
Т5КЮ	  ВК8	  Т15К6		17,4  15,1  13,4	18,3  12,9  12,9	22,9  15,3  13,0	19,5  14,4  13,1

Коэфициент увеличения высоты неровностей при работе спла-
вом Т5КЮ и ВК8, по сравнению со сплавом Т15К6, имеет следую-
щие значения:

Коэфициент увеличения

Марка твердого сплава A/макс., полученный при

работе сплавом Т15К6

Т15К6	1,0

Т5К10	1,5

ВК8	1,1

Проведенные исследования подтвердили, что стойкость на из-
нос твердого сплава разных марок — различная. Например, она
выше у сплава Т15К6, чем у сплавов ВК8 и Т5КЮ. Микрогеомет-
рия поверхности также ухудшается при понижении стойкости
сплава износу и вследствие этого 911а хуже при работе твердым
сплавом Т5К10.

Интересно отметить, что наклеп поверхности при работе твер-
дым сплавом Т15К6 наименьший, и микротвердость поверхност-
ного слоя равна 287 кг/мм2; у сплава ВК8 она равна 296 кг/мм2 и
у сплава T5KJ0—316кг/лш2. Это можно объяснить тем, что
у твердых сплавов ВК8 и Т5К10 в процессе износа появляется
большой радиус округления режущей кромки, который способ-
ствует появлению более интенсивного наклепа и что, в свою оче-
редь, должно влиять на ухудшение микрогеометрии поверхности.

10 В. А. Попо*
ГЛАВА V

РАЗРАБОТКА РУКОВОДЯЩИХ МАТЕРИАЛОВ
ПО ВЫБОРУ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

В ЗАВИСИМОСТИ ОТ КЛАССА ЧИСТОТЫ ПОВЕРХНОСТИ
ПРИ ТОРЦЕВОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ СТАЛЕЙ

При создании руководящих материалов для технологов по вы-
бору технологических факторов при обработке металлов в зави-
симости от заданного класса чистоты обработки деталей следует
стремиться к тому, чтобы эти руководящие материалы отражали
влияние только факторов, имеющих практическое значение, были
бы просты и удобны в повседневном практическом пользовании.
Для этой цели был проведен анализ влияния отдельных факторов
на высоту неровностей, результат которого представлен в табл. 21.

Как видно из этой таблицы глубина резания, глубина снимае-
мого слоя, главный угол в пл^не, вспомогательный угол в плане
при ?1>0°, радиус закругления резца, количество резцов, диаметр
резцовой головки и подача sz<^0,32 мм/зуб не оказывают практи-
ческого влияния на высоту неровностей. Это обстоятельство раз-
решает исключить их из руководящих материалов. Остальные
факторы, указанные в таблице, оказывают влияние на высоту
неровностей, но степень их влияния различна, поэтому разберем
каждьш из них в отдельности.

1.	Влияние переднего угла на высоту неровностей весьма не-
значительно, и передний угол принят согласно нормалям равным
7 = —10°.

2.	Угол наклона режущей кромки к оказывает некоторое влия-
ние на высоту неровностей за счет изменения условий царапания
отходящей стружкой обработанной поверхности, но при его значе-
ниях 10—20° получается наименьшая высота неровностей и разброс
точек; поэтому он принят К = 10°, согласно нормалям инструмента.

3.	Задний угол, имеющий оптимальное значение, также обес-
печивает наименьшую высоту неровностей,поэтому он принят при
составлении руководящих материалов оптимальным.

4.	Величина износа инструмента при разработке руководящих
материалов принята а<4),6 мму так как в результате исследований
не обнаружено увеличения высоты неровностей при износе по
задней грани до этой величины.

