Резание металлов и режущий инструмент - Аршинов В.А., Алексеев Г.А.

Author: Аршинов В.А. Алексеев Г.А.

Tags: общее машиностроение технология машиностроения металлорежущие станки металлические конструкции металлы режущие инструменты

Year: 1968

Similar

Резание металлов и режущий инструмент

Резание металлов

Сборник задач и примеров по резанию металлов и режущему инструменту: Учебное пособие

Сборник задач и примеров по резанию металлов и режущему инструменту

Text

3. А А РШ И Н ОВ. Г. А. АЛЕКСЕЕВ
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
и
Chipmaker.ru
В. А. АРШИНОВ
канд. техн, наук
Г. А. АЛЕКСЕЕВ
инженер
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
И РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ
Издание 2-е
переработанное и дополненное
Допущено Министерством высшего и среднего
специального образования СССР
в качестве учебника для машиностроительных технику
УДК 621. 9. 02. (0,75.3)
Резание металлов и режущий инструмент. Аршинов В. А.
и Алексеев Г. А. М., «Машиностроение», 1967, 500 стр.
В книге изложены основы учения о резании металлов и метал-
лорежущих инструментах. Рассмотрены геометрия режущей
части инструмента и срезаемого слоя, стружкообразование, силы,
действующие в процессе резания, износ и стойкость режущего
инструмента, приведена методика выбора элементов режима
резания, а также расчета и конструирования всех основных видов
режущего инструмента.
Книга предназначена в качестве учебника для учащихся
машиностроительных техникумов. Табл. 39, илл. 394, библ.
149 назв.
Рецензент инж. Я. Б. Майзлиш
3-12-4
22-67
ОТ АВТОРОВ
По наиболее массовым специальностям машиностроительных
техникумов, таким, как обработка металлов резанием, металлоре-
жущие станки7 и автоматические линии, монтаж и ремонт металло-
обрабатывающих станков и др., учебным планом предусматривает-
ся объединенный предмет «Резание металлов и режущий инстру-
мент», по которому и написана данная книга.
В курсе «Резание металлов и режущий инструмент» рассмат-
риваются следующие основные вопросы:
1) геометрические элементы режущей части металлорежущих
инструментов;
2) свойства материалов, из которых изготовляется режущий
инструмент;
3) геометрические элементы срезаемого слоя;
4) физические основы процесса резания;
5) силы, возникающие при резании металлов и действующие
на систему станок — приспособление — инструмент — деталь;
6) износ инструмента, стойкость и скорость резания, допус-
каемая его режущими свойствами;
7) элементы конструкции режущего инструмента и основные
данные для его проектирования.
Материал курса «Резание металлов и режущий инструмент»
является базой для дальнейшего успешного изучения таких пред-
метов, как «Металлорежущие станки» и «Технология машиностро-
ения».
Порядок расположения материала в книге принят согласно
установившейся практике чтения курса и программе, утвержден-
ной учебно-методическим управлением по средним специальным
учебным заведениям Министерства высшего и среднего специаль-
ного образования СССР.
1
з
Материал, напечатанный мелким шрифтом, может быть ис-
пользован учащимися для более глубокого изучения соответствую-
щих разделов курса.
Авторы, учтя замечания, высказанные по ранее написанным
ими учебным пособиям, переработали отдельные главы и допол-
нили их новыми материалами как в свете последних достижений
науки и техники, так и в связи с изменениями ГОСТов и нормалей,
действующих в промышленности. Данное (второе) издание книги
выходит как учебник, в связи с чем часть материала дается в со-
кращенном виде, а некоторые вопросы (как второстепенные или
рассматриваемые в других предметах) опущены совсем.
Все пожелания и предложения, касающиеся содержания дан-
ного учебника, просим направлять в издательство.
В. А. АРШИНОВ
и Г. А. АЛЕКСЕЕВ
ВВЕДЕНИЕ
Металлические детали машин, приборов и других изделий
получают литьем жидкого металла в формы, обработкой давлением
(прокаткой, ковкой, штамповкой), электрофизическими и электрохи-
мическими методами, а также резанием.
Процесс резания металлов заключается в снятии с заготовки1
определенного слоя металла для получения из нее детали необхо-
димой формы и размеров с соответствующим качеством обрабо-
танных поверхностей.
4 Резание металлов на заре развития техники осуществлялось
посредством простейших ручных режущих инструментов. Неко-
торые из них, например, слесарный напильник, граверный штихель,
абразивный брусок, сохранились до наших дней и мало измени-
лись. Постепенно с развитием культуры и техники мускульная
работа человека заменялась работой специальных машин — метал-|
лорежущих станков.
Металлорежущий инструмент (орудие труда) — это часть ме-
таллорежущего станка, воздействующая в процессе резания непо-
средственно на заготовку, из которой должна быть получена го-
товая деталь.
В настоящее время доля обработки металлов резанием в ма-
шиностроении составляет около 35% и, следовательно, оказыва-
ет решающее влияние на темпы развития машиностроения.
Процесс резания металлов, сопровождающийся деформация-
ми сжатия, растяжения, сдвига, большим трением и тепловыде-
лением, имеет свои закономерности, изучение которых необходи-
мо для того, чтобы сделать этот процесс более производитель-
ным и экономичным.
Впервые глубоко изучили теоретически и экспериментально
ряд основных вопросов резания металлов русские исследовате-
ли: И. А. Тиме (18б8—1869 гг.), К. А. Зворыкин (1892 г.),
А. А. Брике (1896 г.), Я. Г Усачев (1912—1914 гг.). Их по праву
можно назвать основоположниками науки о резании металлов.
Благоприятные условия для развития науки, созданные в на-
шей стране после победы Великой Октябрьской социалистичес-
кой революции, позволили наиболее широко, глубоко и научно
обоснованно провести изучение всех проблем и вопросов, относя-
щихся к сложному процессу резания металлов. Поэтому, если
5
основоположниками передовой науки о резании металлов были
русские дореволюционные исследователи, то создателями ее яв-
ляются советские ученые [1—6]. Советская наука развивает-
ся в тесном содружестве с производством. Значительный вклад
в решение основных проблем процессов резания, конструирования
и технологии изготовления режущего инструмента внесли также
инженеры, техники и новаторы производства.
Для развития науки о резании металлов и режущем инстру-
менте необходимо: дальнейшее исследование физических основ
процесса резания; изыскание новых дешевых, износостойких и
прочных материалов для изготовления режущей части инструмен-
та; совершенствование существующих конструкций и создание
новых видов высокопроизводительного режущего инструмента;
широкое внедрение поточных методов производства инструмента
и улучшение его качества; повышение производительности и
экономичности процесса резания вследствие уменьшения не толь-
ко машинного, но и вспомогательного времени, затрачиваемого
на обработку; изучение, обобщение, дальнейшее развитие и ши-
рокое внедрение в промышленность высокопроизводительных
методов труда новаторов производства; разработка передовых
нормативов по режимам резания и т. д.
ГОСТом 9867—61 введена «Международная система единиц»
(СИ) как предпочтительная во всех областях науки, техники,
народного хозяйства, а также при преподавании. В данном учеб-
нике физические единицы измерения даны в системе МКС с уче-
том коэффициентов переходов1 в систему СИ (например, 1 кГ =
9,80665 н, 1 кГсм = 0,09806 нм, 1 кПсм2 — 98066,5 н!м2).
1 См. М. Г Богуславский, П. П. Кремлевский и др. Таб-
лицы перевода единиц измерения. М., Стандартгиз, 1963.
Раздел
I
Глава
I
МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
И ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К НИМ
Чтобы срезать с заготовки некоторый слой, необходимо режу-
щий инструмент внедрить в металл, что можно осуществить
приложением соответствующей силы и при условии, если твер-
дость инструмента (при достаточной его прочности) будет больше
твердости обрабатываемого металла. При дальнейшем относи-
тельном перемещении инструмента и заготовки, т. е. в процессе
резания, инструмент, особенно его режущая часть (непосредст-
венно соприкасающаяся с обрабатываемым металлом), подвер-
гается большим давлениям, трению и нагреву, что приводит к
износу режущего инструмента, а иногда и к полному его разру-
шению. Поэтому основными требованиями, предъявляемыми к
материалам, применяемым для изготовления режущего инстру-
мента, являются: 1) достаточная твердость и прочность; 2) изно-
состойкость при высокой температуре нагрева и в течение продол-
жительного времени.
Первое требование во многом определяется твердостью HRC
(HRA), пределом прочности при изгибе gU) пределом прочности
при сжатии ос и ударной вязкостью ан\ второе — достаточной
твердостью в нагретом состоянии до высоких температур — теп-
лостойкостью (красностойкостью).
Все материалы, применяемые для изготовления режущего ин-
струмента, можно разбить на следующие группы: 1) инструмен-
тальные углеродистые стали; 2) инструментальные легированные
стали; 3) быстрорежущие стали; 4) металлокерамические твердые
сплавы; 5) минералокерамические материалы; 6) алмазы; 7) кон-
струкционные стали; 8) абразивные материалы Ч
1 Абразивные материалы см, в гл. XXIX,
7
Инструментальные углеродистые стали. Углеродистые стали
служили основным материалом для изготовления режущего инст-
румента еще до 70-х годов прошлого века. Содержание углеро-
да в сталях, от величины которого во многом зависят свойства
стали, составляет 0,6—1,4%. Марки инструментальных углеро-
дистых сталей и их химический состав даны в ГОСТе 1435—54.
Температура
Рис. 1. Изменение твердости инструмен-
тальных и обрабатываемых материалов
в зависимости от температуры [65]:
1 — минералокерамика ЦМ-332; 2 — BK2; 3—
T30K4; 4—T15K6; 5 — ВК8; 6—T5K10; 7—
Р18; 8—У10; 9 — Р9; 10—40XHMA; 11 —
18ХГТ
После соответствующей
термической обработки эти
стали могут иметь твердость
HRC 58—64. Однако инстру-
мент из углеродистых инстру-
ментальных сталей при реза-
нии выдерживает температуру
нагрева лишь до 200—250° С.
При большей температуре на-
грева твердость инструмента
резко снижается (рис. 1, кри-
вая 8), и он быстро выходит
из строя.
Для изготовления металло-
режущего инструмента (для
некоторых типов метчиков и
зенкеров, обрабатывающих
мягкие металлы) и для дере-
вообр абатывающего и нстр у-
мента наибольшее применение
находят инструментальные уг-
леродистые стали марок У10А
и У12А. Для напильников ис-
пользуют сталь марки У13А.
Инструментальные легиро-
ванные стали. Режущую спо-
собность инструментальной уг-
леродистой стали можно повысить путем введения в нее легирую-
щих элементов — хрома, вольфрама, молибдена, ванадия и др.
Стали с такими добавками называются легированными. После
соответствующей термической обработки они выдерживают в про-
цессе резания температуру нагрева до 250—300° С, что дает воз-
можность инструменту, изготовленному из этих сталей, работать
на скоростях резания примерно в 1,2—1,4 раза больших по срав-
нению со скоростями резания, допускаемыми инструментом из ин-
струментальных углеродистых сталей. Химический состав инстру-
ментальных легированных сталей, их группы и марки устанавли-
ваются ГОСТом 5950—63.
Для изготовления режущего инструмента наибольшее примене-
ние находят стали: хромокремнистая 9ХС, хромовольфрамовая
ХВ5 и хромовольфрамомарганцовистая ХВГ.
8
Быстрорежущие стали. Если в стали будет 8,5—19% вольф-
рама и 3,8—4,6% хрома, то инструмент, изготовленный из такой
стали, выдерживает в процессе резания температуру нагрева до
600° С (см. рис. 1, кривые 7 и 9), не теряя при этом своих режу-
щих свойств. Такая сталь называется быстрорежущей. После пра-
вильной термической обработки инструмент из быстрорежущих
сталей имеет твердость HRC 62—65 и может работать на ско-
ростях резания, в 2—3 раза превышающих скорости, допускае-
мые инструментом, изготовленным из инструментальной углеро-
дистой стали.
Наиболее эффективными способами повышения твердости,
теплостойкости и, следовательно, износостойкости быстрорежу-
щих сталей являются: 1) увеличение в стали содержания ванадия;
2) дополнительное легирование быстрорежущей стали кобаль-
том [8]. z
Таблица 1
Химический состав быстрорежущих сталей в %
Марка стали Углерод — \ Вольфрам Хром Ванадий Кобальт
Р18 0,7—0,8 17,5—19,0 3,8—4,4 1,0—1,4
Р12 0,8—0,9 12—13 3,1—3,6 1,5—1,9 —
Р9 . . 0,85—0,95 8,5—10,0 3,8—4,4 2,0—2,6 —
Р6МЗ 0,85 —0,95 5,5—6,5 3,0—3,6 2,0—2,5 —
Р18Ф2. 0,85—0,95 17,5—19,0 3,8—4,4 1,8—2,4 —
Р9Ф5 . 1,4—1,5 9,0—10,5 3,8—4,4 4,3—5,1 -—
Р14Ф4. 1,2—1,3 13,0—14,5 4,0—4,6 3,4—4,1 —
Р9К5 0,9—1,0 9,0—10,5 3,8—4,4 2,0—2,6 5,0—6,0
Р9К10 . . 0,9—1,0 9,0—10,5 3,8—4,4 2,0—2,6 9,5—10,5
Р18К5Ф2 0,85-0,95 17,5—19 3,8—4,4 1,8—2,4 4,5—5,5
Р10К5Ф5 1,45—1,55 10,0—11,5 4,0—4,6 4,3—5,1 5,0—6,0
Примечание. Буква Р обозначает, , что сталь относится к группе
быстрорежущих; цифра, стоящая после буквы Р, показывает среднее содер-
жание вольфрама i в процентах; цифра после буквы К - - среднее содержание
кобальта; цифра после буквы Ф — среднее содержание ванадия; цифра после буквы М — среднее содержание молибдена.
В табл. 1 дается химический состав быстрорежущих сталей
по ГОСТу 9373—60. Марганца, кремния и никеля в быстрорежу-
щих сталях не более 0,4% каждого, молибдена не более 0,3—
0,5%, серы не более 0,03%, фосфора не более 0,03—0,035%.
При содержании в стали марок Р18 и Р9 молибдена более
0,3% содержание вольфрама снижается по сравнению с указан-
ным в табл. 1 на основании соотношения: 1% молибдена заменяет
2?о вольфрама; в этом случае к обозначению марки стали долж-
9
на добавляться буква М (Р18М или РЭМ). Содержание молибдена
допускается в сталях (кроме Р6МЗ) до 1%.
Сталь Р18 является основной быстрорежущей сталью, с кото-
рой обычно сравниваются все другие. Сталь Р9 относится к раз-
ряду низковольфрамовых быстрорежущих сталей. Количество
вольфрама в ней понижено в 2 раза по сравнению со сталью Р18,
а количество ванадия повышено, что делает эту сталь по режущим
свойствам равноценной стали Р18. Но она плохо поддается шли-
фованию, отделке, а потому сталь Р9 не рекомендуется для массо-
вого изготовления инструментов, особенно если операция шлифова-
ния трудоемкая (у шеверов, протяжек и др.).
Новые1 стали Р12 (вольфрамовая) и Р6МЗ (молибденовая)
близки по режущим свойствам к стали Р18, но экономичнее ста-
ли Р18 и технологичнее стали Р9. Эти стали обладают также
повышенной пластичностью в нагретом состоянии, а потому они
особенно эффективны при изготовлении инструмента методом пласти-
ческой деформации (например, сверл).
Ванадиевая сталь Р18Ф2 имеет несколько повышенную изно-
состойкость по сравнению со сталью Р18 за счет большего содер-
жания ванадия.
Стали марок Р18, Р12, Р9, Р6МЗ и Р18Ф2 относятся к сталям
нормальной производительности; другие стали, приведенные в
табл. 1, — к сталям повышенной производительности 2 [7, 8].
Ванадиевая сталь Р9Ф5 с увеличенным содержанием ванадия
и углерода имеет повышенную износостойкость (в 2—4 раза) по
сравнению со сталью Р18 и хорошо зарекомендовала себя при
изготовлении инструмента, работающего с малой скоростью и с
небольшой толщиной стружки (протяжки, развертки, метчики).
Сталь Р14Ф4 по режущим свойствам занимает промежуточ-
ное положение между сталями Р18Ф2 и Р9Ф5.
Кобальтовые стали Р9К5, Р9КЮ, Р18К5Ф2 и Р10К5Ф5 имеют
более высокую твердость, красностойкость и износостойкость
(в 2—3 раза) по сравнению со сталью Р18 и применяются в основ-
ном для инструментов, работающих с повышенными скоростями
резания (резцов, сверл, фрез).
Наиболее эффективно применение кобальтовых и ванадиевых
быстрорежущих сталей при обработке легированных сталей твердостью
НВ 300—350, а также при обработке жаропрочных сплавов и сталей.
Так как непосредственное резание производит режущая часть
инструмента, то нет необходимости делать инструмент целиком из
дорогостоящего материала. Поэтому при изготовлении резцов быст-
рорежущую сталь применяют в виде пластинок, навариваемых на
державку из обычной конструкционной стали. Форма и размер пла-
стинок стандартизованы ГОСТом 2379—44.
1 Введены в ГОСТ с 1 октября 1966 г.
2 Выдерживают температуру цагрева при резании до 700°С.
10 -
При изготовлении более сложного инструмента (сверл, развер-
ток, метчиков и др.) его делают сварным: рабочая часть из быст-
рорежущей стали, а нерабочая (хвостовая) — из менее дорогой
конструкционной стали (см., например, рис. 173).
Твердые сплавы. Твердые сплавы сохраняют относительно высокую
твердость при нагреве до температуры 800—900° С (см. рис. 1, кри-
вые 2—6). Поэтому инструмент, оснащенный твердыми сплавами,
более износостоек по сравнению с инструментом, изготовленным из
инструментальных сталей, и он дает возможность вести обработку на
более высоких скоростях резания, т. е. с большей производитель-
ностью. При соответствующей геометрии инструмента, оснащен-
ного твердым сплавом, скорость резания достигает 2700 м!мин
при обработке стали марки 45 и 5000 м!мин при обработке
алюминия. Кроме того, твердым сплавом можно обрабатывать
закаленные (HRC до 67) и труднообрабатываемые стали. Для
такого широко распространенного инструмента, как резцы и
торцовые фрезы, твердые сплавы являются основным материалом,
вытеснившим быстрорежущую сталь. Все большее применение
находят твердые сплавы и при изготовлении других видов ре-
жущего инструмента (зенкеров, разверток, сверл и др.).
Твердые сплавы имеют высокие плотность (9,5—15,1), твер-
дость. (HRA 87—92) и износостойкость при высоких температурах.
Теплоемкость твердых сплавов в 2—2,5 раза меньше теплоемко-
сти быстрорежущей стали марки Р18, а теплопроводность пример-
но та же у сплава Т15К6 (выше в 1,13 раза) и значительно выше
у сплава ВК8 (в 3 раза).
Для изготовления металлорежущих инструментов применяют-
ся: 1) вольфрамовые (однокарбидные) твердые сплавы, состоя-
щие из зерен карбида вольфрама, сцементированных кобальтом
(сплавы ВК2, ВКЗМ, ВК4, В Кб, ВК6М, ВК8, ВК8В); 2) тита-
новольфрамовые (двухкарбидные) твердые сплавы, состоящие из
зерен твердого раствора карбида вольфрама в карбиде титана и
избыточных зерен карбида вольфрама, сцементированных кобаль-
том, или только из зерен твердого раствора карбида вольфрама в
карбиде титана, сцементированных кобальтом (сплавы Т5К10,
Т14К8, Т15К6, Т30К4, Т5К12В); 3) титанотанталовольфрамовые,
состоящие из зерен твердого раствора — карбида титана — карбида
тантала — карбида вольфрама и избыточных зерен карбида воль-
фрама, сцементированных кобальтом (ТТ7К12, ТТ7К15).