5.	Биение резцовой головки оказывает существенное влияние
на высоту неровностей, и в руководящих материалах принято его
№ по пор.	Исследуемые факторы	Влияние технологических факторов на			
		Н расчет- ную	Н факти- ческую	величину рассеи- вания	разница расчетной и факти- ческой ве- личины Н
1	Диаметр резовой головки	0	0	0	0
2	Влияние работы резцов, расположенных со стороны противоположной подаче . .	—		не иссле-		
3	Увеличение радиуса при вершине резца ... ....		0	довалось  То же	+
4	Увеличение вспомогатель- ного угла		—J—	0			—
5	Увеличение главного угла в плане 		** 1 *	0	*	
6	Увеличение подачи s2 . .	-|-	0		—
7	Увеличение угла наклона режущей кромки 		0	—	»	0
8	Увеличение переднего угла	0	+	-р-	0
9	Увеличение заднего угла	0	—	—	1	0
10	Увеличение затупления ин- струмента сверх 0,6 мм . .	0			0
11	Увеличение глубины сни- маемого слоя		0	0	0	0
12	Увеличение глубины реза- ния 		0	0	0	0
13	Увеличение скорости ре- зания 		0	—		0
14	Увеличение количества резцов в головке 		0	о		0
15	Увеличение биения резцо- вой головки 				—1_	
16	Обрабатываемый материал	0	н—	Ч—	"Ь ““
17	Материал твердого сплава резцов 		0	—j— —	4—	+—
18	Влияние удаления расстоя- ния промеров от плоскости, проходящей через центр рез- цовой головки в направле- нии подачи 				0	0
19	Нмакс. поп.	макс. пр. • •	0	"1“	0	0
	Условны  0 — не влияет на величин (4-) — увеличивает величин (—) — уменьшает величину	е о б о з н  у микроне у микроне] микронеро	а ч е н и я:  ровностей; эовностей; вностей.		
значение не больше 0,06 мм, так как при увеличении биения резко
растет высота неровностей и снижается стойкость фрезы.

6.	Материалом инструмента принят твердый сплав Т15К6, так
как ни по условиям производительности, пи по чистоте поверх-
ности нецелесообразно при чистовом торцевом фрезеровании при-
менять твердые сплавы Т5К10 и ВК8. Поэтому изменение марки
твердого сплава в руководящих материалах предусмотрено коэфи-
циентом.

7.	Смещение шагов подач учесть в руководящих материалах
не представляется возможным, так как в процессе работы при из-
носе инструмента величина смещения шагов подач меняется. Это
обстоятельство является одной из причин отсутствия закономерно-
сти между высотой неровностей и подачей $^<Ч),32 мм/зуб. Руково-
дящие материалы учитывают этот фактор путем построения кривой
Нмакс.= по максимальному значению точек высот неровностей.

8.	Руководящие материалы построены из расчета нормаль-
ного торцевого фрезерования с участием резцов, расположенных
с противоположной стороны направлению подачи.

Обрабатываемый материал оказывает влияние на высоту неров-
ностей, но, как показали исследования, максимальные значения
высоты неровностей получаются при обработке Ст. 6. При обра?
ботке Ст. 3 максимальная высота неровностей уменьшается на
10,3%, стали 12ХНЗА — на 7,8% и стали ОХН1М — на 18%.
Относительная вероятность получения поверхности с меньшей вы-
сотой неровностей у Ст. 3 и ОХН1М больше в 1,5 раза, чем у
стали 12ХНЗА и в 3,3 раза больше, чем у Ст. 6.

Максимальный разброс точек высоты неровностей происходит
при обработке стали ОХН1М, затем следует Ст. 3 и 12ХНЗА.
Обработка Ст. 6 обеспечивает минимальный разброс точек.

Несмотря на разное влияние свойств вышеуказанных сталей на
высоту неровностей, в руководящих материалах принята для
них одна и та же кривая определения //макс., так как минимальные
значения Нмакс. для сталей Ст. 3 и 12ХНЗА расходятся со значе-
ниями для Ст. 6 всего на 7—10%, а стали ОХН1М на 18%посрав-
нению со Ст. 6. Таким образом, нецелесообразно создавать для
каждой стали свои руководящие материалы при таком небольшом
расхождении Нма]<с.

9.	Вспомогательный угол в плане при его значениях ср = 0°
несколько уменьшает высоту неровностей при работе со скоростями
резания о<Д8 м/мин. Это обстоятельство учтено во вновь созда-
ваемых руководящих материалах.

10.	Скорость резания не оказывает влияния на расчетную вы-
соту неровностей, а между тем, как показали результаты экспери-
ментов, она является одним из основных факторов, влияющих на
фактическую высоту неровностей.

Данные о высоте неровностей, определяемые по руководящим
материалам, соответствуют высоте неровностей в плоскости, про:
ходящей через центр резцовой головки в направлении подачи.
Таким образом, в руководящих материалах нашли непосред-
ственное отражение скорость резания и вспомогательный угол
в плане = 0°. Материал инструмента, биение резцовой головки,
величина износа инструмента, место оценки высоты неровностей —
отражены в руководящих материалах в примечаниях.

Влияние обрабатываемого материала и смещение шагов подач
учтено при построении кривой //маКс. = /(^)- Значения углов перед-

Фиг. 77. Зависимость высоты микроверовностей от скорости резания при торце-
вом фрезеровании сталей Ст. 6 и 3, и 12ХНЗА, и ОХН1М:

1 — при с?! > О; 2 — при	= о.

него и заднего и угла наклона режущей кромки приняты опти-
мальными и предусмотрены нормалями и рабочими чертежами
инструмента.

Руководящие материалы оформлены в виде графика (фиг. 77),
на котором нанесены две кривые //макс. = /(0, одна из которых от-
носится к значениям вспомогательного угла ср^>Оэ, а другая со-
ответствует = 0°. Как видно из графика, кривая Нмакс. = /(0
при = 0° дает меньшие значения высоты неровностей при ско-
ростях резания с><^98 м^мин, при больших скоростях резания зна-
чения обеих кривых совпадают. Обе кривые Ямакс. = /(^) ПРИ
и при <рх = 0° имеют один характер при скоростях резания
v > 98 м/мин и другой — при скоростях резания f < 98 м/мин.

Зависимость высоты неровностей при скорости резания иср^О®
может быть выражена формулой:

Г_7	__ _£_

'' макс. ~	,

VQ
	со to to no о co оо -ч	NO tO NO tO о о o;	N0 ГО го —*  Ю — О CD	S 4 0 '0 G W to >- О CD 00 -4	CD СЛ 4^ CO	NO —	№ по пор. 		
	Ст. 3  Ст. 40  Ст. 5  Ст. 35	Ct. oo  Ct. 40  Ct. 3  Ct. 35	со  СО ел 00 со ел ££ ел ел —J *-1 ►—4 ^3	О	ООО	О	O<-\ о о о  СО	Н	СО	СО	н	Н	Н	со	>4 Н	Ч	Н	ИЧН	4	СОСО  CD	'	СЛ	СЛ	’		'	СЛ	.7	•	.	.	.	.	CD СЛ  ^О^^ООО^О^СЛ^	СО со со £	Материал детали	
	ю — — ю О — Сл Сл о о о о	03 — — G. СЛ СЛ СЛ C о о с с	to со ю to о о о о о о о о	to to to to — to to to to co CO co	to	co	co	to	co to  СЛСЛОООООООСЛОО	СЛ	с	о	о	оо  оооослоооосоо	о	о	о	о	о о	Диаметр головки	
	х d d оз  z: oi ui  ОС	QO  CT> CD	со 0 0 tn dtodx? т	w	сл	Я	сл	ел	сл  х	х	Я	оо	X	X  СТ)	О	О	CD	CD		сс^^сз^ззоз^цзспотсз	езцзшл	я со  Я ел Сл X . с* Я Я £ Я Я Я Я	я ~  OO^^OO^QOQO^OQOOOOOO	оо ОС ОС со	00 оо  О CD	О	CD	Марка твердого сплава	
	X О о Ю	4* — CD NO	оо to 00 ОС	0000004*000000 О 4^ to ГО	О NO N0 00	NO О	Количество резцов	
- 4^ 0 — — сл о to NO С О О		— to  CD О — ОС  X oo Ch 4*	и—*	> *  О СО СО со  CD to CD 4*	—	to — to to — — —	co to —	—	—  О 00 О to 00 4* О СЛ Ю >4 oo to	CO	4*	О	—	4*	to  OOOOOOCDOOOOCOOO	О	4*	О	tO	00	-4	п об/мин.	Режим работы
	— to  D) СЛ 00 00 j3 СЛ on to	01 to CO *4 О о о о	— оз co ел 03 ОО о -	— — — — — —	—	NO	— — № —	to  О С СЛ — О tO *4 OO -4 О О CD	СЛ	N	W	№	CD	О  ооооо-чооокосю^з	о	4*	to	о	о	о	s„ мм!мин У\	1	
	0,15 0,06 0,035 0 075	о о о с  — го о с 4* 4* -Ч	0,05 0,11 0,025 0,15	oooooooooooo	с	о	о о	о	о  О — ОО — 0>000 — ОО	С	—	NO—	—	—  OJ*OOO*-lO-0CD	~Ч -Ч	~Ч	— СО	О	CD  СО	4*	О	4* “Ч	sz мм!зуб	
	— to  О 01 co co  D Ql	О	-м ел О *4  4* — to се	CD CD CD 00  О OO О 4-	—	—	со — —  00 CD ГО -о -Ч ел CD О *4 ОО CD О	00	03	00	~Ч	4*	Ч  СЛОСЛСл00ОС04*СЛО4мГ0	О	CD	4*	О	СЛ	О  -о О	to	и м[мин	
	20,05  7,09  8,99  94 93	24,7  20,8  26,51  96 07	— -- 7	  23,75 24,55 18,05 36,1	ГО	—	—	tO	NO	—	to	to	to	to	to	—	—	to	—	CD —  to	4*	co	CD	О	CO	to	to	CD	Си	СЛ	СЛ	00	СЛ	4*	*4	<D4*  0	CO	-	*O	—	00	to	oo	СЛ	4*	с	о	ел	co	ел	to	to 00  to to — 4* 4* -О —	СЛ — 00 to	CO 4*	№	фактическое	-ri g
t  t	1	1  24,86  7,0  11,5  96 9	25,85  20  27  96 Q5	to to to to  СЛ CO СП co  СЛ CD СЛ to ел	to to — to to — to to to to to	—	—	to	to	co	to  СЛ4*СЛСТСОСО-Ч100СЛ-'4СЛ	О	СП	СЛ	CD	—	СЛ  ОО О СЛ 4* ОО "О СЛ CD — 00 СЛ СЛ	ч	4к	W	Д	03	00  сл	ел	оо	ел о»	нормативное с уче- том материала инструмента	
			Биение 0.15 мм	Биение до 0,25 мм Притупление 0,7—1,0 мм Биение до 0,2 мм	Примечание	