В обозначении сплавов вольфрамовой группы цифра показыва-
ет содержание кобальта в процентах. Например, в сплаве ВК8
8% кобальта и 92% карбида вольфрама.
В обозначении сплавов титановольфрамовой группы число после
буквы К показывает содержание кобальта, а число после буквы
Т — содержание карбида титана в процентах. Например, в сплаве
Т15К6 содержится 6% кобальта, 15% карбида титана и 79% карби-
да вольфрама.
11
Твердость сплавов определяется твердостью карбидов; чем
больше в сплаве карбидов, тем выше его твердость. Но с увели-
чением твердости уменьшается вязкость твердого сплава; он
делается более хрупким и плохо выносит нагрузку на изгиб и
срез, особенно если эта нагрузка носит ударный характер.
Вольфрамовые сплавы более вязки и менее хрупки, чем
сплавы титановольфрамовые. Это объясняется тем, что в послед-
них находится большое количество свободных карбидов титана,
которые очень хрупки. Поэтому при обработке чугунов, когда
получается «сыпучая» стружка и имеет место ударная, пуль-
сирующая нагрузка вблизи режущей кромки, необходимо при-
менять более вязкие сплавы, т. е. сплавы вольфрамовой группы;
твердые сплавы этой группы применяют также при обра-
ботке цветных и легких металлов и сплавов, неметаллических
материалов (резины, пластмассы, фибры, стекла, электродных
углей и др.).
При обработке незакаленных углеродистых и легированных
сталей, когда центр давления стружки отстоит дальше от режущей
кромки и имеет место большое истирающее действие сходящей
стружки по передней поверхности инструмента, необходимо при-
менять сплавы титановольфрамовой группы, которые по сравне-
нию со сплавами вольфрамовой группы тверже и более изно-
состойки, но менее вязки.
Применение вольфрамовых сплавов при обработке чугуна,
а титановольфрамовых — при обработке незакаленных сталей во
многом определяется и тем, что титановольфрамовые сплавы об-
ладают большей красностойкостью, имеют меньший коэффици-
ент трения и меньшую слипаемость (свариваемость) со стальной
стружкой, что способствует менее интенсивному износу режуще-
го инструмента.
Титановольфрамовые сплавы применяют также при точении
(без ударов и при отсутствии загрязненной корки) жаропрочных
сталей и сплавов, обладающих повышенной вязкостью и пони-
женной теплопроводностью.
При обработке закаленных углеродистых и легированных
(HRC > 55) сталей, а также высоколегированных нержавеющих
и жаропрочных сталей и сплавов с ударной нагрузкой (торцовое
фрезерование, точение прерывистых поверхностей) или при точе-
нии заготовок из этих материалов с загрязненной литейной кор-
кой целесообразно (вследствие большей прочности и теплопро-
водности) применение вольфрамового сплава ВК8.
Вязкость твердых сплавов зависит от зернистости и количества
кобальта; при одинаковой зернистости чем больше в сплаве ко-
бальта, тем он вязче. Поэтому, кроме разделения твердых сплавов
на три основные группы, по механическим свойствам они могут быть
разбиты и на некоторые дополнительные группы. Так, исходя из
влияния кобальта, сплавы вольфрамовой группы разбиваются
12
на: а) более прочные и вязкие, но менее износостойкие (ВК8 и ВК6);
б) менее прочные и вязкие, но более износостойкие (ВК2 и ВКЗМ).
Исходя из этого сплавы марок ВК8 и В Кб применяют в основном
при предварительной (черновой) обработке чугуна, когда припуск
может быть неравномерным и когда работа производится с отно-
сительно большими подачами, вызывающими увеличенную нагруз-
ку на единицу длины режущей кромки инструмента. Сплавы же
марок ВК2 и ВКЗМ применяют при чистовой обработке чугуна,
т. е. при снятии тонкой непрерывной стружки, так как толстая
стружка (при больших подачах) вызывает быстрое разрушение
этих малопрочных сплавов.
Сплавы ВКЗМ, ВК4, ВК6М, ВК8В — новые сплавы, вклю-
ченные в ГОСТ 3882—61 (буква М обозначает специфику изго-
товления сплава, приводящую к мелкозернистой структуре, а бук-
ва В — к боЛее крупнозернистой структуре). Сплав ВК4 успешно
применяется при чистовой и черновой обработке чугуна; стойкость
сплава ВК4 при точении в 2—4 раза выше стойкости сплава ВК8.
Сплав марки ВК6М, имея высокую плотность, мелкую зернис-
тость и повышенную твердость при нагреве до температуры 400—
900° С, показал хорошие результаты при обработке нержавеющих
сталей и при чистовой обработке чугуна (особенно закаленного).
Он находит также широкое применение при изготовлении сложного
и прецизионного инструмента (для фасонных резцов, а в приборо-
строительной промышленности, например, и для цельных дисковых
мелкомодульных фрез).
Сплав ВК8В как более крупнозернистый имеет по сравнению
со сплавом ВК8 меньшую износостойкость, но большую проч-
ность, а потому рекомендуется для тяжелого чернового точения
жаропрочных сталей и сплавов и строгания сталей и стального
литья.
Сплавы титановольфрамовой группы делятся на:
а) наиболее прочные, но обладающие низкой износостойкостью
(Т5КЮ); б) менее прочные, но более износостойкие (Т14К8, Т15К6);
в) самые хрупкие, но наиболее износостойкие (Т30К4).
Такое разделение предопределяет область их применения.
Сплав Т5КЮ применяют для предварительной обработки сталей,
при прерывистом резании, при больших подачах (толстых струж-
ках) и неравномерном сечении стружки; сплавы Т14К8 и Т15К6 —
при получистовой обработке сталей со средними значениями по-
дач, с относительно равномерным сечением стружки при непрерыв-
ном резании; сплав Т30К4 — при чистовой обработке сталей с ма-
лыми значениями подач и непрерывном резании при высоких ско-
ростях.
Твердые сплавы, имея высокую твердость, теплостойкость и из-
носостойкость, обладают, к сожалению, малой прочностью (предел
прочности при изгибе 90—155 кПмм\ т. е. в 1,5—2 раза меньше,
чем у закаленных быстрорежущих сталей) и очень низкой ударной
13
вязкостью. Это вызывает необходимость создавать такие конструк-
ции режущего инструмента, при которых твердый сплав работал
бы на сжатие1, так как предел прочности при сжатии у твердых
сплавов относительно высок (до 500 кПмм2 — в 1,3—1,5 раза вы-
ше, чем у закаленной быстрорежущей стали).
Однако применение специальных конструкций твердосплавного
инструмента вызывает другие недостатки [сложность изготовле-
ния, увеличенный расход мощности при резании, увеличение сил,
действующих на систему станок — приспособление — инструмент —
деталь (СПИД), снижение точности обработки и др.] и не всегда
дает возможность полностью использовать высокие износостойкие
качества твердых сплавов. Поэтому ведется работа по созданию
тв'ердых сплавов повышенной прочности. К таким сплавам, осво-
енным за последнее время в нашей стране, относятся титанотанта-
ловольфрамовые сплавы2 TT7KJ2, ТТ7К15 и титанофольфрамовый
сплав Т5К12В. Удельный вес этих новых сплавов 12,8—13,3, твер-
дость HRA 87—88, предел прочности при изгибе 150—165 кПмм2
(у распространенного наиболее прочного титановольфрамового
сплава Т5К10 предел прочности при изгибе 130 кГ1мм2). Химиче-
ский состав их дается в табл. 2.
Таблица 2
Химический состав новых марок твердых сплавов в %
Марка сплава Карбид тантала Карбид титана Карбид вольфрама Кобальт
ТТ7К12 3 4 81 12
TT7KI5 3 4 78 15
Т5К12В — 5 83 12
По прочности и стойкости эти сплавы являются промежуточ-
ными между быстрорежущей сталью и сплавом Т5КЮ и хорошо
зарекомендовали себя при предварительном (черновом) резании
сталей с большой толщиной стружки, при работе с ударом (нап-
ример, при строгании, фрезеровании), а также при сверлении.
Твердые сплавы для оснащения металлорежущего инструмен-
та чаще всего выпускаются в виде пластинок3, форма и размер
которых определяются ГОСТом 2209—66, а также в форме приз-
матических сплошных и пустотелых столбиков. Помимо стандарт-
ных пластинок, выпускаются многогранные твердосплавные плас-
тинки, используемые для резцов и торцовых фрез новых конструк-
ций, в которых эти пластинки не перетачиваются. В настоящее время
1 Подробнее см. стр. 134.
2 Эти сплавы включены в ГОСТ 3882—61.
3 См. стр. 161.
14
разработаны ВНИИ и используются промышленностью 11 типо-
размеров таких пластинок с диаметрами описанной окружности:
шестигранные — 12 и. 24 мм, пятигранные — 18,5 и 26 мм и трех-
гранные — 18 и 26 мм (см., например, рис. 140).
В последние годы широко применяют так называемый моно-
литный твердосплавный инструмент. В ГОСТ 2209—55 вошли лишь
два представителя такого инструмента в виде монолитных коро-
нок для концевых фрез (форма 35 и 36). С успехом используют
также монолитные твердосплавные прорезные и отрез-
ные фрезы, сверла спир.альные диаметром 0,35—6 мм, фрезы
канавочные, дисковые модульные зубофрезерные фрезы т = 0,2 ч-
-ь 0,8 мм, червячные зуборезные фрезы т = 0,05 -ь 0,9 мм, фрезы
шлицевые, угловые и пальцевые, резцы дисковые и фасонные и др.
Минералокерамические материалы. Твердые сплавы, хотя и
обеспечивают высокую производительность процесса резания, но
являются дорогими материалами, так как в их состав входят отно-
сительно редкие элементы — вольфрам, титан, тантал и кобальт.
В нашей стране найдены дешевые и в то же время высокопроизво-
дительные материалы, которые во многих случаях успешно заме-
няют твердые сплавы. К ним относятся минералокерамические ма-
териалы (термокорунд, микролит), выпускаемые в виде пластинок.
Такие керамические пластинки изготовляют прессованием и специ-
альной термической обработкой из глинозема А12О3. Недорога и
технология обработки глинозема, а потому керамические пластин-
ки значительно дешевле пластинок из твердого сплава.
Керамические материалы, полученные в СССР, имеют достаточ-
ную прочность на сжатие (до 500 кГ/мм2), высокую твердость
(HRA 89—95), теплостойкость (около 1200° С) и износостойкость,
что позволяет вести обработку металла на высоких скоростях ре-
зания (до 3700 мм!мин при чистовом точении чугуна). К недо-
статкам керамических материалов относится большая хрупкость
(предел прочности при изгибе до 45 кПмм2), а потому керамичес-
кие материалы применяют в основном при получистовом и чисто-
вом точении, причем жесткость системы СПИД должна быть вы-
сокой, а торец заготовки рекомендуется предварительно подрезать
(во избежание резкого удара при врезании). Наиболее высокие
режущие свойства имеют керамические пластинки марки ЦМ-332.
Пластинки из керамических материалов делают овальными, круг-
лыми, призматическими; тем или иным способом (см. стр. 179) пла-
стинки крепятся к державке инструмента.
Как показывает опыт, при правильном использовании минерало-
керамических инструментов вместо твердосплавных возможно
сокращение машинного времени на обработку (за счет увеличения
скорости резания) в 1,5—2 раза при обработке стали и в 3—4 ра-
за при обработке чугуна [9].
Помимо минералокерамики, в последние годы стали использо-
вать керметы, которые, кроме окиси алюминия, включают присад-
15
ки металла (вольфрам, молибден, бор, титан и др.) в количестве
до 10%. Эти присадки несколько уменьшают хрупкость, но пони-
жают и износостойкость.
Алмазы. Алмаз — самый твердый из всех материалов, химически
малоактивен, не поддается действию кислот и щелочей (за исключе-
нием смеси серной кислоты с двухромовокислым калием), имеет
небольшой коэффициент трения и слабую способность к адгезии
(слипанию, свариванию) с металлом, высокую теплостойкость (до
1500° С), высокую износостойкость и обеспечивает получение у
инструмента острой режущей кромки. Недостаток алмаза — его
хрупкость и дороговизна.
На мировом рынке алмазы делятся на ювелирные и технические.
В СССР они классифицируются по форме, качеству и размерам
(в зависимости от назначения).
Применение алмазов в металлообработке все расширяется,
особенно в связи с открытием в 1954—1955 гг. больших залежей
алмазов в Якутской АССР и успешным разрешением задачи по
изготовлению искусственных алмазов.
Искусственные (синтетические) алмазы получают из обычного
графита в результате воздействия на него высоких давлений и
температур. Получаемые при этом небольшие кристаллы алмаза
подвергаются затем дроблению на мелкие зерна (в порошок).
Алмазный порошок используют для изготовления алмазно-аб-
разивного инструмента (кругов, дисков, брусков,, надфилей, хо-
нов, паст); применяют его также для шлифования и доводки дра-
гоценных камней, в том числе и самого алмаза.
Алмазные резцы применяют пока в основном как чистовой
(отделочный) инструмент при резании цветных металлов, сплавов
и неметаллических материалов. Размер алмазов, закрепленных
тем или иным методом в державке (см. стр. 181), рекомендуется
около 1 карата (1 карат = 0,2 г).
Алмазы используют и для правки шлифовальных (см. стр. 457)
и алмазных кругов.
Конструкционные стали применяют для державок, хвостовиков,
корпусов и деталей крепления составного и сборного режущего
инструмента.
Используются как обычные углеродистые стали (марки 40, 45,
50), так и качественные (марки 40Х, 45Х, 40ХН и др.).
Раздел ОСНОВЫ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ
//
РЕЗАНИЕМ
Глава
II
ГЕОМЕТРИЯ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Среди многих способов обработки металлов резанием важное
место занимает обработка резцом. Резцы делятся на три основные
группы: токарные, строгальные и долбежные.
Токарные резцы используют на токарных (или подобных им)
станках для получения из заготовок деталей с цилиндрическими,
коническими, фасонными и торцовыми поверхностями, образующи-
мися в результате враще-
ния заготовки и перемеще-
ния резца (см., например,
рис. 16). Подобный процесс
принято называть точением.
В общем парке металло-
режущих станков токарные
станки (включая токарные
полуавтоматы и револьвер-
ные станки) составляют
около 35%, поэтому токар-
ные резцы являются наибо-
лее распространенным и к
тому же наиболее простым
видом режущего инстру-
мента.
Резец состоит из головки,
жня (рис. 2), служащего для закрепления резца в резцедержа-
теле. Головка резца образуется специальной заточкой (на заточ-
ных станках [48, 49]) и имеет следующие элементы: переднюю поверх-
ность, задние поверхности, режущие кромки и вершину.
Передняя
поверхность
Вершина
резца
Пластинка
Тело резца
Головка резца
.^Главная режущая кромка
Главная задняя поверхность
/ Вспомогательная режущая кромка
Вспомогательная задняя поверхность
Рис. 2. Элементы резца
т. е.
части, и тела, или
17
ще в виде плоскостей.
Левый Правый
Рис. 3. Левый и правый
резцы
Передней поверхностью называется поверхность резца,
по которой сходит стружка.
Задними поверхностями называются поверхности рез-
ца, обращенные к обрабатываемой заготовке (главная и вспомо-
гательная). У резцов передняя и задние поверхности делаются ча-
Режущие кромки образуют-
ся пересечением передней и задних
поверхностей; их две — главная режу-
щая кромка й вспомогательная.
Главная режущаякромка
(лезвие) выполняет основную работу
резания. Она образуется от пересече-
ния передней и главной задней по-
верхностей.
Вспомогательная режу-
щая кромка (лезвие) образуется
от пересечения передней и вспомога-
тельной задней поверхностей. Вспомо-
гательных режущих кромок может
быть две (например, у отрезного
резца).
Вершина резца — это место
сопряжения главной и вспомогатель-
ной режущих кромок; при криволи-
нейном сопряжении режущих кромок
вершина имеет скругленную форму
радиуса г (рис. 3).
резцы разделяются на правые и левые
(см. рис. 3).
Правыми резцами называются такие, у которых при наложе-
нии на них сверху ладони правой руки (так, чтобы четыре пальца
были направлены к вершине) главная режущая кромка оказывает-
ся расположенной на стороне большого пальца. При работе такими
резцами на токарном станке они перемещаются справа налево
(от задней бабки к передней).
Левыми резцами называются такие резцы, у которых при
наложении, как указано выше, ладони левой руки главная режу-
щая кромка оказывается расположенной на стороне большого
пальца.
По форме и расположению головки относительно стержня
резцы разделяются на прямые (рис. 4, а), отогнутые (рис. 4, б),
изогнутые (рис. 4, в) и с оттянутой головкой (рис. 4, г).
У прямых резцов ось прямая. У отогнутых резцов голов-
ка резца в плане отогнута в сторону. У изогнутых резцов ось
резца изогнута в боковой проекции. У резцов с оттянутой го-
ловкой головка уже тела резца. Она может быть расположена
По направлению подачи
18
как симметрично относительно оси тела резца, так и смещена по
отношению к ней; головка может быть прямой, отогнутой и изо-
гнутой.
Высотой головки р е з ц а Л называется расстояние верши-
ны резца от опорной поверхности, измеренное перпендикулярно
к ней. Высота головки считается положительной (рис. 5, а), когда
Вправо Симметрично Влево
г)
различной формой и расположением го-
ловки:
а — прямые; б — отогнутые; в — изогнутые; г — с оттянутой
ловкой
вершина резца выше опорной поверхности, и отрицательной
(рис. 5, б), когда вершина резца ниже опорной поверхности.
Длиной головки резца I (см. рис. 4, а) называется наи-
большее расстояние от вершины резца до линии выхода поверх-
ности заточки, измеренное параллельно боковой стороне тела
резца.
На обрабатываемой заготовке (рис. 6) различают следующие
поверхности: обрабатываемую, обработанную и поверхность ре-
зания.
Обрабатываемой поверхно стью называется поверх-
ность заготовки, которая будет удалена в результате обработки.
Обработанной поверхностью называется поверх-
ность, полученная после снятия стружки.
Поверхностью резания называется, поверхность, обра-
зуемая на обрабатываемой заготовке непосредственно главной
19
режущей кромкой. Поверхность резания является переходной
между обрабатываемой и обработанной поверхностями.
Поверхность
резания
Обрабатываемая
поверхность
Плоскость резания
Основная плоскость
Рис. 6. Плоскость резания, основ-
ная плоскость и поверхности при
точении
Опорная поверхность
а) 6)
Рис. 5. Высота головки резца
а — положительная; б — отрицательная
Обработанная ( у
поверхность
§ 2. УГЛЫ РЕЗЦА
Режущая часть резца имеет форму клина, заточенного с опре-
деленными углами. Для определения углов резца устанавливают-
ся следующие исходные плоскости: плоскость резания и основная
плоскость.
Плоскостью резания называется плоскость, касатель-
ная к поверхности резания и проходящая через главную режу-
щую кромку (рис. 6). На рис. 7 показан след этой плоскости.
Основной плоскостью называется плоскость, параллель-
ная продольному (параллельно оси заготовки) и поперечному
(перпендикулярно оси заготовки) перемещениям резца. У токар-
ных резцов с призматическим телом за эту плоскость может быть
принята нижняя (опорная) поверхность резца (см. рис. 5 и 6).
Главные углы резца измеряются в главнойсекущей
плоскости, т. е. в плоскости, перпендикулярной к проекции
главной режущей кромки на основную плоскость. К главным уг-
лам резца относятся задний угол, угол заострения, передний угол
и угол резания (см. рис. 7).