Таблица 22
где //макс. — высота неровностей в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи; с = 112,4 при

98 м/мин и с = 7850 при у>98 м/мин; q = 0,36 при
v<98 м!мин и q ~ 1,29 при с»>98 м)мин.

Проверка руководящих материалов была произведена на 30
производственных деталях непосредственно в цеховых условиях.
Результаты проверки приведены в табл. 22.

Как видно из этой таблицы, все точки кривой соответствуют
руководящим материалам, за исключением трех. Значения этих
трех точек выпали из общей закономерности, так как биение рез-
цовой головки в этом случае превышало биение, предусмотренное
руководящими материалами, т. е. 0,06 мм.

На основании изложенного, можно рекомендовать руководящие
материалы к использованию в производственных условиях.

Выводы

На основании проведенных теоретических и эксперименталь-
ных исследований:

1.	Установлено, что основной причиной разницы между фак-
тической и расчетной высотой неровностей является не пластиче-
ская деформация, как это принято считать, а трение поверхностей,
находящихся в контакте. Это положение обосновано литератур-
ными данными с точки зрения физической сущности процессов
резания. Проведенные исследования при торцевом фрезеровании
четырех марок сталей подтвердили вывод, сделанный на основа-
нии литературных данных. В частности, влияние заднего угла,
характера износа инструмента, переднего угла и т.д. подтвердили
влияние трения поверхностей контакта на микрогеометрию инстру-
мента.

2.	Дано объяснение физической сущности влияния отдельных
технологических факторов на микрогеометрию поверхности (по-
дача, радиус закруглений вершины резца, глубина резания, пе-
редний угол, скорость резания и т. д.).

3.	Выявлены и объяснены новые, не освещенные в литературе
явления, возникающие в процессе торцевого фрезерования:

1)	поверхность, полученная после торцевого фрезерования, не
является прямолинейной, а имеет выпуклость, обращенную к фрезе,
вследствие чего высота неровностей является максимальной в пло-
скости, проходящей через центр резцовой головки в направлении
подачи;

2)	разница между высотой неровностей в плоскости, проходя-
щей через цейтр резцовой головки в направлении подачи и удален-
ной от нее, уменьшается при торцевом фрезеровании резцовыми
головками большего диаметра;

3)	при перемещении резцовой головки относительно изделия
резца, расположенные с противоположной стороны подачи, не по-
падают в прежний шаг подач, а срезают вершинки гребешков
неровностей. В этом случае вместо одной вершинки возникают две
и шаг между ними меньше величины подачи. Это явление названо
автором «смещением шагов подач». Теоретически при этом высота
неровностей должна уменьшаться, а фактически увеличивается,
вследствие увеличения вибраций и работы этих резцов по поверх-
ностному слою, получившему наклеп от работы резцов, снимающих
основной припуск;

4)	смещение шагов в прямом смысле оказывает влияние только
на расстояния Б от плоскости, проходящей через центр резцовой
головки в направлении подачи. На участках, лежащих вне преде-
лов величины Бу микрогеометрия поверхности будет, конечно,
изменяться, но в данном случае это является не смещением шагов
подач, а влиянием вспомогательного угла в плане резцов, распо-
ложенных с противоположной стороны подачи;

5)	доказано отсутствие влияния на микрогеометрию главного-
и вспомогательного углов в плане, радиуса при вершине резца,
подачи §г<0»32 мм/зуб. Отсутствие влияния подачи на высоту не-
ровностей должно способствовать повышению производительности;

6)	выведены новые формулы для определения расчетной высоты
неровностей при торцевом фрезеровании-;

7)	доказано влияние смещения шагов подач на расчетную и
фактическую высоты неровностей;

8)	экспериментально доказано, что смещение шагов подач в
процессе износа инструмента меняется и вызывает при торцевом
фрезеровании больший разброс точек высоты неровностей, чем
при точении.

4.	При чистовом фрезеровании твердосплавным инструмен-
том износ по задней грани инструмента допустим до а = 0,6 мм,
так как высота неровностей заметно не возрастает при таком из-
носе. Это обстоятельство имеет большое значение. В практике
работы завода в ряде руководящих материалов установлено, что
при чистовой обработке износ инструмента по задней грани не
допускается сверх а = 0,2 мм.

5.	Выявлен и объяснен метод работы, обеспечивающий умень-
шение высоты неровностей и повышение производительности за
счет исключения из работы резцов, расположенных с противо-
положной стороны направлению подачи.

6.	Доказано, что при торцевом фрезеровании поперечные ше-
роховатости больше продольных в плоскости, проходящей через
центр резцовой головки в направлении подачи.

7.	Доказано большое влияние биения резцовой головки на
высоту неровностей и обоснована целесообразность работы одно-
зубой фрезой для обеспечения наименьшей высоты неровностей.

8.	Установлено некоторое уменьшение высоты неровностей
при работе со скоростями резания v = 98 м/мин при вспомога-
тельном угле в плане = 0°.

9.	Доказано влияние заднего угла в плане на высоту неров-
ностей.
10.	Выявлено влияние материала инструмента на чистоту
поверхности.

11.	Объяснена физическая сущность изменения высоты не-
ровностей при работе с разными задними углами и разным изно-
сом по задней грани.

12.	Разработаны руководящие материалы, разрешающие тех-
нологу Выбрать режим резания и геометрию инструмента в за-
висимости от заданного на чертеже класса обработки деталей для
сталей Ст. 3 и 6, 12ХНЗА и 0ХН1М.
ПРИЛОЖЕНИЕ

ОБРАЗЦЫ ГРАФИКОВ ДЛЯ ОФОРМЛЕНИЯ РУКОВОДЯЩИХ МАТЕРИАЛОВ



РаэряОб/
vucmomAt

66

055-

OJ-

7a

75

7(ламс>Р 77ск,(^
77,2 y2,5
70,8 - -2/7

9,0-2/

A

0/7-

о/

V

/Л

7,2-

0,08-

0,2-

0,07-

6,3-

5,8

7,3

//

0,75-

0,06-

0,71

0,05

^-70

г/20 г'""

-750

-_/OO.