^/Главным задним углом а называется угол между каса-
тельной к главной задней поверхности резца в рассматриваемой
точке режущей кромки и плоскостью резания Г При плоской зад-
1 При определении и измерении углов резца в статическом (нерабочем)
состоянии принято считать плоскость резания вертикально расположенной.
В процессе резания на ее положение, а следовательно, и на величину некоторых
углов резца влияет как положение режущей кромки (или отдельных ее точек) по
отношению к оси заготовки (выше или ниже), так и величина подачи и диаметра
заготовки (см. стр. 142).
20
ней поверхности резца можно сказать, что а — угол между глав-
ной задней поверхностью резца и плоскостью резания.
Углом заострения 0 называется угол между передней
и главной задней поверхностями резца.
^Главным передним углом у называется угол между
передней поверхностью резца1 и плоскостью, перпендикулярной
Рис. 7. Поверхности заготовки и углы резца
к плоскости резания и проходящей через главную режущую кромку.
Он может быть положительным (+ у), когда передняя
поверхность направлена вниз от плоскости, перпендикулярной к
плоскости резания (рис. 7, /); р а в н ы м нулю, когда передняя
поверхность перпендикулярна плоскости резания (рис. 7, //), и
отрицательным (—у), когда передняя поверхность направ-
лена вверх от плоскости, перпендикулярной к плоскости резания
(рис. 7, ///).
1 При неплоской передней поверхности передний угол — угол, заключенный
между касательной к передней поверхности, проходящей через рассматриваемую
точку режущей кромки, и плоскостью, перпендикулярной к плоскости резания
и проходящей через главную режущую кромку.
21
Углом резания 6 называется угол между передней поверх-
ностью резца и плоскостью резания.
При положительном значении угла у между углами сущест-
вуют следующие зависимости:
а + р + у = 90°; а + Р = 6;
6 + У = 90°; 6 = 90° — у.
При отрицательном значении угла у значение 6 > 90°
Кроме рассмотренных главных углов, резец характеризуется
вспомогательными задним и передним углами, углами в плане и
углом наклона главной режущей кромки (рис. 7 и 8).
а) Л=0 6) 6)
Рис. 8. Углы наклона главной режущей кромки
резца
Вспомогательным задним углом аг называется угол
между вспомогательной задней поверхностью и плоскостью, про-
ходящей через вспомогательную режущую кромку перпендику-
лярно основной плоскости. Вспомогательный задний угол измеряет-
ся во вспомогательной секущей плоскости, пер-
пендикулярной к проекции вспомогательной режущей кромки на
основную плоскость. В этой же плоскости рассматривается и
вспомогательный передний угол
Главным углом в плане ср называется угол между про-
екцией главной режущей кромки на основную плоскость и напра-
влением подачи.
Вспомогательным углом в планер называется угол
между проекцией вспомогательной режущей кромки на основную
плоскость и направлением подачи.
Углом при вершине в плане 8 называется угол между
проекциями режущих кромок на основную плоскость. В сумме
ср -г е 4~ Ф1 = 180°
Углом наклона главной режущей к р о м к и X на-
зывается угол, заключенный между режущей кромкой и лини-
ей, проведенной через вершину резца параллельно основной плос-
кости. Этот угол измеряется в плоскости, проходящей через глав-
ную режущую кромку перпендикулярно основной плоскости (рис.
7 и 8).
Угол наклона главной режущей кромки считается отрица-
тельным, когда вершина резца является наивысшей точкой ре-
22
жущей кромки (рис. 8, а); р а в ным нулю — при главной режу-
щей кромке, параллельной основной плоскости (рис. 8, б), и п о -
ложительным, когда вершина резца является наинизшей
точкой режущей кромки (рис. 8, в).
Кроме углов у и а, рассматриваемых в главной секущей пло-
скости, иногда (например, при заточке) приходится иметь дело с
А
Рис. 9. Углы резца в про-
дольной и поперечной пло-
скостях
Е
Рис. 10, Схема для
определения угла
а попер
углами, рассматриваемыми в продольной (параллельной оси рез-
ца) и поперечной (перпендикулярной к оси резца) плоскостях
(рис. 9). В продольной плоскости А А главная режущая кромка
будет иметь углы упрОд и апрод, а в поперечной плоскости Б Б — уг-
лы Упопер <%пспер'
Зависимость между углами а и апопер определится из схемы, приведенной на
рис. 10.
Из прямоугольного треугольника DOE, расположенного в главной секущей
плоскости NN (см. рис. 9),
Из прямоугольного треугольника DOC, расположенного в сечении ББ (см.
рис. 9),
t - 0С
ig ^попер — qd •
Поделив одно уравнение на другое, получим
tga = OE^OD = ОЕ_
^попер OD • ОС ОС
Из прямоугольного треугольника ОЕС
ОЕ
ос = sincp;
23
тогда
_ а*
tgano«ep--^-.
Между другими углами существуют следующие зависимости:
. tg а*
tga»pod-—;
tg Упрод = tg у COS <р — tg X sin <р; tg упопер = tg у sin <p + tg X cos <p
ИЛИ
tg у = tg ynonep sin Ф + tg~ynpod cos tp.
Значения углов у и X берутся со своими знаками.
Указанные углы резца, а также форма передней поверхности
и форма режущих кромок относятся к геометрическим элемен-
там 1 режущей части инструмента, которые оказывают большое
влияние на осуществление процесса резания металлов и на его
производительность.
§ 3. ТИПЫ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
По виду обработки токарные резцы делятся на проходные, под-
резные, расточные, отрезные, прорезные, галтельные, резьбовые
и фасонные. Ниже рассматриваются некоторые токарные резцы,
оснащенные пластинками твердых сплавов 2.
На рис. 11, а показан правый токарный проходной прямой, а
на рис. 11, б — правый токарный проходной отогнутый резцы с
главным углом в плане ф = 45°
Проходные резцы применяют как для обработки вдоль
оси заготовки (рис. 11, а и б, поз. /), так и для подрезки торца
(рис. 11,6, поз. II). К проходным резцам относится и резец, пока-
занный на рис. 12, а, называемый проходным упорным. Он приме-
няется при продольном обтачивании с одновременной обработ-
кой торцовой поверхности, составляющей с цилиндрической
поверхностью прямой угол.
Подрезные резцы (рис. 12, б) применяют для обработки
поверхностей заготовки в направлении, перпендикулярном или наклон-
ном к оси вращения. Для подрезания торца (с поперечной подачей)
может быть использован и проходной упорный резец (рис. 12, а), для
чего его необходимо развернуть на некоторый угол с целью образо-
вания вспомогательного угла в плане фг
На рис. 13, а приведен токарный расточной резец для
обработки сквозных отверстий (угол ср = 60°, угол ф] = 30°), а на
*При Х=о.
1 Подробнее об оптимальных геометрических элементах режущей части резцов
см. стр. 131.
2 Конструкции токарных резцов по ГОСТу 6743—61.
24
Рис. 11. Токарные проходные резцы, оснащенные пла-
стинками твердого сплава:
а — прямой; б — отогнутый
Остальное
Рис. 12. Токарные резцы, оснащенные пластинками
твердого сплава
а — проходной упорный; б — подрезной (торцовый)
Остальное
Рис. 13. Токарные расточные резцы, оснащенные пла-
стинками твердого сплава:
а — для обработки сквозных отверстий; б — для обработки
в упор
Рис. 14. Токарный от-
резной резец, осна-
щенный пластинкой
твердого сплава
26
рис. 13, б — для обработки глухих отверстий (в упор). На рис. 14
показан отрезной резец, применяемый для отрезки (разрез-
ки) заготовки.
Прорезные резцы аналогич-
ны отрезным, но имеют длину режу-
щей кромки аг, соответствующую ши-
рине прорезаемого паза (канавки).
Галтельные резцы приме-
няют для протачивания закругленных
канавок (рис. 15, У) и переходов.
Резьбовые резцы применяют
для нарезания наружной (рис. 15, //)
и внутренней резьб х.
Фасонные резцы применяют
для обработки /фасонных поверхностей
(рис. 15, ///) 1 2.
Рис. 15. Токарные резцы:
/—галтельный; //—резьбовой; III —
фасонный
Глава
III
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОКАРНОЙ
ОБРАБОТКЕ
Для того чтобы вести обработку заготовки резанием и полу-
чить в результате этого готовое изделие (деталь), заготовками
применяемый режущий инструмент должны совершать определен-
ные движения. Эти движе-
ния разделяются на основ-
ные (служащие для осуще-
ствления процесса резания)
и вспомогательные (служа-
щие для подготовки к про-
цессу резания и для завер-
шения операции). Основных
движений два: главное дви-
жение и движение подачи.
При обработке на токар-
ном станке главное движе-
ние — вращательное — со-
вершает заготовка, тем или
иным способом скрепленная
со шпинделем станка, а дви-
Рис. 16. Элементы резания при токарной
обработке
жение подачи — поступа-
тельное— получает режущий инструмент (резец), жестко закреп-
ленный в резцедержателе. Главное движение позволяет осущест-
1 Подробнее см. в гл. XXIII.
2 Подробнее см. в гл. XII,
27
влять процесс резания (образования стружки), движение же по-
дачи дает возможность вести этот процесс (обработку) по всей
обрабатываемой поверхности (рис. 16).
§ 1. СКОРОСТЬ, ПОДАЧА И ГЛУБИНА РЕЗАНИЯ
Скорость резания — величина перемещения точки режу-
щей кромки относительно поверхности резания в единицу времени
в процессе осуществления главного движения х.
При токарной обработке, когда обрабатываемая заготовка
диаметром D мм (диаметр обработанной поверхности мм, см.
рис. 16) вращается с некоторым числом оборотов п в минуту, ско-
рость резания в точках режущей кромки МК будет величиной пе-
ременной. Однако в расчетах скорости резания принимается ее
максимальное значение, определяемое по формуле
nDn
v = 1000 м1мин>
где D — наибольший диаметр поверхности резания в мм.
Из приведенной формулы легко определить число оборотов
lOOOtf
и = об/мин.
При продольном точении скорость резания имеет постоянную
величину на протяжении всего времени
готовки вдоль всей ее длины одинаков,
Рис. 17. Изменение скорости резания при
поперечном точении (подрезке).
резания (если диаметр за-
а число оборотов неизмен-
но). При подрезке
же торца, когда резец
перемещается от перифе-
рии заготовки к центру
или, наоборот, от центра
к периферии, скорость
резания при постоянном
числе z оборотов перемен-
на. Она имеет наиболь-
шее значение у перифе-
рии и равна нулю в цент-
ре (рис. 17). Однако и в
этом случае в расчет
принимается максималь-
ная скорость резания,
соответствующая
метру D.
диа-
1 При более строгом определении скорость резания — функция окружной
скорости вращения заготовки и скорости перемещения резца (продольной по-
дачи) [12]
28
При растачивании (см. рис. 13) скорость резания также рассчиты-
вается по наибольшему диаметру поверхности резания (в данном слу-
чае—по диаметру обработанной поверхности).
Подача (точнее, скорость подачи) — величина перемещения
режущей кромки относительно обработанной поверхности в еди-
ницу времени (или величину, ей эквивалентную) в направлении движе-
ния подачи.
При токарной обработке различают продольную подачу,
когда резец перемещается в направлении, параллельном оси заго-
товки (см. рис. 16); поперечную подачу, когда резец переме-
щается в направлении, перпендикулярном к оси заготовки (см. рис. 17),
и наклонную — под углом к оси заготовки (например, при обта-
чивании конической поверхности).
Различают минутную подачу, т. е. величину относительного
перемещения резца за 1 мин, и подачу за один оборот заго-
товки, т. е. величину относительного перемещения резца за время
одного оборота заготовки (из положения / резец переместился в по-
ложение //, рис. 16). Минутная подача обозначается sM в мм!мин,
а подача за один оборот — sb мм!об. Между ними существует сле-
дующая зависимость:
s = мм/об,
где п — число оборотов заготовки в минуту.
Глубина резания — величина срезаемого слоя за один
проход, измеренная в направлении, перпендикулярном к обработан-
ной поверхности (см. рис. 16). Глубина резания всегда перпенди-
кулярна направлению движения подачи, и при наружном продоль-
ном течении она представляет собой полуразность между диаметром
заготовки и диаметром обработанной поверхности, полученной после
одного прохода:
При растачивании глубина резания определяется как полураз-
ность между диаметром отверстия после обработки и диаметром от-
верстия до обработки (см. рис. 13).
При подрезке (см. рис. 17) за глубину резания принимается вели-
чина срезаемого слоя, измеренная в направлении, перпендикуляр-
ном к обработанному торцу (к обработанной поверхности); при отре-
зании (см. рис. 14). глубина резания равна ширине отрезного резца
(ширине канавки).
§ 2. ШИРИНА, ТОЛЩИНА И ПЛОЩАДЬ
ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ СРЕЗА
Ширина среза b — расстояние между обрабатываемой и
обработанной поверхностями, измеренное вдоль режущей кромки
(рис. 18).
29
Толщина срезан — расстояние между двумя последова-
тельными положениями поверхности резания, измеренное в направ-
лении, перпендикулярном к режущей кромке в плоскости передней
поверхности резца.
Рассмотрим зависимость между толщиной среза а и подачей s,
между шириной среза b и глубиной резания t при s < t (см.
рис. 18).
При у = 0 из прямоуголь-
ного треугольника KNL сле-
дует, что
О = КЬ sin ф,
или
а = s sin ф*.
.При X = 0 из прямо-
угольного треугольника
КОМ следует, что ширина
среза * 1
Рис. 18. Сечение среза (при s<t)
sin ф ’
где ф — главный угол в
плане.
Из приведенных формул видно, что при постоянных подаче s и
глубине резания t с увеличением главного угла в плане ф толщина
среза увеличивается, а ширина уменьшается. На рис. 19 графичес-
ки показано изменение толщины и ширины среза при увеличении
главного угла в плане от 30 до 90°. При ф = 90° толщина среза а
равна подаче $, а ширина среза b равна глубине резания Л Это же
следует и из формул
а = s sin ф
и
6 =
Sin ф 1
так как sin 90° = 1.
* При ууН) толщина среза
a s sin ф
а =------=--------т
1 cos у cos у
1 При ширина среза
—------- (см. рис. 120, б).
Л cos % sin ф cos %
При обычных подсчетах толщины и ширины среза влияние углов у и X можно
не учитывать; при проведении исследовательских работ, когда это может влиять
на точность измерений или подсчетов, поправку на углы у и % необходимо принимать
во внимание.
30
Глубина резания и подача характеризуют процесс резания в ос-
новном с технологической (производственной) его стороны.
Толщина и ширина среза более полно, чем глубина резания и
подача, характеризуют и объясняют физическую сторону процесса
резания. В зависимости от соотношения между подачей и глубиной
резания принято называть срез прямым, когда s < t, квадрат-
н ы м, когда s = /, и обратным, когда s > t.
Площадь поперечного сечения среза PLKM
(см. рис. 18)
f = ab = ts мм2.
Вследствие увеличенной толщины (и немного ширины) стружки
площадь поперечного сечения стружки (срезанного слоя) будет
Рис. 19. Изменение толщины и ширины среза с изменением главного угла
в плане (при s<f). z
больше площади поперечного сечения среза (см. стр. 53). Площадь
поперечного сечения среза f = ab мм2 представляет собой площадь
номинального или расчетного сечения. Однако номиналь-
ное сечение получается только при свободном резании 1 (когда в ра-
боте принимает участие лишь главная режущая кромка, рис. 20, а и б),
или в случае, когда резец имеет площадку со вспомогательным уг-
лом в плане <рх = 0 и длина площадки больше подачи. В этих
случаях резец будет снимать весь предназначенный для среза-
ния слой, не оставляя на обработанной поверхности остаточных
гребешков.
1 При так называемом несвободном резании наряду с главной режущей
кромкой ab в работе принимает участие и вспомогательная режущая кромка
Ьс (рис. 20, в).
31
При несвободном резании (рис. 20, в) на обработанной поверх-
ности остаются гребешки, размеры которых зависят от подачи,
радиуса закругления при вершине резца и главного и вспомога-
Рис. 20. Свободные (а и б) в несвободное (в) резание
тельного углов в плане. Это хорошо показано на рис. 21, где за
один оборот заготовки резец переместился на величину подачи s и
из положения I перешел в положение //, оставив на обработанной
__________________________ поверхности гребешок высо-
Рис. 21. Остаточный гребешок при
точении
Объем стружки, снятой
числен по формуле
той Н,
Если обозначить действи-
тельное сечение среза через /0,
площадь остаточных гребеш-
ков через то
/о = /-Л.
Высота остаточных гребеш-
ков во многом определяет ве-
личину шероховатостей (мик-
рогеометрию) обработанной
поверхности: чем меньше вы-
сота Н, тем выше чистота (см.
стр. 63) обработанной поверх-
ности (меньше шероховатость),
за 1 мин работы, может быть вы-
Q—vts см31мин.
§ 3. ШТУЧНОЕ И МАШИННОЕ ВРЕМЯ
Время на проведение определенной операции над одной заго-
товкой Тш складывается из следующих элементов:
Т шт — Тц-^-Те-^Тобс + Т omen
32
где Тшт — штучное время в мин;
TQ — основное (технологическое) время в мин;
Тв — вспомогательное время в мин;
ТОбс — время на обслуживание рабочего места в мин;
Тотд — время перерывов на отдых и личные надобности в мин.
Основное (технологическое) время — это время, в
течение которого происходит процесс снятия стружки. При работе
Рис. 22. Элементы пути, проходимого резцом в направлении
подачи при продольном точении
на станке основное (технологическое) время может быть машинным
и машинно-ручным.
Машинное время — время, в течение которого происхо-
дит процесс снятия стружки без непосредственного участия рабо-
чего (например, время на обтачивание валика на токарном станке
при включенной механической подаче). В дальнейшем это время
будем обозначать через Тм.
При токарног! обработке машинное время за один проход
может быть подсчитано по формуле
Т
м
L
— мин,
ns ’
где L — величина пути инструмента в направлении подачи в мм;
п — число оборотов заготовки (шпинделя) в минуту;
s — подача в мм!об.
В свою очередь (рис. 22)
L> = I -f- у -J- Д мм,
2 В. А. Аршинов
33
где I — размер обработанной поверхности в направлении подачи
в жж;
у — величина врезания в жж;
Д — выход режущего инструмента (перебег) в жж; Д =
= 1ч-2 жж.
Величина врезания у определяется из прямоугольного треуголь-
ника (рис. 22, справа):
у = t ctg ф жж.
При поперечном точении валика (рис. 23, а)
£ = ~2~ + У + Д ММ.
При поперечном точении трубы (рис. 23, б)
Рис. 23. Элементы пути, проходимого резцом в направлении по-
дачи при поперечном точении (подрезке торца)
Как и при продольном обтачивании, при поперечном точении
отогнутым резцом
у = /с!§ф; Д = (1 4-2) жж.
При отрезке (разрезке) валика отрезным резцом с режущей
кромкой, параллельной оси (см. рис. 24, а)
Ь = ^- + (1ч-2) мм.
При работе резцом с наклонной режущей кромкой (рис. 24, б)
L = ~2 у (2-г-3) жж.
34
При отрезке (разрезке) трубы резцом с режущей кромкой, па-
раллельной оси (рис. 24, в),
Ь = —------Н (1 2) мм,
а резцом с наклонной режущей кромкой
Е = —-----Ь У (2 -ь 3) мм.
Если при обработке заготовки приходится делать несколько про-
ходов при условии, что все они совершаются с одинаковым числом
оборотов и подачей, то машинное время
Тм = — i мин,
ns ’
где i — число проходов.
Количество проходов зависит от припуска 1 на обработку, и ес-
ли предположить, что каждый проход совершается с одинаковой
Рис. 24. Элементы пути, проходимого отрезным резцом
глубиной резания (в практике последний проход, точнее переход,
производится с меньшей глубиной, чем предыдущие), то
где h — припуск на обработку на сторону в мм\
t — глубина резания в мм.