-750

-760

-770

-780

-700

-200

-270

-220

-250

-200
^250

0,5

-0,6

-0,7

-0,8

-0,0

0/21

66

Фиг. 1. График для определения чистоты поверхности при
тонком точении чугуна (по С. П. Семенову).

— ——------------------------------------------------J.	........................ .	' »

Класс

О 7а О О 5а	55 5

Фиг. 2. Способ оценки микрогеометрии
поверхности при различных режимах
резания (по П. Е. Дьяченко),
Фиг. 3. График для определения чистоты поверхности при токарной обработке стали (по А. И. Исаеву).
ЛИТЕРАТУРА

1.	М. Н. Л а р и н, д-р техн, наук, проф., Основы фрезерования,
Машгиз, 1947.

2.	Д. Г. Б е л е ц к и й, канд. техн, наук, Тонкое точение, Обо-
ронгиз, 1946.

3.	В. А. Б а р у н, Тонкое точение и фрезерование, Машгиз, 1947.

4.	Н. Ф. Логачев, Высокопроизводительное фрезерование, Маш-
гиз, 1946.

5.	Г. Ш м а л ь ц, проф., Качество поверхности, Машгиз, 1941.

6.	А. И. Каширин, д-р техн, наук, проф., О качестве поверх-
ности деталей машин, Машгиз, 1947.

7.	П. Е. Дьяченко, д-р техн, наук, проф., Исследование зависи-
мости микрогеометрии поверхности от условий механической обработки, Из-
дательство АН СССР, 1949.

8.	А. А. М а г а л и н, канд. техн, наук, Применение в промышлен-
ности нового стандарта чистоты поверхности, Машгиз, 1949.

9.	В. А. С к р а г а н, канд. техн, наук, Тонкая обточка в серийном
машиностроении, Машгиз, 1947.

10.	А. И. К а ш и р и н, д-р техн, паук, проф., Механизм образова-
ния поверхности при обработке режущим инструментом, Машгиз, 1949.

11.	А. А. М а т а л и н, канд. техн, наук, Погрешности измерения
двойным микроскопом Линника при оценке поверхностей, обработанных
различными методами и минимально необходимое число замеров, Машгиз,
1949.

12.	А. И. Исаев, канд. техн, наук, Влияние технологических факто-
ров на качество поверхности, Машгиз, 1949.

13.	С. П. С е м е н о в, канд. техн, наук, Номографическое определе-
ние микрогеометрических характеристик при тонком точении стали и чугуна,
Машгиз, 1949.

14.	А. А. М а т а л и н, канд. техн, наук, Шероховатость поверхности
деталей в приборостроении, Машгиз, 1949.

15.	Л. К. Кучм а, инж., Экспериментальное исследование вибраций
при резании на токарном станке, Машгиз, 1948.

16.	А. П. Соколовский, д-р техн, наук, проф., Жесткость в техно-
логии машиностроения, Машгиз, 1946.

17.	П. Е. Дьяченко, д-р техн, наук, проф.,Влияние наклепа металла
на микрогеометрию обработанной поверхности. Доклад на 2-й научно-техниче-
ской сессии по качеству поверхности 22—28 апреля, Машгиз, 1948.

18.	П. Е. Д ь я ч е н к о, д-р техн, наук, проф., Методы оценки чистоты
поверхности режущего инструмента. Доклад на 2-й научно-технической
сессии по качеству поверхности 22—28 апреля 1948.

19.	И. С. Штейнберг, канд. техн, наук, О качестве поверхностного
слоя стали, обработанной точением и скоростным фрезерованием. Доклад на
2-й научно-технической сессии по качеству поверхности 22—28 апреля 1948.

20.	Э. И. Ф е л ь д ш т е й н, канд. техн, наук, Влияние режима терми-
ческой обработки и микроструктуры стали на чистоту обработанной поверх-
ности. Доклад на 2-й научно-технической сессии по качеству поверхности 22—
28 апреля 1948.

21.	А. Я. Малки н, канд. техн, наук, Опыт составления руководя-
щих материалов по чистоте поверхности деталей машин в связи с внедрением
ГОСТ 2789-45. Доклад на 2-й научно-технической сессии по качеству поверх-
ности 22—28 апреля 1948.

22.	Э. А. С а те л ь, д-р техн, наук, Проблема качества поверхностного
слоя деталей машин в машиностроении и работа комиссии по качеству поверх-
ности, Машгиз, 1950.

23.	П. Е. Д ь я ч е н к о, д-р техн, наук, проф., Волнистость обрабо-
танной поверхности, Машгиз, 1950.

24.	М. В. К а с ь я н, д-р техн, наук, проф., Некоторые особенности
качества поверхности при скоростном точении, Машгиз, 1950.

25.	С. А. Поликарпов, канд. техн, наук, Зависимость профиля
обработанной поверхности от режима точения и строгания. Доклад на научно-
технической конференции по качеству поверхности 23—27 мая 1949.

26.	А. М. Ас к и н а з и, инж., Качество поверхности при чистовом
точении стали в связи с износом режущей части резца. Доклад на научно-
технической конференции по качеству поверхности 23—27 мая 1949.

27.	М. О. Якобсон, канд. техн, наук, Чистота поверхности режу-
щих инструментов. Доклад на научно-технической конференции по качеству
поверхности 23—27 мая 1949.

28.	И. С. Штейнберг, канд. техн, наук, Влияние режимов реза-
ния, геометрии резца и состояния обрабатываемого металла на качество
обработанной поверхности, Машгиз, 1950.

29.	Д. Г. Б е л е ц к и й, канд. техн, наук, Опыт внедрения ГОСТ на
чистоту поверхности в гидромашиностроении, Машгиз, 1950.

30.	Н. П. Сл а в и н а, Микротвердость, как метод исследования
поверхностного слоя металла. Доклад на научно-технической конферен-
ции по качеству поверхности 23—27 мая 1949.

31.	М. М. Тененбаум, инж., Микрогеометрия и износ поверх-
ностей трения, Машгиз, 1950.

32.	А. И. Исаев, канд. техн, наук, Исследование микрогеомет-
рии поверхности при обработке конструкционных сталей.

33.	В. Д. Кузнецов, д-р физ.-мат. наук, проф., Физика твердого
тела, том III, Томск, 1944.

34.	А. А. М а т а л и н, канд. техн, наук, Порядок подготовки к переходу
завода на работу по новому стандарту чистоты ГОСТ 2789-45, Машгиз, 1950.

35.	А. П. Соколовский, д-р техн, наук, проф., Роль скоростного
резания металлов в технологии машиностроения, Машгиз, 1948.

36.	А. В. Щеголев, канд. техн, наук, Современное состояние ско-
ростного фрезерования, Машгиз, 1948.

37.	А. М. Вульф, канд. техн, наук, А. М. Ш и ф р и н, инж., Ско-
ростное точение, Машгиз, 1948.

38.	В. А. К р и в о у х о в, д-р техн, наук, проф., Трансскоростное ре-
зание металлов и условия его осуществления, Машгиз, 1948.

39.	Б. 3. Левин, инж., Марки твердых сплавов и выбор их для
скоростной обработки, Машгиз, 1948.

40.	Скоростные методы обработки металлов (опыт московских заводов),
Машгиз, 1949.

41.	В. В. К у в ш и н с к и й, Качество поверхности в связи с износом
резцов при скоростном точении стали, Автореферат, 1949.

42.	Д. Г. Б е л е ц к и й, канд. техн, наук, Микрогеометрия поверхности
при токарной обработке, Машгиз, 1947.

43.	А. И. Исаев, Процесс образования поверхностного слоя при об-
работке металлов резанием, Машгиз, 1950.

44.	П. П. Г р у д о в, канд. техн, наук и С. И. Волков, инж., Выбор
марки твердого сплава для фрезерования сталей, «Станки и инструмент» № 2,
1948.

45.	Машиностроение, энциклопедический справочник, том 1,2, Машгиз,
1949.

46.	А. Н. Е р е м и н, канд. техн, наук, Автореферат работы «Деформа-
ция, сила, твердость и чистота поверхности в процессе резания», Томск,
1949.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр-

Предисловие .....................................................