Подставив в формулу машинного времени выражение для чис-
ла проходов, получим
1 Под припуском подразумевается слой металла, который необходимо срезать
с заданной заготовки.
2*
35
Машинное время при работе на универсально-токарных стан-
ках составляет 35—50% штучного. Уменьшение машинного време-
ни — важный фактор в повышении производительности труда.
Из формулы видно, что Тм можно уменьшить, с одной стороны,
за счет уменьшения L и /г, с другой, за счет увеличения /, s, п (и).
Величина L зависит от размера обработанной поверхности
(размера готовой детали), и при одноинструментной обработке
уменьшение L может иметь место лишь за счет уменьшения вели-
чины врезания и величины выхода режущего инструмента. Боль-
шое влияние на уменьшение L достигается многоинструментной
обработкой, когда применяются, например, одновременно два рез-
ца; длина L в этом случае разбивается на два участка размером
L
2 *
Чем меньше припуск на обработку й, т. е. чем ближе заготов-
ка по своей форме и размерам к форме и размерам детали, тем
меньше металла будет переведено в стружку, тем более благопри-
ятны^ условия для срезания припуска за один проход, тем меньше,
следовательно, будет затрачено времени на получение готовой детали
и ниже ее себестоимость.
На увеличение же основных элементов режима резания —
глубины, подачи и скорости (числа оборотов) влияет ряд факторов,
которые изучаются в курсе «Резание металлов и режущий инструмент»
и будут рассмотрены ниже.
Машинно-ручное время — это время, в течение которого на станке
происходит процесс снятия стружки с непосредственным участием рабочего (напри-
мер, время на подрезку торца валика на токарном станке с ручной подачей).
Вспомогательное время — это время на установку, закрепление
и снятие заготовки и готовой детали; на пуск и остановку станка; на изменение
чисел оборотов станка и величины подачи; на установку и подвод к заготовке режу-
щего инструмента; время на промер заготовки и готовой детали и т. д.
Время на обслуживание рабочего места — время на уход
за рабочим местом при выполнении данной работы. Сюда входит время на подна-
ладку и регулирование станка в процессе работы; время на правку инструмента,
на его смену вследствие затупления и на его раскладку и уборку в начале и в конце
смены; время на чистку и смазку станка.
Время перерывов на личные надобности рабочего преду-
сматривается для всех видов работ. При выполнении физически тяжелых и утоми-
тельных работ предусматривается еще время и на отдых. Время на естественные на-
добности и отдых, как и время на обслуживание рабочего места, дается в процент-
ном отношении от основного и вспомогательного времени.
Глава ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
IV ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ
Металл, срезанный с заготовки режущим инструментом, назы-
вается стружкой.
Процесс резания (стружкообразования) является одним из
сложных физических процессов, при котором имеют место упругие
36
и пластические деформации; этот процесс сопровождается большим
трением, тепловыделением, наростообразованием, завиванием и
усадкой стружки, упрочнением и износом режущего инструмента.
Вскрыть физическую сущность процесса резания и установить при-
чины и закономерности явлений, которыми он сопровождается —
основная задача науки о резании металлов. Правильное и полное
решение этой задачи дает возможность рационально управлять про-
цессом резания и делать его более производительным, качественным
и экономичным.
§ 1. ПРОЦЕСС СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ И ТИПЫ СТРУЖЕК
Под действием режущего инструмента срезаемый слой подвер-
гается сжатию. Процесс сжатия, как и процесс растяжения, соп-
ровождается упругими и пластическими деформациями.
Из диаграммы растяжения мягкой
стали (рис. 25) видно, что вначале р
(до точки а) растягиваемый образец а
имеет упругие (обратимые) деформа-
ции, затем наступает текучесть метал- /\ i
ла (участок ас), после чего происхо- / [ !
дят пластические (необратимые) де- / I j
формации, заканчивающиеся разру- f I I
шением (разрывом). * *
Пластическое деформирование за-
ключается в сдвиге одних слоев отно- Рис- 25* ДиагРамма растяже-
ния стали
сительно других по так называемым
плоскостям скольжения, которые сов-
падают в основном с направлением наибольших сдвигающих на-
пряжений. Такие сдвиги имеют место как между отдельными ча-
стицами кристаллического зерна (монокристалла, рис. 26), так и
между самими зернами в поликристалле1; в результате сдвигов
изменяется форма зерен, их размер и взаимное расположение.
Процесс пластического деформирования сопровождается большим
тепловыделением и изменением свойств металла; одним из таких
изменений является упрочнение металла (повышение твердости,
а следовательно, и хрупкости).
При сжатии картина будет аналогична описанной, только
вместо удлинения образца произойдет его укорочение. Процесс
сжатия при резании отличается от обычного сжатия образца, за-
ключенного между двумя сближающимися поверхностями, тем, что
срезаемый слой связан с остальной массой заготовки; поэтому, если
обычное сжатие образца может быть названо свободным сжатием, то
1 Линии сдвига (линии Чернова) легко наблюдаются на отполированном цилинд-
рическом образце, подвергаемом растяжению или сжатию.
37
сжатие срезаемого слоя при резании можно назвать несвободным
сжатием.
Исследования, проведенные акад. В. Д. Кузнецовым [13] и д-ром
техн, наук проф. В. А. Кривоуховым [14, 15], показали, что основ-
ные закономерности свободного сжатия имеют место и при несво-
бодном сжатии и что процесс стружкообразования представляет собой
Рис. 26. Сдвиги в монокристалле олова при растяжении
(по П. А. Ребиндеру и В. И. Лихтману).
процесс упруго-пластического деформирования (сжатия) срезаемого
слоя.
В зависимости от условий обработки срезанный слой (стружка)
может быть различных видов.
При обработке пластичных металлов (сталей) имеют место три
основных типа стружек: элементная, ступенчатая и сливная (рис. 27,а,
б — в), а при обработке малопластичных металлов — стружка над-
лома (рис. 27, г).
Элементная стружка получается при обработке твердых
и маловязких металлов с малой скоростью резания. Она состоит
из отдельных пластически деформированных элементов, слабо связан-
ных или вовсе не связанных между собой. Образование таких эле-
38
ментов стружки было наглядно показано еще И. А. Тиме, положившим
начало научному исследованию процесса стружкообразования (1868—
1870 гг.).
На рис. 28 дана схема образования элементной стружки при
свободном резании. Под влиянием силы Рг, приложенной к рез-
цу, последний постепенно вдавливается в массу металла, сжима-
ет его своей передней поверхностью и вызывает сначала упругие,
а затем пластические де-
формации.
По мере углубления
резца растут напряжения
в срезаемом слое, и ко-
гда они достигнут вели-
чины прочности данно-
го металла, ' произойдет
сдвиг (скалывание) пер-
вого элемента по плоско-
сти сдвига АВ, состав-
ляющей с направлением
перемещения резца (с
обр аботанной повер х-
ностью) угол рх. Угол Pi
называется углом
сдвига (скалывания).
После скалывания
первого элемента струж-
ки резец своей передней
поверхностью сжимает
(дефор мир ует) следую-
щий близлежащий слой
металла, в результате че-
го образуется второй
элемент, отдел яющийся
от основной массы ме-
талла по плоскости мак-
симальных касательных
напряжений под тем же углом рь и т. д. В своих опытах И. А. Ти-
ме установил, что в зависимости от угла резания 6 угол Д =
= (180° — Pi) — 145 4- 155° (чем больше S, тем больше Д).
Наблюдая за потускнением тщательно отполированных боко-
вых поверхностей свинцовых пластинок И. А. Тиме первый устано-
вил, что срезаемый слой подвергается пластическому деформиро-
ванию.
Позднее (1892—1893 гг.) проф. К. А. Зворыкин опреде-
лил положение плоскости скалывания теоретическим путем,
подтвердив данные И. А. Тиме (по Зворыкину угол Д = 135 4- 157°).
Последние работы советских исследователей показали, что в
39
широком диапазоне положительных и отрицательных значений перед-
него угла резца угол Л имеет несколько большую величину (135—170°)
[16] и что по всей ширине среза угол сдвига pi не является величиной
постоянной [17] Поэтому плоскость сдвига правильнее называть
поверхностью сдвига.
Используя киносъемку, проф. В. А. Кривоухов получил отчет-
ливую картину образования элементной стружки при малой ско-
Рис. 29. Образование элементной стружки
(по В. А. Кривоухову).
рости резания (0,625 мм!мин) стали 45 (рис. 29). На рис. 29, а
один из элементов хотя и образован, но еще окончательно от
основной массы металла не отделен. На рис. 29, б этот элемент
отделился и резец при своем движении продолжает деформацию
и образование следующего элемента (рис. 29, в, г и д), причем
поверхностная часть слоя, превращаемого во второй элемент,
уже подверглась пластическому деформированию на некоторую
глубину при образовании предыдущего элемента, о чем го-
ворит искривление предварительно нанесенной сетки. На рис.
29, д видно, что перед отделением элемента по поверхности сдви-
га сначала, вследствие концентрации напряжения, появляется опе-
40
режающая трещина \ которая, распространяясь кверху, переходит
в поверхность сдвига. Окончательно отделенный второй элемент
(рис. 29, ё) располагается под первым. Искажение сетки, нанесен-
ной предварительно на боковую поверхность пластинки, показы-
вает, что оба элемента по всему их объему подверглись пласти-
ческой деформации. Искажение
сетки вблизи поверхности сдвига
показывает, что пластической де-
формации подверглись и эти слои
металла.
Применив впервые к исследова-
нию процесса резания металлогра-
фический метод (1912—1914 гг.),
Я. Г Усачев показал, что микро-
структура стружки отлична от мик-
роструктуры основной массы обра-
батываемого металла и что в самой
Рис. 30. Схема образования струж-
ки (по Я. Г. Усачеву).
стружке имеются плоскости скольжения АС (рис. 30), не совпа-
дающие по направлению с поверхностью сдвига АВ, Обнаружен-
ные Я. Г Усачевым плоскости скольжения представляют собой
плоскости, в которых происходят относительные сдвиги частиц ме-
талла при его пластическом деформировании (сжатии), перед тем
как элемент стружки отделится от основной массы металла по
поверхности сдвига. Эти плоскости скольжения являются вынуж-
денным направлением относительных сдвигов частиц металла при
образовании стружки, что приводит зерна металла к сильной де-
формации.
На рис. 31 дана микрофотография стальной стружки, на кото-
рой видно, что по сравнению с зернами основной массы металла зерна
стружки сильно деформированы (вытянуты) в направлении плоско-
стей скольжения под углом р2-
Ступенчатая стружка (см. рис. 27, б) получается при
обработке сталей со средней скоростью резания. Прирезцовая сто-
рона такой стружки гладкая, а противоположная сторона имеет
зазубрины с выраженным направлением отдельных прочно связан-
ных между собой элементов.
Сливная стружка (см. рис. 27, в) получается при обработ-
ке сталей с высокой скоростью резания. Она сходит с резца в виде
ленты, без зазубрин, присущих ступенчатой стружке.
Процесс образования сливной стружки может быть представлен
в следующем виде. Под действием силы Р, приложенной к резцу,
в обрабатываемой заготовке в зоне oecbdo (рис. 32) создается на-
1 Опережающая трещина, образующаяся во время деформации очередного
элемента и переходящая затем в поверхность сдвига этого элемента, имеет место
в основном при обработке малопластичных металлов (и особенно при больших д и а
и малых и).
41
пряженное состояние, а следовательно, происходит пластическое де-
формирование.
Каждая частица металла, попадая в граничную зону oecb, на-
чинает пластически деформироваться. На рис. 32 это показано схе-
матически в виде вытянутых зерен. По мере перехода от границы
oecb к границе od пластическое деформирование (сдвиг) частиц ме-
талла возрастает [18]. На границе od, т. е. в поверхности наиболь-
Рис. 31. Микрофотография стальной стружки
ших сдвигов, происходит последний сдвиг элементов малой тол-
щины относительно друг друга в направлении под углом р2 и
переход срезаемого слоя толщиной а в сливную стружку толщиной
аг. Поверхность сдвига, направленная под углом является в
этом случае верхней границей зоны, непрерывно подвергающейся
пластическому деформированию от воздействия резца. При эле-
ментной же и ступенчатой стружке эта поверхность была поверх-
ностью, по которой происходило разрушение (скалывание) среза-
емого слоя на отдельные элементы.
Чем больше скорость резания, меньше угол резания, тверже
обрабатываемый металл, больше толщина среза и выше маслянис-
тость смазывающе-охлаждающей жидкости, тем больше угол pv
Пластическое деформирование при резании происходит не только
в зоне oecbdo. Стружка, особенно ее прирезцовые слои толщиной
а2, подвергается дополнительной пластической деформации от дей-
ствия сил трения во время скольжения стружки по передней по-
верхности резца. В результате этой деформации зерна металла
у прирезцовой стороны стружки располагаются в направлении, па-
раллельном передней поверхности резца. Толщина а2 составляет
2—20% толщины стружки.
Дополнительной деформации, вследствие упругого последейст-
вия обработанной поверхности и большого ее трения о заднюю по-
42
верхность резца, подвергаются и слой, расположенные близко к
обработанной поверхности (толщина см. рис. 32).
Принимая во внимание, что срезанная стружка пластически дефор-
мирована по всей ее толщине и что пластическая деформация распро-
страняется также в глубину от обработанной поверхности и от поверх-
ности резания, общую зону распространения пластической деформации-
при стружкообразовании можно очертить границей beef (см. рис. 32) \
Кроме указанных типов
стружек, при обработке ста-
лей могут образовываться и
промежуточные стружки. Чем
больше скорость резания и
вязкость обрабатываемого ме-
талла, меньше угол резания и
толщина среза и выше каче-
ство
щей жидкости, тем
ближе к сливной.
Еще И. А. Тиме в своих ра-
ботах указывал на
силы, действующей на
смазывающе-охлаждаю-
стружка
Рис. 32. Схема пластически сдеформиро-
ванной зоны при резании
ность
перемен-
резец со стороны срезаемого
слоя. Наименьшее значение при элементной стружке будет в начале
деформации при образовании первого элемента. По мере про-
движения резца и увеличения деформации элемента сила резания
будет возрастать, достигнет своего наибольшего значения в мо-
мент скалывания элемента, а затем уменьшится до некоторого
значения, но не упадет до нуля, так как деформация второго эле-
мента стружки начинается несколько раньше, чем заканчивается
скалывание первого элемента. Такое колебание силы резания вы-
зывает неравномерную нагрузку на резец, заготовку и все части
станка, что при недостаточной жесткости может привести к виб-
рациям и ухудшению качества обработанной поверхности. При
ступенчатой стружке изменение силы резания будет меньшим, чем
при элементной, и работа будет протекать более спокойно. Еще
меньшее изменение силы резания будет при сливной стружке, что,
наряду с более равномерной нагрузкой на систему СПИД, будет спо-
собствовать получению и менее шероховатой обработанной поверх-
ности.
Таким образом, по типу стружки можно судить о качественной
стороне протекания процесса резания. Получение сливной стружки
вместо стружки скалывания и ступенчатой во многом подтверждает
правильность назначенных геометрических элементов режущей части
резца и элементов режимов резания.
1 На рис. 32 дан пример свободного резания (строгания), когда поверхность
резания и обработанная поверхность совпадают.
43
Стружка надлома (см. рис. 27, г) получается при обработке
малопластичных металлов (твердого чугуна, твердой бронзы).
Стружка состоит из отдельных как бы выломанных элементов, раз-
нообразных по форме и не связанных или очень слабо связанных
между собой. Опережающая трещина при- образовании стружки
надлома распространяется сразу вдоль всей поверхности сдвига, по
которой стружка отделяется от основной массы металла. «Сыпучая»
стружка надлома пластически
Рис. 33. Стружка типа сливной, полу-
ченная при обработке чугуна
мало деформирована, но она
создает резко неравномерную
нагрузку на всю систему СПИД
(станок — приспособление — ин-
струмент— деталь). Обработан-
ная поверхность при такой
стружке получается шерохова-
той, с большими впадинами и
выступами. Будучи слабо свя-
занными между собой, элемен-
ты стружки надлома имеют
малое относительное перемеще-
ние по передней поверхности
резца.
В определенных условиях,
при обработке чугунов средней
твердости, стружка надлома
может получиться в виде ко-
лец (рис. 33), несколько напоминая сливную стружку. Но сход-
ство со сливной стружкой здесь только внешнее. Доста-
точно слегка сжать такую стружку в руке, как она легко
разрушается на отдельные элементы, свойственные стружке над-
лома.
При соприкосновении резца с деформируемой частью металла
вследствие большого давления резца и вызванного этим давлением
пластического деформирования близлежащих к передней поверхно-
сти слоев, а также вследствие наличия микронеровностей на перед-
ней поверхности резца между ними (т. е. между резцом и деформиро-
ванным слоем) происходит зацепление. Это зацепление создает на
передней поверхности резца тонкий заторможенный слой А (рис. 34).
Чем грубее обработана передняя поверхность резца, тем больше тол-
щина заторможенного слоя, относительно которого начнет течь пласти-
чески деформированный по всей толщине среза и уходящий в стружку
металл. Торможению тонкого слоя металла в зоне деформации содей-
ствует и молекулярное сцепление (прилипание) поверхностей контакта
стружки и резца.
При перемещении стружки силы внутреннего трения, действую-
щие в слоях перехода от тонкого заторможенного слоя к основной
массе стружки, производят дополнительные деформации в этих слоях,
44
направление сдвигов которых совпадает с направлением передней
поверхности резца х.
В заторможенном слое, который деформирован больше слоев
стружки, соприкасающихся с ним, сдвиги происходят со значительно
меньшими скоростями, а потому наличие заторможенного слоя, рас-
положенного у самой режущей кромки, создает
которых наибольшее относительное скольжение
стружки по передней поверхности резца, а сле-
довательно, и трение, вызванное этим скольже-
нием, будет протекать на некотором расстоянии
от режущей кромки. Этим и объясняется, что
несмотря на наибольшее давление у самой ре-
жущей кромки, износ резца по передней поверх-
ности (в виде лунки) начинается на некотором
расстоянии от, режущей кромки (рис. 95). Центр
лунки износа принято называть центром
такие условия, при
Рис. 34. Заторможен-
ный слон на передней
поверхности резца
давления стружки на резец.
Из изложенного следует, что наряду с нор-
мальным давлением, которое испытывает пе-
редняя поверхность резца при деформации
(сжатии) срезаемого слоя, она подвергается также воздействию и сил
трения, имеющих место в поверхностях контакта сходящей стружки
с передней поверхностью резца. Очевидно, чем меньше будет коэффи-
циент трения между поверхностями скольжения, тем меньше будут
Рис. 35. Схема распределения нор-
мальных давлений на резец в зоне
деформации
силы трения и деформации струж-
ки, а также и общее давление на
резец.
Еще Я. Г Усачев показал, что
деформациям подвергается не только
срезаемый слой, но и слои основной
массы металла, от которых произво-
дится отделение стружки, т. е. по-
верхность резания и обработанная
поверхность (глубина пластической
деформации поверхностного слоя а3
показана на рис. 32). Эти деформа-
ции, особенно упругие, создают вы-
пучивание металла Нуп (рис. 35),
которое вызывает давление металла на задние поверхности инстру-
мента, а так как последние имеют перемещение относительно поверх-
ности резания и обработанной поверхности, то наряду с нормальным
давлением на задние поверхности инструмента будут действовать еще
и силы трения.
1 При рассмотрении дополнительной деформации стружки на стр. 42 понятие
«заторможенный слой» было опущено и для простоты рассуждений рассматривалось
трение только о переднюю поверхность резца (внешнее трение).
45
Таким образом, резец, вклинившись под действием приложенной
к нему силы в обрабатываемый металл, находится в тесном контакте
с деформируемыми им слоями, которые (при обработке сталей и отсут-
ствии опережающей трещины) как бы обтекают его режущую кромку,
переднюю и заднюю поверхности и создают действующие на инстру-
мент нормальные давления и силы трения Т и 7\ (рис. 35). Нормаль-
ные давления на переднюю и заднюю поверхности распределяются
неравномерно (см. рис. 35): наибольшие нормальные давления нахо-
дятся у вершины резца (вблизи плоскости резания).
Возникающие при резании и остающиеся в поверхностных слоях обработанной
поверхности остаточные напряжения (сжатия или растяжения) оказывают влияние
на износостойкость и усталостную прочность детали.
Исследования, проведенные по резанию конструкционных сталей, показывают
[19,20], что при точении обычными резцами (<?i > 0) остаточные напряжения
растяжения возрастают при увеличении подачи s, глубины резания /, радиуса
закругления г при вершине резца в плане и радиуса округления р режущей
кромки.
Влияние скорости резания на остаточные напряжения более сложно. При реза-
нии сталей с увеличением скорости срезания остаточные напряжения растяжения
уменьшаются и, начиная с некоторой скорости (150—500 м/мин), переходят в оста-
точные напряжения сжатия (50—60 кГ/мм2).
При изменении переднего угла от 0 до —30° остаточные напряжения растяжения
переходят в остаточные напряжения сжатия.
Отжиг обрабатываемого металла снимает остаточные напряжения.
§ 2. РАБОТА, ЗАТРАЧИВАЕМАЯ НА РЕЗАНИЕ
Представляя процесс резания как процесс упруго-пластического
сжатия и принимая во внимание силы трения, действующие на поверх-
ностях режущего инструмента, общую работу А, затрачиваемую на
резание, можно выразить как сумму, состоящую из следующих соста-
вляющих этой работы:
= А у “И Апл Ащр, п. п “Ь Amp. з» п>
где Ад — работа, затрачиваемая на упругие деформации;
Апл— работа, затрачиваемая на пластические деформации;
Amp. п, п, — работа, затрачиваемая на преодоление трения по перед-
ней поверхности;
Атр. з. п — работа, затрачиваемая на преодоление трения по задней
поверхности.
При обработке пластичных металлов Ау незначительна, а
потому наибольшими составляющими работы в этом случае будут Апл>
При обработке малопластичных металлов (например,
чугунов) Апл будет мала, и основными составляющими работы будут
Ау, Атр, п, ппАтР' з. п, причем вследствие относительно малого сколь-
жения стружки надлома по передней поверхности инструмента работа
Атр. п. п будет значительно меньше, чем работа Атр, 3. и-
46
§ 3. НАРОСТ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
При некоторых условиях резания на передней поверхности резца,
у его режущей кромки, образуется так называемый нарост (рис. 36).
Он имеет клиновидную форму и представляет собой часть обрабаты-
ваемого металла, сильно сдеформированного, заторможенного и часто
прилипшего (приваренного) к резцу. Твердость нароста может быть
в 2—3 раза больше твердости обрабатываемого металла, и нарост сам
может срезать слой металла. Являясь как бы продолжением резца,
нарост изменяет его геометрию (угол резания 6i при наросте меньше
Рис. 36. Схема нароста на резце:
а — устойчивый нарост; б — разрушение нароста
Рис. 37. Застойная зона перед
пуансоном
угла резания резца 6, полученного при заточке), а потому, перемещаясь
вместе с резцом, нарост оказывает влияние на деформацию срезаемого
слоя, на износ резца, на силы, действующие на резец, и на качество
обработанной поверхности. Поэтому явлению наростообразования при
резании уделяется большое внимание.
Впервые правильное объяснение нароста как «застойной зоны»
сильно деформированного металла перед передней поверхностью резца
дал Я. Г. Усачев. Все последние исследования по этому вопросу, веду-
щая роль в которых принадлежит советским ученым, полностью
подтверждают это положение.
Застойная зона всегда обнаруживается под пуансоном при его вдавливании
в твердое тело (рис. 37). Рез'ец представляет собой тот же пуансон, но условия работы
его иные: деформируемый слой имеет свободный сход по передней поверхности резца
и на эту поверхность несимметрично распределено давление. Отличной поэтому будет
и форма застойной зоны, образующейся в результате деформации металла при ре-
зании.
На рис. 38, а дана микроструктура всего нароста (застойной зоны), а на
рис. 38, б — микроструктура его вершины (с увеличением в 250 раз). Из рис. 38, а
следует, что тело нароста имеет несимметричную, клинообразную форму, что вер-
шина нароста округлена, но не имеет ярко выраженной границы отделения от основ-
ной массы металла, так как именно здесь происходит последовательный переход
исходной структуры обрабатываемого металла в структуру нароста; по своей струк-
туре нарост неоднороден и отличен от структуры обрабатываемого металла и стружки.
47
Нарост не является стабильным и одинаковым по размерам вдоль
всей длины режущей кромки даже при условиях, особенно благоприят-
ных для его образования. Вследствие сильного трения между стружкой
и наростом и трения в месте контакта нароста с обработанной поверх-

Рис. 38. Микроструктура нароста (по А. И. Исаеву)
ностью и поверхностью резания частицы нароста уносятся стружкой
и этими поверхностями (см. рис. 36, б); нарост при этом, разрушаясь
частично или полностью, периодически восстанавливается за счет
новых частиц металла из основной его массы. Подвергаясь воздействию
сил в направлении движения стружки и обработанной поверхности,
эти частицы сначала растягиваются, а затем по мере их углубления
48
в тело нароста, сильно сжимаются, что и приводит к большому упро-
чнению нароста.
Так как нарост уменьшает угол резания резца (что способствует
более легкому отделению стружки), защищает режущую кромку от
истирающего действия со стороны сходящей стружки и со стороны об-
работанной поверхности, удаляет от режущей кромки центр давления
стружки на резец и несколько защищает режущую кромку от воздей-
ствия теплоты, возникающей при резании, то при грубой (черновой)
обработке нарост не считается особенно
вредным.
При чистовой же обработке, когда
необходимо получить высокое качество
обработанной поверхности, нарост не-
желателен. Если бы нарост отсутство-
вал, то резец образовывал бы относи-
тельно мало шероховатую обработанную
поверхность / (пунктирная линия на
рис. 36, соответствующая глубине реза-
ния /х). Более шероховатой была бы
обработанная поверхность, если бы на-
рост был абсолютно устойчивым (поверх-
ность II, соответствующая глубине ре-
Рис. 39. Высота нароста в за-
висимости от скорости резания
(по А. И. Исаеву)
зания /2), так как вследствие округления и неровностей вершины
нароста, а также больших сил трения по его затылочной поверхности
обработанная поверхность имела бы большие разрывы, происхо-
дившие в момент отделения обработанной поверхности от нароста.
Но так как нарост разрушается и вновь образуется, то действительная
толщина среза и глубина резания 1 все время изменяются (/2 >
что и приводит к значительно большей действительной высоте неров-
ностей на обработанной поверхности, чем шероховатость на поверх-
ности / или //.
Наряду с ухудшением чистоты обработанной поверхности измене-
ние размеров нароста приводит и к изменению размера обработанной
поверхности по диаметру.
Исследования показывают, что при малых скоростях резания
(2—5 м!мин) вследствие элементной стружки и низкой температуры,
возникающей при резании; нарост на резце отсутствует (рис. 39). По
мере увеличения скорости резания стружка из элементной переходит
в ступенчатую и сливную; наблюдается течение пластически деформи-
руемых слоев, и температура резания такова, что образующаяся зона
застоя не только упрочняется и затормаживается на передней по-
верхности резца, но и приваривается к ней. Скорость резания, соот-
ветствующая наибольшей высоте нароста, находится в пределах
10—20 mImuh. При дальнейшем увеличении скорости резания
1 Периодическое изменение толщины среза и глубины резания может привести
к вибрациям, что также ухудшает качество обработанной поверхности.
49
температура становится выше, застойная зона, размягчаясь, умень-
шается, переходя в тонкий, заторможенный, но не приваренный
слой.
Величины скорости резания, при которой нарост имеет наиболь-
шую высоту и скорости, начиная с которой нарост на резце будет
отсутствовать, зависят от условий обработки. По данным проф.
А. М. Розенберга и д-ра техн, наук А. Н. Еремина [22] чем выше твер-
Рис. 40. Влияние скорости резания
на угол резания, создаваемый наро-
стом, усадку стружки, силу резания и
коэффициент трения (по А. М. Розен-
бергу и А. Н. Еремину)
дость обрабатываемой стали, боль-
ше угол резания резца и больше
толщина среза (т. е. чем выше
температура резания при одина-
ковых скоростях резания), тем
при меньших скоростях исчезает
нарост.
Наивысшей скоростью реза-
ния (в зависимости от условий
обработки), при которой нарост
еще может иметь место, является
скорость 90—100 м/мин. При об-
работке твердых сталей нарост
может исчезнуть при скорости
20 м/мин.
Изменение высоты нароста при-
водит к изменению угла резания бх,
создаваемого наростом (рис. 40,
верхняя кривая).
Так как основанием нароста
являются тонкие заторможенные
слои деформируемого металла, то
все факторы, содействующие умень-
шению трения на передней поверхности резца, будут затруднять и
условия для наростообразования. Чем меньше шероховатость перед-
ней поверхности резца, тем хуже условия для наростообразования.
Снижает наростообразование также применение смазывающе-охлаж-
дающих жидкостей и уменьшение угла резания (при угле резания
б = 45° нарост совершенно отсутствует). Меньшую склонность к наро-
стообразованию имеет инструмент, оснащенный пластинками твердого
сплава (по сравнению с инструментом из сталей).
Мы рассмотрели нарост как застойную зону, приваренную к резцу.
Однако в зависимости от давления, температуры в месте контакта за-
стойной зоны с резцом и от способности к свариванию контактирую-
щихся металлов застойная зона может привариться и к стружке.
Встречаются случаи, кагда застойная зона не приваривается ни к резцу,
ни к стружке, но может быть обнаружена при отводе резца из-под
стружки.
При прерывистом резании (строгании, фрезеровании) парост хотя
и образуется на резце, но периодически отпадает, так как процесс ре-
50
зания в этих случаях сопровождается резко переменной (ударной)
нагрузкой на инструмент. Реже обнаруживается нарост на резце и
при обработке чугунов, когда образуется стружка надлома и имеет
место пульсирующе-ударная нагрузка на режущую кромку.
§ 4. ЗАВИВАНИЕ СТРУЖКИ, УСАДКА
СТРУЖКИ И УПРОЧНЕНИЕ
Наглядным доказательством наличия пластических деформаций
при резании металлов является завивание стружки, ее усадка и упроч-
нение (повышение твердости). Последнее имеет место как в стружке,
так и на поверхности резания и
на обработанной поверхности (на
некоторой глубине).
Завивание стружки.
Завивание стружки в спираль
вызывается тем, что слои струж-
ки, прилегающие к резцу, деформи-
руются. На рис. 41 видно, что со
стороны действия силы Р слои по-
лучают утолщение, приобретают
клинообразную форму, в результате
чего и создается кривизна (завива-
ние). Завивание вызывается и тем,
Рис. 41. Схема завивания стружки
что, встречаясь с резцом, особенно при наличии нароста, стружка
в некоторой точке а (см. рис. 36, а) вынуждена резко изменить напра-
вление движения и изогнуться. Завиванию содействует также и нерав-
номерное охлаждение стружки по толщине; стружка сильнее охлаж-
дается (а следовательно, и сжимается) в наружных слоях, так как
в прирезцовых слоях действует тепло от трения о переднюю поверх-
ность резца.
В зависимости от условий обработки стружка может завиться
в плоскую (логарифмическую) или в винтовую спираль. Стружка
в виде плоской спирали образуется при отрезании (см. рис. 24, а)
и свободном поперечном точении буртика резцом, у которого главный
угол в плане <р = 90°, а угол наклона главной режущей кромки К — 0
(см. рис. 20, б). Если же при точении буртика резец будет иметь ср ^90°,
или угол 0, стружка будет завиваться в винтовую спираль.
Завивание стружки в винтовую спираль происходит и при несвобод-
ном точении, что вызывается в основном различной скоростью схода
отдельных точек стружки, уменьшающейся вдоль ширины среза, при
переходе от обрабатываемой поверхности к обработанной (vD >
см. рис. 120, а).
На завивание стружки оказывает влияние следующие основные
факторы: угол резания, толщина среза (подача), глубина лунки на
передней поверхности резца, скорость резания и смазывающе-охлаж-
дающая жидкость.
51
Исследования показывают, что чем больше угол резания и меньше
толщина среза, тем больше завивается стружка (т. е. тем меньше ее
радиус кривизны). С увеличением глубины лунки износа на перед-
ней поверхности резца радиус завивания стружки уменьшается
(рис. 42, а), ас увеличением скорости резания увеличивается
(рис. 42,6).
6) В зависимости от скорости резания v
Рис. 42. Завивание стружки в зависимости от износа по передней
поверхности (от глубины лунки) и скорости резания
Применение смазывающе-охлаждающих жидкостей способствует
уменьшению радиуса завивания стружки.
Так как малозавитая лентообразная стальная стружка опасна
для рабочего (особенно при больших скоростях резания), наматывается
на заготовку, обвивает резец, суппорт, мешает следить за процессом
резания и неудобна для транспортировки, то приходится подвергать
ее дополнительной деформации, завивая и ломая на мелкие куски
с помощью специальных стружколомателей или стружкозавивателей
(см. стр. 175).
В некоторых случаях (s 0,3 мм/об) стружкозавивание и струж-
коломание может быть достигнуто в результате искусственного затачи-
вания лунки на передней поверхности резца (см. рис. 115, в).
Степень завивания стружки учитывается при конструировании
канавок многолезвийного инструмента (протяжки, фрезы и др.),
в которых должна разместиться стружка.
52
Усадка стружки. В результате пластического сжатия сре-
заемого слоя стружка оказывается короче того участка, с которого
она срезана, т. е. L<Z Lo (рис. 43).
Укорочение стружки по длине принято называть продоль-
ной усадкой стружки; величина ее характеризуется коэф-
фициентом усадки.
Коэффициент усадки k представляет собой отношение длины
участка, с которого срезана стружка, к длине самой стружки, т. е.
Рис. 43. Усадка стружки
Так как L < LOf то коэффициент
усадки k > 1, и в зависимости от
условий обработки он может дохо-
дить до 6—8.
Если пренебречь изменением
плотности металла в процессе ре-
зания, то объем срезаемого слоя
(среза) можно приравнять к объе-
му уже срезанного слоя (стружки),
а потому укорачивание стружки по длине должно сопровождаться
увеличением ее площади поперечного сечения. Это увеличение пло-
щади поперечного сечения стружки принято называть попереч-
ной усадкой стружки, и оно (увеличение) происходит в
большей степени за счет увеличения толщины стружки и в мень-
шей — за счет увеличения ее ширины.
Приравнивая объем срезаемого слоя к объему стружки и пре-
небрегая величиной площади остаточных гребешков, можно за-
писать
М-е = /Л,
где f — номинальная площадь поперечного сечения среза в мм2;
Lo — длина участка, с которого снята стружка, в мм;
fc — площадь поперечного сечения стружки в мм2;
L — длина стружки, срезанной с участка Lo, в мм.
Из приведенной формулы следует, что
т. е. продольная усадка стружки равна ее поперечной усадке.
Так- как усадка стружки — результат пластической деформации
при резании металлов, то она является внешним выражением этой
деформации и до некоторой степени характеризует условия прр-
текания процесса резания. Коэффициент усадки дает возможность
выяснить влияние некоторых факторов на протекание процесса ре-
зания и объяснить ряд явлений, сопутствующих стружкообразованию.
Коэффициент усадки стружки является некоторой количествен-
63
ной оценкой 1 степени пластической деформации при резании метал-
лов, а потому чем меньше усадка стружки, тем с меньшими плас-
тическими деформациями протекает процесс резания, тем, следова-
тельно, более благоприятны условия для стружкообразования и
меньше удельный расход мощности (работы) на обработку данной
заготовки (на получение готовой детали).
Основными факторами, влияющими на усадку стружки, явля-
ются: 1) геометрические элементы режущей части резца (главным
образом угол резания и радиус за-
кругления при вершине резца в пла-
не); 2) элементы режима резания
(в основном скорость резания и по-
дача); 3) смазывающе-охлаждающая
Рис. 45. Врезание
на усадку стружки
резца:
а — с углом у = —10° (6 = 100°);
б — с углом у = + 30° (6 = 60°).
Исследования показывают, что чем больше угол резания
(или чем меньше положительное значение переднего угла), тем
больше усадка стружки (рис. 44). Это объясняется тем, что резец
с большим углом резания (рис. 45, а) в большей степени дефор-
мирует (сжимает) срезаемый слой при его превращении в струж-
ку. Резец с меньшим углом резания (рис. 45, б), наоборот, легче
врезается в обрабатываемый металл, меньше сжимает срезаемый
слой, и получающаяся стружка будет сходить по передней поверх-
ности менее деформированной. На ее образование в этом случае
затрачивается меньшее количество работы; меньше будет также
и тепловыделение, которым всегда сопровождается пластическое
деформирование и процесс резания.
1 Для более полной оценки пластической деформации предполагается подсчет
суммы произведений отдельных площадок скольжений на длину пути их относитель-
ного перемещения (В. В. Кузюшин. Измерение пластической деформации при резании
металлов. Сб. Челябинского политехнического института № 2, М.,Машгиз, 1954).
54
При увеличении радиуса закругления при верши-
не резца в плане усадка стружки увеличивается (рис. 46). Это объ-
ясняется тем, что при увеличении радиуса закругления при вершине
увеличивается длина криволинейного участка режущей кромки рез-
ца (рис. 47). Толщина среза в разных точках криволинейного уча-
§
а *
И
г
е-
Радиус закругления при
вершине Ъезиа в плане
Рис. 46. Влияние радиуса за-
кругления при вершине резца
в плане на усадку стружки
Рис. 47. Изменение длины криволинейного
участка режущей кромки с изменением
стка переменна и меньше толщины среза а у прямолинейного уча-
стка режущей кромки, поэтому стружка на криволинейном участке
будет деформирована больше, чем на прямолинейном. Увеличение
деформации криволинейного участка будет вызвано также и тем,
что при плоской передней поверхности передний угол на криволи-
нейном участке режущей кромки будет переменным, уменьшаю-
щимся по мере приближения к
вершине резца (т. е. с уменьше-
нием угла <р). Кроме того, плос-
кости деформаций на криволиней-
ном участке, нормальные к ре-
жущей кромке (рис. 48), будут
пересекаться, что вызовет «стеснен-
ное» резание и дополнительное
деформирование срезаемого слоя
на этом участке. Все это [умень-
шение средней толщины среза (см.
рис. 50), уменьшение переднего
угла и пересечение плоскостей де-
формаций] вызывает повышенную
Рис. 48. Направление плоскостей де-
формации у резца с прямолинейной и
криволинейной кромкой.
деформацию среза, прилегающего к криволинейному участку
режущей кромки, и повышенную деформацию стружки в целом.
Таким образом, чем больше радиус, т. е. чем больше длина
криволинейного участка режущей кромки, тем больше и усадка
стружки. При одинаковых же значениях г влияние криволиней-
ного участка на повышение усадки будет тем большим, чем
большим будет ~.
с
55
Влияние скорости резания на усадку стружки по-
казано на рис. 40; усадка стружки с повышением скорости реза-
ния сначала уменьшается, достигая минимума, затем повышается,
достигая максимума, и вновь уменьшается. Когда скорость v
превышает примерно 500 м/мин, усадка стружки изменяется
незначительно (рис. 49).