Глава I. Образование микронеровностей на обрабатываемой поверхности. 7

1.	Состояние вопроса.........................•........................ 7

2.	Расчетная величина неровностей.................................... В’

3.	Влияние шероховатостей лезвия IIл на микрогеометрию поверхности 9

4.	Влияние упругого восстановления металла на микрогеометрию по-
верхности ...................................................... -	Н

5.	Влияние на микрогеометрию поверхности доли высоты неровностей*,
создаваемой царапанием обработанной поверхности отходящей
стружкой..........................................................12

6.	Влияние жесткости системы станок—изделие—инструмент на микро-
геометрию поверхности.............................................14

7.	Влияние пластической деформации на микрогеометрию поверхности
и физическая сущность явлений.........................................15

Влияние скорости резания на усадку стружки, глубину наклепа и
микрогеометрию обрабатываемой поверхности.................. 15-

Влияние подачи на усадку стружки, глубину наклепа и микрогео-
метрию обрабатываемой поверхности.............«..............16

Влияние глубины резания на усадку стружки, глубину наклепа и
микрогеометрию обрабатываемой поверхности....................17

Влияние радиуса закругления вершины резца на усадку стружки и
микрогеометрию обрабатываемой поверхности....................18

Влияние переднего угла на усадку стружки, глубину наклепа и мик-
рогеометрию поверхности...................................   18

Влияние структуры и свойств обрабатываемого материала на пла-
стические деформации и микрогсометрию поверхности............19

Общие выводы...............................................*. . . 22

8.	Создание руководящих материалов для получения необходимой ми-
крогеометрии поверхности............................................  31

Глава II. Влияние технологических факторов при торцевом фрезерова-
нии на микрогеометрию поверхности..................................34

1.	Определение расчетной высоты микронеровностей обрабатываемой по-
верхности ............................................................34

2.	Методика исследований .....	. .............................58

3.	Влияние степени притупления инструмента на высоту микронеровностей	55

4.	Влияние изменения заднего угла на высоту микронеровностей	//макс.	51

5.	Влияние переднего угла на высоту неровностей //макс:...............67

6.	Влияние вспомогательного угла в плане на высоту неровностей
//макс..............................................................  79

7.	Влияние главного угла в плане на высоту микронеровностей //макс. 77

8.	Влияние угла наклона режущей кромки на высоту неровностей Н макс. 78

9.	Влияние радиуса закругления вершины резца на высоту неровно-
стей //макс.........................................................  89

10.	Влияние количества резцов в резцовой головке на высоту неровно-
стей //макс..............................................-	... 84

И.	Влияние биения резцовой головки на высоту неровностей //макс . . 87
Глава ПI. Геометрия обрабатываемой поверхности,полученная после тор-
цевого фрезерования..............................................  89

1.	Влияние расстояния от плоскости, проходящей через центр резцовой
головки в направлении подачи, на высоту микронеровностей .... 89

2.	Влияние диаметра резцовой головки на высоту микронеровностей . . 92

3.	Влияние работы резцов, расположенных с противоположной стороны
направлению подачи, на высоту неровностей //макс..................93*

4.	Изменение продольных и поперечных шероховатостей при работе с
разными скоростями резания и подачами.............................99*

Глава IV. Влияние режимов резания и материала инструмента на высоту
неровностей //макс. . . .........................................103»

1.	Влияние подачи на высоту неровностей..........................103*

2.	Влияние скорости резания на высоту неровностей //макс..........114

3.	Влияние глубины резания на высоту неровностей //макс.  ........121

4.	Влияние глубины снимаемого слоя на высоту неровностей //макс . . 12Z

5.	Влияние материала инструмента на высоту неровностей //макс . . .122:

Глава V. Разработка руководящих материалов по выбору технологических
факторов в зависимости от класса чистоты поверхности при торцевом
фрезеровании сталей ............................................ 126*

Выводы................................................................131

Приложение............................................................134

Литература.........................................................  136»
Технический редактор Н. А. Дугина
Корректор Г, А, С арафанникова

НС45185- Заказ № 93.

Сдано в производство 13/VIII—51 г.

Подписано к печати 25/Х—51 г.

Уч.-изд. л. 8,68. Печ. лист.8,75,
Бум. л. 4,38. Формат бумаги 60х92х/1в*
Индекс 4—3. Тираж 4000. Номинал по
прейскуранту 1952 г, 4 р, 35 к.

5-я типография Роспалигпафиздата
при Совете Министров РСФСР.

Свердловск, ул. имени Ленина, 49ф