Указаннре изменение усадки (см. рис. 40) объясняется изме-
нением значений действительного угла резания и коэффициента
Рис. 49. Влияние скорости резания на усадку стружки k
трения. В зоне скоростей резания, где образуется нарост, дейст-
вительный угол резания б3 меньше исходного значения этого
угла б. Это приводит к соответствующему уменьшению коэффи-
циента усадки стружки. При больших скоростях резания (на
рис. 40 для скорости свыше 45 м/мин), несмотря на постоянство
действительного угла резания (бх =6 = const), усадка стружки
изменяется в связи с изменением коэффициента трения: увеличи-
вается с увеличением коэффициента трения и уменьшается с его
уменьшением.
Для резца с большим углом резания влияние скорости реза-
ния на усадку стружки более интенсивное, чем для резца с мень-
шим углом резания. При б = 45° изменение усадки стружки с
изменением скорости резания незначительно.
При увеличении подачи (толщины среза), при
отсутствии нароста и прочих одинаковых условиях коэффициент
усадки обычно уменьшается (рис. 50). Это объясняется тем, что:
1) неравномерное распределение напряжений по толщине сре-
заемого слоя вызывает и неравномерную (затухающую) дефор-
56
мацию: чем ближе срезаемый слой к плоскости резания, т. е. чем
он тоньше, тем полнее его деформация и больше коэффициент усадки;
особенно сильной деформации подвергается срезаемый слой толщи-
ной ах р (где р — радиус округления режущей кромки см. рис. 71),
Рис.
50. Влияние толщины среза на
коэффициент усадки стружки
так как угол резания на округлен-
ном участке 6р > 6 > 90°;
2) коэффициент трения увеличи-
вается с уменьшением толщины сре-
за, а силы трения, дополнительно
сжимающие стружку, оказывают
наибольшее влияние на близлежа-
щие к поверхности контакта слои;
поэтому тонкая стружка в боль-
шей степени подвергается допол-
нительному сжатию, чем толстая.
На интенсивность зависимости
больше передний угол резца (меньше угол резания), тем менее
k = f (а) влияет угол у: чем
интенсивно уменьшается усадка стружки с увеличением толщи-
ны среза; при у 40° коэффициент усадки может не зависеть от
толщины среза [18].
В зоне наростообразования зависимость усадки стружки от
толщины среза выражается более сложной кривой, подобной за-
висимости усадки стружки от скорости резания.
Смазывающе-охла ж дающие жидкости значительно
снижают усадку стружки и делают ее (усадку) менее зависящей
от толщины среза (см. рис. 61).
На величину усадки стружки оказывает влияние и обраба-
тываемый материал. При обработке малопластичных
Рис. 51. Зависимость усадки стружки от скорости при обработке
чугуна (по Н. Ф. Киселеву)
материалов величина усадки значительно меньше (рис. 51), хотя
усадка подчиняется тем же закономерностям, что и при резании
сталей; при v 250 м/мин коэффициент усадки близок к единице.
Из двух сталей большую усадку при резании будет получать та,
которая имеет меньшую твердость (большую вязкость).
57
На процесс стружкообразования, а следовательно, и на коэффициент усадки
стружки оказывают влияние и свойства материала, из которого сделана режущая
часть инструмента [23, 24]. При обработке углеродистых конструкционных сталей
резцами, оснащенными твердым сплавом, коэффициент усадки уменьшается с уве-
личением содержания в твердом сплаве карбида титана и с уменьшением содержания
кобальта (т. е. по мере перехода от сплава Т5КЮ к сплаву Т30К4).
Изменение усадки стружки в зависимости от марки и партии твердого сплава
объясняется различными величинами коэффициента трения между стружкой и перед-
ней поверхностью резца, что вызывается различной склонностью сплавов к слипанию
со стружкой.
Рис. 52. Схема распределения микротвердости в зоне деформации при
свободном резании отожженной стали марки У10А:
.v — 10 м/мин, а= 1,2 мм (по Б. И. Костецкому)
Упрочнение. Выше было сказано, что пластической деформации
подвергаются срезаемый слой и слои основной массы металла.
Глубина распространения пластической деформации от поверх-
ности резания и обработанной поверхности зависит от ряда фак-
торов и может достигать сотых долей миллиметра и даже нескольких
миллиметров.
Величина упрочнения стружки, поверхности резания и обра-
ботанной поверхности, наряду с усадкой стружки, является ха-
рактеристикой степени пластической деформации металла при
резании.
На рис. 52 показана схема распределения.микротвердости в зоне деформации
при свободном резании отожженной стали У10А (скорость резания и = 10 м/мин,
толщина среза а= 1,2 мм).
58
Из схемы видно, что наибольшее упрочнение (микротвердость равна 290 ед.)
имеет стружка в месте ее выхода из контакта с резцом (длина контакта составляла
примерно 1,85 мм).
На рис. 53 показана схема распределения микротвердости в зоне деформации,
в которую включен сильно развитый и деформированный нарост, имеющий твердость
402—586 ед. Высокую твердость (370 ед.) имеет и обработанная поверхность.
/78
192 °
о
Рис. 53. Схема распределения микротвердости в зоне
образования нароста при обработке стали 45 со ско-
ростью 6 м!мин (по А. И. Исаеву)
Упрочненный слой, имея повышенное значение твердости,
предела текучести и предела прочности, более износостоек и вы-
нослив \ но вместе с тем он и более хрупок, а потому обладает
меньшим сопротивлением ударным нагрузкам. Таким образом,
упрочнение, которое получают поверхности детали в результате
обработки, может оказывать существенное влияние на ее работо-
способность, а упрочнение, полученное заготовкой на данной
(промежуточной) операции, может оказывать влияние на процесс
резания при последующих операциях.
На величину и глубину упрочнения обработанной поверхности
оказывает влияние ряд факторов, главнейшими из которых яв-
ляются свойства обрабатываемого металла, угол резания, радиус
округления режущей кромки инструмента, толщина среза (подача),
1 Предел усталостной прочности упрочненной обработанной поверхности детали
повышается, если она не имеет задиров и других дефектов.
59
износ инструмента, скорость резания и смазывающе-охлаждающая
жидкость.
Чем мягче и пластичнее обрабатываемый металл, те^ большему
упрочнению он подвергается. Чугуны обладают значительно меньшей
способностью к упрочнению, чем стали, как по величине упрочне-
ния, так и по глубине его распространения. На рис. 54 показано
изменение микротвердости
чугуна на различном рас-
стоянии от обработанной
поверхности (при торцовом
фрезеровании). При при-
нятых условиях обработки
глубина наклепа составля-
ла около 36 jwk, а твер-
дость обработанной по-
верхности по отношению
к исходной твердости чу-
гуна повысилась в 1,7 раза
(510/300).
Исследования показы-
вают, что чем больше угол
резания, радиус округле-
Расстояние от обработанной поверхности
Рис. 54. Зависимость микротвердости от рас-
стояния от обработанной поверхности при тор-
цовом фрезеровании чугуна (по Н. Ф. Киселеву)
ния режущей кромки ин-
струмента и толщина среза, тем выше упрочнение. При увеличении
скорости резания, начиная с некоторого значения ее, упрочнение
обработанной поверхности уменьшается. При увеличении износа
инструмента по его задней поверхности упрочнение сначала воз-
растает, а затем уменьшается.
Смазывающе-охлаждающие жидкости уменьшают глубину и
степень упрочнения [25], причем при увеличении скорости резания
интенсивность уменьшения упрочнения падает. Отжит и нормали-
зация обработанной поверхности снимают упрочнение.
§ 5. КАЧЕСТВО ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Долговечность современных быстроходных и мощных машин
зависит не только от рода, качества и термической обработки
металла, из которого изготовлены их детали, но и от качества
обработки поверхностей этих деталей.
Качество обработанной поверхности характеризуется точно-
стью ее изготовления по отношению к размерам, заданным кон-
структором, ее физико-механическими свойствами и шероховато-
стью, полученными в результате обработки. Физико-механические
свойства обработанных поверхностей определяются в основном
химическим составом данного металла, микроструктурой, прочно-
стью, твердостью, остаточными напряжениями, износостойкостью
и коррозионной устойчивостью.
60
между поверхностями уменьшается,
Рис. 55. Соприкосновение микро-
неровностей
Шероховатость обработанной поверхности характеризуется
совокупностью неровностей (выступов и впадин с относительно
малыми шагами), образующих рельеф поверхности.
Влияние качества обработанной поверхности на эксплуатационные характери-
стики деталей. Шероховатость обработанной поверхности — одна из важных харак-
теристик ее качества — оказывает большое влияние на износостойкость поверхности
детали, на прочность детали, на ее коррозионную стойкость и на надежность непод-
вижного соединения деталей.
Износостой кость двух трущихся поверхностей во многом зависит от
удельного давления между поверхностями. При наличии на этих поверхностях
микронеровностей (рис. 55) площадь контакта
а удельное давление и температура в местах
касания повышаются, что приводит к по-
вышению интенсивности смятия, среза и
выкрашивания выступающих точек обеих
поверхностей, т. е. к повышению их износа \
Наличие на "поверхности микронеровно-
стей (гребешков) вызывает концентрацию
местных напряжений у дна впадин гребеш-
ков, что может привести к появлению тре-
щин, значительно снижающих проч
н о с т ь детали (особенно при ее работе со
знакопеременными нагрузками).
Впадины гребешков являются также
местом сбора корродирующих веществ (ве-
ществ, способствующих разрушению металла
вследствие его окисления и разъедания), а потому чем более шероховата поверх-
ность (т. е. чем больше высота гребешков), тем благоприятнее условия для
начала коррози-и и ее проникновения в глубину детали.
При наличии на обработанной поверхности детали шероховатостей снижается
и надежность неподвижного соединения двух таких деталей, так как при
запресовке одной детали в другую происходит смятие (сглаживание) гребешков и
соответствующее уменьшение расчетного натяга.
Из изложенного следует, насколько важно влияние шероховатости обработан-
ной поверхности на эксплуатационные характеристики детали.
Но качество обработанной поверхности характеризуется не только ее шерохо-
ватостью, а также и другими факторами, оказывающими значительное влияние на
работоспособность той или иной детали.
Так, на износостойкость обработанной поверхности детали (напри-
мер, при трении стального вала в твердом подшипнике) большое влияние, наряду
с шероховатостью, оказывают степень и глубина распространения упрочнения
(наклепа) и величина остаточных напряжений в поверхностном слое [27]. Прц этом
может иметь место такое положение, когда- изменение какого-либо элемента режима
резания (например, увеличение подачи), с одной стороны, приводит к понижению
износостойкости (вследствие увеличения шероховатости), с другой стороны, — к по-
вышению износостойкости (вследствие повышения упрочнения). В зависимости от
того, какой из этих факторов будет преобладать, износостойкость с увеличением по-
дачи может или увеличиваться, или уменьшаться, причем упрочнение поверхностного
слоя, полученное в процессе резания, способствует повышению износостойкости
только тогда, когда оно не сопровождается уменьшением величины остаточных на-
пряжений, которые оказывают на износостойкость наибольшее влияние [28]. Оста-
точные напряжения снижают подвижность атомов и повышают сопротивление износу
1 При чрезмерно малой высоте микронеровностей износ двух трущихся деталей
также может быть интенсивным, так как коэффициент трения при уменьшении высоты
микронеровностей сначала уменьшается, достигает минимума, а затем повышается.
61
(отрыву отдельных частиц металла), причем для повышения износостойкости оста-
точные напряжения растяжения так же полезны, как и напряжения сжатия [27].
Упрочнение и остаточные напряжения в поверхностных слоях обработанной
поверхности наряду с шероховатостью оказывают влияние и на усталостную
прочность (выносливость) детали. Исследования [28 — 31] показали, что
чем меньше шероховатость обработанной поверхности, больше глубина и степень
упрочнения и остаточные напряжения сжатия в поверхностных слоях обработанной
поверхности, тем выше усталостная прочность детали; наличие в поверхностных слоях
остаточных напряжений растяжения способствует снижению усталостной прочности.
Остаточные напряжения сжатия способствуют и снижению влияния коррозии на
деталь.
Большие работы, проведенные в нашей стране по комплексному изучению ка-
чества обработанной поверхности (С. В. Серенсеном, И. А. Одингом, П. Е. Дьяченко,
И. С. Штейнбергом, А. И. Исаевым, А. А. Маталиным и др.), заложили основы созна-
тельного управления процессом резания и получения обработанной поверхности
не только заданного размера, но и высокого качества по эксплуатационным характе-
ристикам.
Образование микронеровностей и влияние различных факторов
на шероховатость обработанной поверхности
Начало научного исследования микрогеометрии обработанной поверхности
было положено проф. В. Л. Чебышевым, который в 1873 г. впервые вывел форму для
определения высоты микронеровностей при цилиндрическом фрезеровании. При
содействии В. Л. Чебышева еще в 1893 г. на Тульском оружейном заводе были при-
менены лекала, при помощи которых контролировали не только размеры детали,
но и шероховатость ее обработанных поверхностей. Эти лекала были первыми в мире
образцами (эталонами) шероховатости поверхности — прообразом эталонов, приме-
няемых в настоящее время.
На рис. 56, а—в показаны профили обработанной поверхности,
представляющие собой след режущих кромок инструмента.
При резании резцом с радиусом закругления г = 0 (рис. 56, а)
теоретическая высота гребешка Н определится из следующих
соотношений:
КО = ON ctg 41 = Н ctg OL = ON ctg (р = Н ctg (р;
КО + ОЬ = s = Н(ctgф1 + ctgср) = Н
I \ OTI I от/ Sin<PiSin<p ’
откуда
уу__ s sin фх sin ф
~ sin (фх + ф) •
Когда теоретический профиль обработанной поверхности по-
лучается как след криволинейного участка режущей кромки
BCF с радиусом г (рис. 56, б), высота оставшихся гребешков Н
определится следующим образом:
СЕ — Н — ОС — ОЕ = г — ОЕ-,
из треугольника ОВЕ
ОЕ = /ОВа —В£2 = ;
62
тогда
/4r2_s2
Н = Г------2--- *
Аналогично можно вывести формулы для более общего слу-
чая, когда наряду с прямолинейными участками режущих кромок
ab и fe (рис. 56, в) в формировании профиля принимает участие
и криволинейный участок bcf с радиусом г (радиусом закругления
при вершине резца в плане).

Рис. 56. Профили обработанной по-
верхности:
а — при резании резцом с г = 0; б — при
образовании поверхности криволинейным
участком режущей кромки; в — действи-
тельный профиль, образованный криволи-
нейным и прямолинейным участками режу-
щих кромок
Из анализа выведенных формул следует, что высота гребеш-
ков (шероховатость) уменьшается с уменьшением подачи s, глав-
ного ф и вспомогательного фт углов в плане и с увеличением
радиуса г закругления при вершине резца в плане. Это же поло-
жение для углов ф и ф! показано на рис. 56, при уменьшении
угла ф (направление LE) и угла ф! (направление KF) высота
гребешка Нг уменьшается в сравнении с первоначальной высо-
той Н.
Действительный профиль обработанной поверхности будет
более шероховатым (см. рис. 56, в) и высота его неровностей Нд
значительно больше теоретической высоты //. Основной причиной,
вызывающей резкое отличие действительного профиля от теоре-
тического, является упругое и пластическое деформирование
слоев обработанной поверхности; большое влияние на Нд оказы-
вают также периодичность наростообразования (см. рис. 36, б)
и силы трения, всегда действующие между задними поверхно-
стями инструмента и поверхностями заготовки, приводящие к
разрывам металла в поверхностных слоях. Поэтому наряду с
63
рассмотренным влиянием s, (р, qpj и г (которые в основном воз-
действуют как чисто геометрические факторы) на шероховатость
(микрогеометрию) обработанной поверхности оказывает влияние
в процессе стружкообразования и ряд других факторов. К ним
в основном относятся скорость резания, свойства обрабатывае-
мого металла, передний угол, смазывающе-охлаждающая жид-
кость, упругие деформации поверхности, шероховатость режу-
щей кромки инструмента, износ инструмента.
Влияние скорости резания на шероховатость обработанной
поверхности показано на рис. 57. Кривая 1 является более общим случаем, имеющим
место при обработке сталей, за исключением высоколегированных. Сначала в диапа-
зоне скоростей — v2 (Di близка к нулю) шероховатость обработанной поверхности
Рис. 57. Влияние скорости резания на вы-
соту микронеровностей обработанной поверх-
ности
увеличивается, что вызывается на-
чалом наростообразования, дости-
гающего максимального значения
при скорости v2.
Начиная со скорости v2 под
действием возросшей температуры
условия для наростообразования
ухудшаются, высота наростообра-
зования уменьшается, и при не-
которой скорости резания va она
исчезает совсем; это приводит к со-
ответствующему уменьшению высо-
ты микронеровностей. При даль-
нейшем увеличении скорости реза-
ния с v3 до шероховатость по-
верхности продолжает уменьшаться,
что объясняется уменьшением тре-
ния (за счет повышения темпера-
туры) между задней поверхностью
резца и обработанной поверхностью,
а также общим уменьшением пластической деформации (что подтверждается соот-
ветствующим уменьшением коэффициента усадки стружки, см. рис. 49).
Начиная со скорости резания у4, величина которой зависит в основном от о б р а
батываемого металла, процесс резания стабилизируется, и высота
микронеровностей практически остается постоянной (близкой к Н теоретической).
При обработке высоколегированных сталей, цветных металлов и хрупкого чу-
гуна горбообразная кривая почти не имеет места. Более характерной зависимостью
для этих металлов является кривая 2 (рис. 57), показывающая, что с увеличением
скорости резания шероховатость обработанной поверхности сначала резко умень-
шается, а затем практически остается постоянной; это объясняется почти полным
отсутствием наростообразования.
Чем выше твердость обрабатываемой стали, тем меньше высота микронеровно-
стей; по мере увеличения скорости резания влияние твердости на шероховатость об-
работанной поверхности снижается.
Передний угол оказывает некоторое влияние на шероховатость обра-
ботанной поверхности. Исследования показывают, что при увеличении переднего
угла (уменьшении угла резания) высота микронеровностей несколько убывает. Это
уменьшение происходит более резко по мере увеличения подачи и менее резко по
мере увеличения скорости резания (начиная со скорости 20—30 до 60—80 м/мин,
рис. 58). Начиная же со скорости резания 60—80 м/мин (при обработке углеродистых
сталей) передний угол практически не влияет на шероховатость обработанной по-
верхности.
Смазывающе-охлаждающие жидкости, облегчая процесс
стружкообразования, уменьшая трение и пластическое деформирование, способст-
вуют получению менее шероховатой обработанной поверхности (рис. 59). По мере
увеличения скорости резания эффект от применения жидкостей уменьшается (по
сравнению с обработкой всухую) и начиная с некоторой скорости становится прак-
тически не заметным.
Чем больше упругое восстановление обработанной поверхности
(НуП\ см. рис. 35), тем в большей степени будет отличаться действительная высота
гребешка от расчетной. Так как упругое восстановление зависит от радиуса р округ-
ления режущей кромки, то чем оольше р,
бешков (хуже обработанная поверхность).
Влияние упругих деформаций и величи-
ны р на высоту Нд особенно интенсивно
сказывается при малых толщинах среза,
когда — близко к единице.
р р
Высота микронеровностеи
режущей кромки влияет на
микрогеометрию обработанной поверхно-
тем оольше действительная высота гре-
Рис. 59. Влияние смазывающе-охлаж-
дающих жидкостей на высоту микро-
неровностей обработанной поверхно-
сти (по данным автора)
Рис. 58. Влияние угла резания (перед-
него угла) на высоту микронеровностеи
обработанной поверхности (по А. Н. Ере-
мину)
сти: зазубрины режущей кромки копируются непосредственно на гребешках обра-
ботанной поверхности, увеличивая их высоту. Шероховатости от режущей кромки
могут быть основными при продольном точении с малыми подачами, а также при
поперечном (фасонном, см. например, рис. 15, ///) точении резцом с высокой
скоростью резания. Поэтому поверхности резца для чистового точения должны быть
тщательно заточены (доведены), что уменьшает шероховатость и на самой режущей
кромке х.
При износе резца до 0,5—1 мм по его задней поверхности влияние из-
носа на шероховатость незначительно; однако большая величина износа, приводя-
щая к значительному возрастанию шероховатости режущей кромки, величины р и
сил, действующих в процессе резания, может вызвать увеличение высоты микро-
неровностей обработанной поверхности, а при недостаточной жесткости системы
СПИД привести и к вибрациям, значительно ухудшающим микрогеометрию обра-
ботанной поверхности (см. рис. 63).
В заключение отметим, что подача s в пределах до 0,12—0,15 мм/об на дейст-
вительную высоту гребешков влияет незначительно, тогда как при дальнейшем
1 Шероховатость режущей кромки обычно больше средней шероховатости
на передней и задней поверхностях.
3 В. А, Аршинов
65
увеличении подачи действительная высота микронеровностей резко возрастает
(см. рис. 59). Глубина же резания на изменение микрогеометрии обработанной по-
верхности влияет мало.
Рассмотренные применительно к токарной обработке зависи-
мости шероховатости обработанной поверхности от различных
факторов сохраняют в основном свою силу и для других видов
обработки (строгания, сверления, зенкерования, фрезерования и др.).
Так как завивание стружки, ее усадка и упрочнение являются
результатом пластической деформации при резании металлов, а
последняя влияет также и на степень шероховатости обработан-
ной поверхности, то можно сказать, что пластическая деформа-
ция, завивание стружки, усадка стружки и шероховатость обра-
ботанной поверхности 2 имеют глубокую физическую связь.
§ 6. ВЛИЯНИЕ СМАЗЫВАЮЩЕ-
ОХЛАЖДАЮЩИХ ЖИДКОСТЕЙ (СОЖ)
НА ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ
При резании металлов в результате затрачиваемой работы
возникает тепло. Воздействуя на режущий инструмент, тепло раз-
мягчает его, делает менее износостойким и изменяет его размеры.
От действия тепла изменяются и размеры обработанной поверх-
ности. Эти температурные деформации инструмента и заготовки
снижают точность обработки.
Для отвода тепла от режущего инструмента и заготовки при-
меняют смазывающе-охлаждающие жидкости (см. рис. 94), ко-
торые к тому же уменьшают трение (между резцом — стружкой
и резцом — заготовкой) и облегчают процесс стружкообразования.
Сущность физико-химического действия смазывающе-охлаж-
дающих жидкостей при резании металлов вскрыта советской
школой акад. П. А. Ребиндера, работами которого [34—37] дока-
зано, что свойства смазывающе-охлаждающих жидкостей можно
изменять путем введения в них небольших количеств (0,1 — 1%)
поверхностно-активных веществ.
Поверхностно-активными веществами по ' отношению к какой-
либо жидкости называются такие вещества, которые при введе-
нии их в жидкость уменьшают ее поверхностное натяжение или
поверхностную энергию и повышают смачиваемость (масляни-
стость). К таким веществам относятся органические кислоты
(стеариновая, олеиновая, пальмитиновая и др.), их соли, а также
органические вещества с галогено- или серосодержащими поляр-
ными группами.
На рис. 60 показаны фотографии стружек, полученных при
обработке всухую, с применением неактивного (очищенного) и
2 Классификация и обозначения шероховатости обработанных поверхностей
устанавливаются ГОСТом 2789—59 (см. также работы [32, 49]).
66
активированного керосина (свободное резание, v = 6,5 м/мин,
b = 2,8 мм', а = s = 0,04; 0,125 и 0,20 мм). Из фотографий видно, что
стружки, полученные при обработке всухую и с неактивным кероси-
ном, имеют ярко выраженные элементы и зазубрины (при всех по-
Рис. 60. Стружки, полученные при резании:
I — всухую; II — с применением неактивного (очищенного) керосина; III —
с применением поверхностно-активного керосина (из опытов автора)
дачах). При обработке же с применением активированного ке-
росина стружки сливные. Это доказывает, что поверхностно-ак-
тивные смазывающе-охлаждающие жидкости, изменяя напря-
женное состояние в зоне деформации и облегчая разрушение,
оказывают большое влияние на процесс стружкообразования.
Облегчение процесса стружкообразования с применением по-
верхностно-активных смазывающе-охлаждающих жидкостей на-
глядно проявляется и в уменьшении усадки стружки (рис. 61),
3* 67
в уменьшении силы резания (см. рис. 78), в уменьшении шеро-
ховатости обработанной поверхности 1 (см. рис. 59), в снижении
интенсивности износа режущего инструмент 2 (см. рис. 99).
На рис. 62 показаны сечения заготовки и резца в направлении, перпендикулярном
к главной режущей кромке. Так как жидкость омывает заготовку и резец, то на
абсолютно чистой поверхности резания /, только что вышедшей из-под резца, обра-
зуется адсорбционный слой 3 б; проникая в микрощели 4, всегда имеющиеся в твер-
дом теле и создающиеся дополнительно при разрушении, молекулы поверхностно-
активных веществ адсорбируются на стенках щели и, препятствуя их смыканию,
Рис. 61. Влияние смазывающе-охлаж-
дающих жидкостей на усадку стружки
(из опытов автора)
Рис. 62. Схема действия сма-
зывающих жидкостей при ре-
зании
образуют «разрыхленную зону» предразрушения в. Образованная поверхность ре-
зания 1 через один оборот заготовки при подходе к резцу будет представлять собой
уже обрабатываемую поверхность 2, омываемую жидкостью сверху. Таким образом,
при входе в зону деформации (в зону начала стружкообразования), срезаемый слой а
имеет «разрыхленную зону» (зону предразрушения) ар. В зоне деформации вследствие
скольжения одних слоев относительно других, наряду с дальнейшим развитием
микрощелей происходит образование новых микрощелей. Под воздействием поверх-
1 По отношению к обработке всухую чистота обработанной поверхности повы-
шается на один-два класса (по ГОСТу 2789—59).
2 Снижение интенсивности износа режущего инструмента вызывается и охлаж-
дающим свойством жидкости.
3 Адсорбция — процесс, при котором на поверхностном слое данного вещества
концентрируются молекулы, атомы или ионы другого вещества, поглощаемые из
окружающей среды.
4 Микрощели (трещины) всегда образуются при разрушении твердых тел.
Жидкость проникает в такие микрощели (на глубину до 0,1 мм) под влиянием капил-
лярного давления; молекулы поверхностно-активных веществ покрывают поверхности
щели (адсорбируются на них) с большей скоростью, чем происходит всасывание
всей жидкости,
68
ностно-активных веществ здесь начинают развиваться те плоскости скольжения,
которые в обычных условиях, т. е. на воздухе или в неактивной среде, не получили
бы развития. В результате всего этого процесс стружкообразования (разрушения)
облегчается, а толщина пачек скольжения слоев уменьшается и стружка из ступен-
чатой может перейти в сливную.
Жидкость оказывает влияние не только на внешние слои стружки, но и на слои
металла, соприкасающиеся с режущей кромкой резца, и на слои стружки с прирез-
цовой (надрезцовой) стороны.
На поверхности резца и в зону разрушения металла перед режущей кромкой
резца жидкость попадает по вакуумам 4 и 5, образуемым при срывах нароста 3,
а также по вакуумным микротрещинам, получающимся в результате ослабления и
нарушения контактов между заготовкой и резцом (что вызывается их колебаниями —
вибрациями) [38].
Исследования показывают, что для каждого обрабатываемого металла и даже
вида обработки есть своя наиболее оптимальная смазывающе-охлаждающая жидкость
и что наибольшую эффективность смазывающе-охлаждающие жидкости дают при
резании вязких, высокопластичных и сильно упрочняющихся при деформации ме-
таллов; с увеличением толщины среза и скорости резания эффект облегчения струж-
кообразовани^ от применения смазывающе-охлаждающих жидкостей уменьшается.
К смазывающе-охлаждающим жидкостям, применяемым при
резании, предъявляются следующие основные требования: высо-
кая охлаждающая и смазывающе-режущая способность, устойчи-
вость, антикоррозионность и безвредность для работающего. Все
применяемые в настоящее время смазывающе-охлаждающие жид-
кости можно разбить на две основные группы: главным образом —
охлаждающие и смазывающие.
К первой группе относятся жидкости с малой вязкостью,
большой теплоемкостью и теплопроводностью. Сюда относятся
водные растворы минеральных электролитов 1 и водные эмульсии.
Ввиду их большой теплоемкости они применяются в тех случаях,
когда основной целью является охлаждающее действие — для по-
вышения стойкости режущего инструмента (например, при обди-
рочных работах, когда имеет место большое тепловыделение
и чистота обработанной поверхности не имеет особого значения).
Широко распространенные в практике водные эмульсии при-
готовляют из эмульсолов, представляющих собой коллоидные
растворы мыл и органических кислот в минеральных маслах, ста-
билизированные водой или водой и спиртом [40]. При смешении их
с водой они дают эмульсию цвета от молочно-белого до корич-
невого (2—20% масла и 0,3—2% мыла).
Лучшей жидкостью будет та, которая наряду с высокими
охлаждающими свойствами обладает и хорошей маслянистостью,
что достигается введением в жидкость поверхностно-актив-
ных веществ. В связи с этим в промышленности широкое распро-
странение находят активированные эмульсолы, к которым отно-
1 Минеральные электролиты (кальцинированная сода, нитрит натрия, жидкое
стекло и др.) вводятся в воду как антикоррозионные добавки, предохраняющие
металл от коррозии; для лучшего смачивания металлических поверхностей в воду
добавляют мыло или специальные смачиватели ОП-7 и ОП-Ю (резко снижающие
поверхностное натяжение воды).
60
сится, например, осерненный эмульсол следующего состава: 25%
сульфированного касторового масла, 13,5% осерненного соевого
масла, 17% минерального масла, 32% воды и 20%-ный раствор
каустической соды — остальное (до получения прозрачного масла).
Широко применяют и активированные эмульсолы на окислен-
ном петролатуме (на синтетических жирных кислотах) следую-
щего состава: 20% окисленного петролатума, 70% минерального
масла — веретенного 3 и 10% воды [41].
К жидкостям второй группы, обладающим высокой масля-
нистостью, относятся минеральные, растительные, животные и
компаундированные масла (смесь минеральных масел с расти-
тельным или животным), а также керосин и растворы в масле
или керосине поверхностно-активных веществ.
Жидкости этой группы применяют при чистовых и отделочных
работах, когда требуются высокие чистота и точность обработан-
ной поверхности.
В промышленности широкое распространение нашли так на-
зываемые осерненные масла (сульфофрезолы), содержащие в
качестве активированной добавки серу.
§ 7. ВИБРАЦИЯ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
Вибрации (колебания в системе СПИД) ухудшают качество
обработанной поверхности (рис. 63), повышают износ инструмен-
та и станка, приводят к разрегулированию соединений в станке
и приспособлении. Сильные вибрации вынуждают снижать про-
изводительность процесса резания, а иногда работа на станке
вообще становится невозможной.
При резании металлов могут иметь место два вида колеба-
ний (вибраций): вынужденные колебания и автоколебания (са-
мовозбуждающиеся процессом стружкообразования).
Вынужденные колебания возникают под действием
периодически возмущающих сил, которыми могут быть:. 1) пере-
менные силы, действующие на систему в результате прерывистого
резания (например, точение валика, имеющего продольный паз)
или неравномерного припуска; 2) центробежные силы инерции
неуравновешенных вращающихся масс (заготовки, патрона, шки-
вов, роторов электродвигателей и др.); 3) силы удара, вызванные
неисправностями и неточностью изготовления рабочих поверхно-
стей в деталях механизмов передач движений (например, износом
деталей механизма, неточностью изготовления зубчатых колес),
резкими включениями и переключениями и т. п.
Автоколебания — явление более сложное и чаще имею-
щее место при резании металлов.
Основными причинами появления автоколебаний являются:
1) непостоянство силы трения сходящей стружки о резец и резца
о заготовку; 2) неравномерное упрочнение срезаемого слоя по его
70
толщине; 3) непостоянство нароста, приводящее к изменению в про-
цессе резания угла резания и площади поперечного сечения среза.
На интенсивность (высоту волны) вибраций автоколебатель-
ного характера оказывают влияние род обрабатываемого металла
Рис. 63. Обработанная поверхность:
1 — при отсутствии вибраций; 2 — при наличии вибраций; 3 — после устра-
нения вибраций
и его механические свойства, элементы режима резания, геомет-
рические элементы режущей части инструмента и жесткость
системы СПИД.
При обработке сталей, в особенности вязких, вибрации сильнее,
чем при обработке чугунов. При увеличении НВ и ое обрабатываемого металла
вибрации уменьшаются, при увеличении относительного удлинения и относитель-
ного сужения — увеличиваются [42].
При увеличении скорости резания вибрации сначала возрастают, а затем
уменьшаются. Чем больше подача, тем меньше величина скорости резания, начиная
с которой уменьшаются вибрации [43]. При увеличении глубины резания
(ширины среза) вибрации при продольном точении возрастают.
Влияние подачи на вибрации меньшее, чем влияние скорости и глубины
резания. С увеличением подачи (толщины среза) вибрации уменьшаются (при
s < /); при s> t вибрации с увеличением подачи увеличиваются [44].
Чем меньше главный угол в плане ф, тем интенсивнее вибрации.
Это объясняется как уменьшением толщины и увеличением ширины среза, так и
увеличением радиальной (отжимающей) силы Pv с уменьшением угла ф (см. рис. 76).
Чем больше сила Pv, тем больше отжим между заготовкой и суппортовой группой
станка. Поэтому при обтачивании длинных и тонких валиков (т. е. валиков малой
жесткости) необходимо применять резцы с большими углами в плане. В практике,
кроме увеличения углов ф (до 90°), для уменьшения отжима и вибраций применяют
люнеты, а также специальные приборы — виброгасители. Аналогичное влияние,
71
но менее интенсивное, оказывает и вспомогательный угол в плане
фх; чем меньше угол <р1э тем больше вибрации.
Вибрации возрастают при увеличении радиуса закругления при
вершине резца в плане, что также объясняется увеличением ширины среза, умень-
шением средней толщины среза и увеличением радиальной силы Ру.
Передний и задний углы резца в пределах 3—20° не оказывают су-
щественного влияния на вибрации [45].
На вибрации оказывает влияние и форма передней поверхности
резца. Так, дополнительно заточенная лунка на передней поверхности резца (фор-
ма ///, рис. 115, в) уменьшает вибрации по сравнению с резцом без лунки.
Износ резца по задней поверхности (см. рис. 95) усиливает вибрации.
Чем выше жесткость системы СПИД и меньше зазоры между ее
звеньями, тем меньше условий для возникновения вибраций вообще, тем меньше
высота волны вибраций, если они и возникают. Поэтому при продольном точении
наибольшие вибрации возникают, когда резец находится посредине заготовки, так
как величина прогиба заготовки от сил, действующих на нее в этом случае, будет
Рис. 64. Резец с виброгасящей
фаской
наибольшей (жесткость же заготовки будет наи-
меньшей). Вибрации уменьшаются при продоль-
ном точении заготовки вблизи задней бабки
станка; еще меньше они при резании вблизи
передней бабки станка.
Чем больше вылет пиноли задней
бабки, тем больше вибрации, так как жесткость
системы в этом случае будет меньшей.
Чем выше жесткость заднего
центра, тем меньше вибрации при резании;
хорошие результаты дает обычный неподвижный
задний центр, вставленный в пиноль задней
бабки. Однако при работе на высоких скоро-
стях резания применение неподвижного центра
практически невозможно, так как большая от-
носительная скорость вращения поверхности
центрового отверстия заготовки по конической поверхности центра приводит к боль-
шому тепловыделению и износу центра. В связи с этим применяют вращающиеся
задние центры (на подшипниках), имеющие вид головки, вставляемой, как и не-
подвижный центр, в пиноль задней бабки. Но такие (обычные) вращающиеся центры
имеют жесткость, в 3,5—4 раза меньшую по сравнению с неподвижным центром
и зачастую являются причиной возникновения вибраций. Поэтому, особенно при
точных и тяжелых работах, рекомендуется применение специального вращающегося
центра, встроенного в пиноль задней бабки.
Чем больше вылет резца из резцедержателя и меньше размеры
державки резца в поперечном сечении (при одном и том же материале дер-
жавки), тем меньше жесткость системы и больше вибрации, причем чем выше ско-
рость резания, тем интенсивнее влияние вылета резца на увеличение вибраций.
Установленные зависимости влияния различных факторов на вибрации указы-
вают и пути их уменьшения. Однако эти пути не являются универсальными, а иногда
и прямо невыгодны. Например, увеличение главного угла в плане, хотя и вызывает
уменьшение вибраций, но вместе с тем увеличивает интенсивность износа режущего
инструмента х. Не всегда целесообразно применение и большого переднего угла
(малого угла резания), большого вспомогательного угла в плане и малого радиуса
закругления при вершине резца. Поэтому желательно найти такие средства устра-
нения (или уменьшения) вибраций, которые не снижали бы производительности.
Наряду с повышением жесткости системы СПИД к таким средствам относятся:
1) постановка упругих (резиновых и др.) прокладок под поводковые болты (при ра-
боте в центрах) и под кулачки патрона (при работе в патроне); 2) применение спе-
циальных приборов — виброгасителей, препятствующих возникновению вибраций;
1 Подробнее см. стр. 120,
72
действие виброгасителей основано на повышении сил сопротивления в системе
СПИД; 3) при черновой и получистовой обработке устранение низкочастотных ви-
браций заготовки может быть достигнуто путем специальной заточки у резца отри-
цательной фаски (0,1—0,3 мм) вдоль главной режущей кромки с образованием угла
—80 4- 85° (рис. 64); такую заточку 1 предложил Д. И. Рыжков; ее можно
производить оселком, не вынимая резца из резцедержателя, или в простом приспо-
соблении; Д. И. Рыжковым предложены и другие методы и .приспособления, способ-
ствующие устранению вибраций [46]; 4) повышению виброустойчивости процесса
резания способствует соответствующее (более правильное) расположение осей жест-
кости системы [47]; 5) содействует уменьшению вибраций и применение смазывающе-
охлаждающих жидкостей.
Глава
V
СОПРОТИВЛЕНИЕ РЕЗАНИЮ
ПРИ ТОЧЕНИИ
§ 1. СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА РЕЗЕЦ
разрушению (образованию стружки),
Рис. 65. Схема сил, действующих на
резец при свободном резании (строга-
нии), когда л = 0°
Для того чтобы происходило резание, к резцу должна быть приложена некото-
рая сила Рг, действующая в направлении главного движения (рис. 65). Эта сила
должна преодолеть сопротивление металла
которое, в свою очередь, может быть вы-
ражено силами, действующими на [резец
со стороны обрабатываемой заготовки.
Так как в процессе резания проис-
ходят упругие и пластические деформа-
ции, то со стороны срезаемого слоя нор-
мально к передней поверхности резца
действуют силы упругой Руп и пластиче-
ской Рпл деформаций. Со стороны обрабо-
танной поверхности нормально к задней
поверхности резца действуют силы Руп
и Р'п/1. При наличии нормальных сил
давления и относительного перемещения
резца и стружки, а также резца и заго-
товки по передней и задней поверхностям
резца возникают и действуют силы трения
Т и 7\. Силы трения Т = \ь(Рпл + Руп)\
Т1 = Н1 (Р'пл + Рдп)’ где И И H1 — коэф-
фициенты трения соответственно по перед-
ней и задней поверхностям. Сумма проек-
ций сил сопротивления Рпл, Р'пл Руп, Р'уп,
Т и на горизонтальную плоскость
преодолевается силой Р2. Сумма же проекций этих сил на вертикальную плоскость
дает некоторую силу, стремящуюся сдвинуть резец от заготовки в вертикальной
плоскости, во избежание чего резец закрепляется в резцедержателе и в процессе
плоскости, во избежание чего резец закрепляется в резцедержателе и в
резания возникает, как реакция, сила Р * *.
1 Стойкость резца значительно снижается при заточке фаски более 0,1 мм.
* Схема, наиболее полно учитывающая все силы, действующие в процессе
свободного резания, была впервые дана проф. К- А. Зворыкиным (1892) г.) и уточнена
затем советскими учеными в свете более поздних исследований процесса резания
(проф. С. С. Рудник, проф. В. А. Кривоухов, проф. А. М. Розенберг и др.); на рис. 65
приведена упрощенная схема.
73
Если было бы возможно точно подсчитать все силы, действующие на резец со
стороны срезаемого слоя и обработанной поверхности, то, проектируя их на гори-
зонтальную и вертикальную оси, легко было бы определить силу Р2 (минимальную
силу, которая должна быть приложена к резцу в направлении скорости резания)
и силу Ру.
Однако в связи с трудностью подсчета и измерения этих сил приведенная схема,
правильно отображающая действие сил сопротивления материала резанию и объяс-
няющая ряд явлений, сопутствующих процессу резания металлов, для практических
расчетов пока не применяется.
используют составляющие этой
Рис. 66. Разложение равнодействующей
силы Р на составляющие Р2, Руу Рх
§ 2. СИЛА СОПРОТИВЛЕНИЯ РЕЗАНИЮ
И ЕЕ РАЗЛОЖЕНИЕ
Равнодействующую всех сил, действующих на резец со сто-
роны обрабатываемого металла, можно назвать силой сопротив-
ления резанию (стружкообразованию). Эта равнодействующая
сила в практических расчетах почти не применяется. На практике
равнодействующей, направление
которых совпадает с главным
движением станка и движением
подачи (или обратно им). Зная
заранее направление этих состав-
ляющих сил, легко, пользуясь
соответствующими приборами \
измерить их величину и вы-
вести уравнения для их под-
счета.
При токарной обработке в
условиях несвободного резания
равнодействующая сила сопро-
тивления резанию R расклады-
вается на три взаимно пер-
пенди кул я р ные составл яющие
силы (рис. 66), действующие на
резец:
Р2 — силу резания, или тан-
генциальную силу, касатель-
ную к поверхности резания и совпадающую с направлением глав-
ного движения станка;
Рх — осевую силу, или силу подачи, действующую параллельно
оси заготовки в направлении, противоположном движению подачи;
Ру — радиальную силу, направленную горизонтально и перпен-
дикулярно оси обрабатываемой заготовки.
Равнодействующая /?, как диагональ параллелепипеда, равна
/? =/Я+рГьрГ-
1 Конструкции приборов рассматриваются в руководствах по лабораторным
работам [48, 49, 58].
74
При ср = 45°, X = 0 и у 15° угол Л между силами Р2 и R равен
25—40°, сила Рх = (0,3 4- 0,4) Pz, сила Ру = (0,4 4- 0,5) Pz.
На соотношение между силами Pz, Ру и Рх влияют элементы
режима резания, геометрические элементы режущей части резца,
материал обрабатываемой заготовки, износ резца и др. Начиная
Р Р
со скорости около 50 м/мин отношения и уменьшаются
*2 '2
с увеличением скорости резания. Относительная величина Ру и
Рх возрастает с увеличением отрицательного значения * переднего
Рис. 67. Частные случаи разложения равнодействующей:
а — при отрезании (разрезании); б — при резании трубы резцом с ф = 90°,
X = 0°
угла и с увеличением износа резца по задней поверхности. При
обработке закаленных сталей (ое 150 кГ/мм2) резцом с отрица-
тельным передним углом от —5 др — 15° сила Ру даже больше
силы Pz в 1,3—2,3 раза.
С увеличением глубины резания и главного угла в плане отно-
Р Р
шение возрастает, a убывает.
<2 *2
Частные случаи разложения равнодействующей силы при то-
карной обработке имеют место при отрезании резцом с режущей
кромкой, параллельной оси (рис. 67, а), и при резании трубы
резцом с углом ф = 90° и X = 0° (рис. 67, б). В этих случаях сила
R раскладывается только на две: Pz и Ру; Pz и Рх.
§ 3. ДЕЙСТВИЕ СИЛ Pz,Py и Рх
НА ИНСТРУМЕНТ, ЗАГОТОВКУ И СТАНОК
Действие сил на резец. Из рассмотрения сил, действующих
на резец (см. рис. 66), видно, что сила резания Pz изгибает резец
в вертикальной плоскости, сила Ру стремится оттолкнуть резец от
заготовки, а сила Рх стремится изогнуть резец в горизонтальной
плоскости и вывернуть его из резцедержателя. Очевидно, что чем
больше вылет резца /, тем больше будет изгибающий момент;
Л1и„ = Pzl кГ мм,
75
тем, следовательно, большим должно быть сечение державки рез-
ца. Во избежание смещения резца от действия сил Ру и Рх он
должен быть прочно закреплен в резцедержателе.
Точка приложения равнодействующей всех сил Ох (или центр
давления стружки на резец) не проходит через центр тяжести се-
чения державки резца О (рис. 68.). На положение центра давле-
ния большое влияние оказывают глубина резания, подача и
геометрические элементы резца (особенно главный угол в плане).
Приближенно центр давления Ох может быть определен как точка
пересечения диагоналей сечения среза Ч
Такое положение центра давления по отношению к центру
тяжести сечения державки резца приводит к тому, что сила Рг,
кроме нормальных напряжений от изгибающего момента
Мизг = Pzl кГмм
и касательных напряжений от перерезывающей силы при изгибе,
создает еще касательные напряжения от крутящего момента
МКрг = PzlQ кГмм.
1 Однако за вылет резца принимают обычно расстояние от края плоскости
опоры до вершины резца, допуская во всех расчетах, что точка приложения сил нахо-
дится в вершине.
76
Сила Рх, кроме нормальных напряжений от изгибающего мо-
мента и касательных напряжений от перерезывающей силы при
изгибе, создает касательные напряжения от крутящего момента
МкРх = ¥ кГмм‘
Сила Ру, кроме сжатия, создает продольный изгиб.
Таким образом, резец в процессе резания испытывает слож-
ное сопротивление.
Напряжения, вызванные .в державке силами Pz, Ру и Рх,
не должны превышать напряжений, допускаемых материалом
державки по его прочности и жесткости. В практике, однако, при-
нято рассчитывать резец только на плоский изгиб по силе Pz, не
учитывая деформаций от сил Ру и Рх.
Наряду с напряжениями в державке резца сила Р2 создает
большие напряжения и в режущей части инструмента — в пла-
стинке. В зависимости от значения переднего угла пластинка
может испытывать деформации изгиба и среза или деформации
сжатия (см. рис. 116). Для каждого резца сила Pz должна быть
не больше определенной величины, иначе напряжения, вызван-
ные этой силой, достигнут предела прочности пластинки и пла-
стинка разрушится. Это особенно важно для резцов, оснащенных
пластинками из твердых сплавов или из минералокерамических
материалов (вследствие их большей хрупкости).
Силы Pz, Ру и Рх оказывают большое влияние на режу-
щую часть инструмента и в том случае, когда напряжения
не достигли ее предела прочности, так как чем больше эти силы,
тем интенсивнее протекает износ инструмента в процессе ре-
зания.
Действие сил на заготовку. Если на резец действует сила Pz,
то на заготовку в месте резания действует сила Р'г, равная по
величине силе Рг, но обратная по направлению (рис. 69, а).
Перенося в центр обрабатываемой заготовки две равные и
противоположно направленные силы Ргг, видим, что создается
пара сил и момент сопротивления резанию:
P'D
р = кГмм.
Кроме скручивания заготовки, от действия силы P'z создается
момент, изгибающий заготовку в вертикальной плоскости.
Для резания необходимо, чтобы момент сопротивления реза-
нию был преодолен вращающим (крутящим) моментом станка,
т. е. вращающий момент станка на выбранной ступени числа
оборотов был бы больше или, в крайнем случае, равен (для расче-
тов) моменту сопротивления резанию: Мвр Мс,р.
77
Вращающий момент станка подсчитывается по формуле
Мвр = 975 000^ кГмм,
где Ntun — мощность на шпинделе в квт\
п — число оборотов шпинделя в минуту.
В свою очередь,
N шт = N стУ\>
где NCm — мощность электродвигателя станка;
г] — к. п. д. станка.
Сила Р'у изгибает заготовку в горизонтальной плоскости. При
недостаточной жесткости системы СПИД эта сила может вызвать
Рис. 69. Действие сил Рг, Ру и Рх на заготовку
в процессе резания вибрации. Складываясь с силой Prz, они
срздают силу (рис. 69, а), которая будет вызывать суммарный
изгибающий момент, действующий на обрабатываемую заготовку
и влияющий на точность обработанной поверхности.
Сила
R, = Vp? + p'J.
Сила Р'х прижимает заготовку к переднему центру (рис. 69, б)
(или стремится сдвинуть заготовку в осевом направлении при
креплении ее в патроне) и создает момент
PXD Г.
Мх = —2— кГмм,
который «вывертывает» заготовку из центров.
Численно Рх = Pxt Ру = Ру, Р'2 = Р2.
Действие сил на станок. Сила резания Pz, будучи наиболь-
шей по своему значению и совпадая с направлением скорости резания,
через резец действует на суппорт и станину. Сила Р2 через за-
готовку действует на центры и заднюю бабку. По этой силе про-
изводится расчет ответственных деталей станка и мощности, за-
78
трачиваемой на резание (а следовательно, расчет и необходимой
мощности электродвигателя станка).
Радиальная сила Ру действует через резец на суппорт и
станину, а сила Р'у через заготовку — на шпиндель, центры и заднюю
бабку станка. По этой силе производится расчет станка на жест-
кость и расчет радиального давления на подшипники шпинделя.
Сила подачи Рх действует через резец на механизм подачи
станка, а сила Р'х через заготовку — на шпиндель и его опоры
в осевом направлении. Сила Рх преодолевается механизмом по-
дачи станка, а потому в основном по ней и рассчитываются
детали коробки подач \ фартука и упорные подшипники шпинделя,
а также мощность, потребная для осуществления движения подачи.
Таким образом, силы, действующие в процессе резания, необ-
ходимо знать для правильного расчета и конструирования режу-
щего инструмента, станков и приспособлений, для расчета же-
сткости системы СПИД и мощности, затрачиваемой на резание.
Знание этих сил нужно и для правильной эксплуатации станка,
инструмента и приспособлений.
§ 4. МОЩНОСТЬ, ЗАТРАЧИВАЕМАЯ НА РЕЗАНИЕ
Для того чтобы подсчитать мощность, затрачиваемую на ре-
зание (эффективную мощность), необходимо сложить мощности
на преодоление каждой силы сопротивления Р2, Ру и Рх, т. е.
Npe3 = Npz~\- Nрх.
Так как мощность есть работа в секунду, то необходимо, сле-
довательно, каждую силу помножить на соответствующую отно-
сительную скорость перемещения резца и заготовки в направле-
нии действия данной силы (или обратном), введя соответствующие
коэффициенты перехода из минут в секунды (коэффициент 60),
из миллиметров — в метры (коэффициент 1000), из кГм/сек—
в киловатты (коэффициент 102). Тогда
»т Р -/и . Ру^у I Р xsn
^реэ = 60 • 102 ' "60 102 + 60.102. 1000 Квт'
При продольном точении никаких перемещений в направле-
нии действия силы Pv или в обратном этому направлению нет,
т. е. vv = 0, а следовательно^ равно нулю и все второе слагаемое.
Третьё слагаемое, представляющее собой мощность, затрачиваемую на
движение подачи, мало (1—2% от Np2), и им можно пренебречь. Тогда
= 60Л 02 квт’
где Р2 — в кГ\ v — в м/мин.
1 При расчете тягового усилия механизма подачи станка, кроме основной силы
Pv, учитывается также вес движущихся частей и силы трения, возникающие в поверх-
ностях направляющих станины от действия сил Рг и Ру [50].
79
Приняв во внимание к. п. д. станка т), легко подсчитать и не-
обходимую (расчетную) мощность электродвигателя:
Д7 _ Мрез
м 1] ‘
Для осуществления процесса резания на заданном станке
необходимо, чтобы мощность электродвигателя данного станка
Ncm была больше (или, в крайнем случае, равна) расчетной мощ-
ности \ т. е. Ncrn NM-
§ 5. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА СИЛЫ Pz, pv и Рх ПРИ ТОЧЕНИИ
Теоретическими и экспериментальными исследованиями дока-
зано, что на силы Рг, Ру и Рх влияют в основном следующие
факторы: обрабатываемый металл, глубина резания, подача, пе-
редний угол резца (угол резания), главный угол в плане резца,
радиус закругления при вершине резца, смазывающе-охлаждаю-
щие жидкости, скорость резания и износ резца.
Влияние обрабатываемого металла. Физико-механические
свойства обрабатываемого металла и его состояние во многом опре-
деляют процесс стружкообразования и сопутствующие ему деформа-
ции, а следовательно, и силы сопротивления, которые должен пре-
одолеть резец и станок. Чем больше предел прочности при растяже-
нии (Ув и твердость НВ обрабатываемого металла, тем больше силы
Рг, Ру И РХ.
При обработке незакаленных сталей твердосплавными резцами
сила Р* * может быть выражена зависимостью
рг = С^’85 кГ.
При обработке твердосплавными резцами серых чугунов
Р2 = C2HB0i кГ,
где С± и С2 — постоянные коэффициенты.
Приведенные зависимости дают возможность иметь следующие
соотношения:
для сталей
для серых чугунов
р21 = fИВЛ».*
рг2 \ нв2)
1 Для кратковременного процесса резания возможна перегрузка электродвига-
теля станка до 25% его номинальной мощности, т. е. при кратковремен-
ности до 1 мин перегрузка электродвигателя допускается до 50%.
* Степень влияния аь и НВ обрабатываемого металла на силы Ру и Рх см. в спра-
вочниках по режимам резания [51, 52].
80
Приняв условно за единицу силу при обработке незакаленной
стали с ов =75 кГ/мм\ можно получить и поправочные коэффициенты
Км для сталей с другим значением ов:
К -Н0’35
~~ \15)
Тогда, зная силу Р21 для = 75 кГ1мм\ легко определить силу
Pz для другого значения стб:
Рz ~ Р 2^Кмг кГ
Влияние глубины резания и подачи. Чем больше глубина ре-
зания и подача, тем больше площадь поперечного сечения среза и
объем деформируемого металла, тем, следовательно, больше сопроти-
вление металла стружкообразованию, и процесс резания будет про-
текать с большими силами Рг, Ру и Рх.
s s s 2s
Рис. 70. Влияние глубины резания(а) и подачи(б) на ширину и тол-
щину среза (при s<0
При продольном точении глубина резания оказывает большее
влияние на силу резания, чем подача. При увеличении глубины
резания, например в 2 раза, ширина среза увеличивается также
в 2 раза (при сохранении значения толщины среза, по рис. 70, а),
а следовательно, во столько же увеличится и нагрузка на резец,
вызываемая силами, действующими на переднюю и заднюю поверх-
ность резца.
Поэтому
Pz =
где х = 1 для всех обрабатываемых металлов.
При увеличении подачи в 2 раза (рис. 70, б) площадь попереч-
ного сечения среза увеличивается также в 2 раза; при неизменном
значении ширины среза здесь увеличивается в 2 раза толщина, т. е.
увеличиваются лишь элементы, определяющие в основном силы,
действующие на переднюю поверхность резца (силы, действующие
на заднюю поверхность, остаются примерно теми же). Оказывает
81
влияние и то, что наибольшие напряжение и деформация по тол-
щине срезаемого слоя имеют место у лезвия резца, т. е. в слоях,
близко расположенных к плоскости среза; по мере удаления слоя
от плоскости среза напряжения и деформации постепенно умень-
шаются, что уменьшает и силы, действующие на резец со стороны
срезаемого слоя. Все это приводит к тому, что с увеличением подачи
(а следовательно, и толщины среза) в 2 раза сила Pz увеличивается
меньше, чем в 2 раза.
Зависимость силы Pz от подачи можно выразить следующей
формулой:
Pz = C2s\
где у < 1 (при а 0,1 мм).
При обработке стали и чугуна обычными проходными резцами
у = 0,75. При работе отрезными и прорезными резцами у = 1. Раз-
Рис. 71. Влияние радиуса округ-
ления режущей кромки резца на
угол резания
ница в значениях показателя сте-
пени при продольном точении и отре-
зании объясняется тем, что при отре-
зании и прорезании снимаются мень-
шие толщины среза. При малых же
значениях толщин среза большое
влияние на напряжения и деформа-
ции в срезаемом слое оказывает ра-
диус округления режущей кромки
резца р (рис. 71) в связи с увели-
чением угла резания бр.
Так как ширина среза 6 = -Д-,
r r sin ф *
а толщина среза а = ssin ср, то
влияние ширины среза аналогично влиянию глубины резания,
а влияние толщины среза аналогично влиянию подачи.
Из приведенных выше зависимостей видно, что при точении
с одинаковой площадью поперечного сечения среза силы резания
будут меньше в случае большей подачи и меньшей глубины резания
(при t s).
Влияние переднего угла. Чем меньше передний угол у или
чем больше угол резания (так как 6 =90° — у), тем тяжелее резцу
врезаться в обрабатываемую заготовку, больше деформация
срезаемого слоя при превращении его в стружку, тем больше, сле-
довательно, и сила резания Pz (рис. 72). Одновременно с силой Pz
будут увеличиваться и силы Pv и Рх, причем по мере увеличения
скорости резания степень возрастания сил с увеличением 6 умень-
шается.
Для повышения прочности и стойкости режущей кромки у рез-
цов с передним углом делается фаска f под некоторым углом
у=0-4-----5° (см. рис. 115, б). При ширине фаски f^a силы реза-
ния изменяются незначительно, и размерами фаски и передним углом
на ней можно пренебречь, ведя расчет по переднему углу за фаской
82
(т. е. по углу у). При ширине f^>a (где а — толщина среза в мм)
силы начинают возрастать, и при f^3a их необходимо рассчитывать
с учетом переднего угла на самой фаске.
Влияние главного угла в плане. На рис. 73 показана зави-
симость силы Р2 от угла ф при обработке легированной стали
резцом (быстрорежущая сталь Р18) с радиусом закругления при
вершине в плане г = 2 мм, резцом с г = 0 и при свободном резании
(когда в работе принимает участие только прямолинейный уча-
сток главной режущей кромки). Для резца с г = 2 мм сила Р2
сначала уменьшается с увеличением угла ф (ф = 30 4- 60°), а затем
увеличивается. Такая сложная зависимость объясняется тем, что
при увеличении угла ф увеличивается толщина среза и*длина криво-
линейного участка режущей кромки (рис. 74). С увеличением
толщины среза уменьшаются деформации, характеризуемые ко-
эффициентом усадки стружки k (см. рис. 50), а следовательно (при
одинаковых t и s), уменьшается и сила Р2, тогда как криволинейный
участок режущей кромки вызывает большие деформации, создавая
более тяжелые условия резания, а следовательно, и большую силу.
Для резца с криволинейным участком в диапазоне углов ф =
= 30 4- 60° увеличение средней толщины среза играет большую роль
в уменьшении деформаций, чем увеличение длины криволинейного
участка, что и приводит к уменьшению силы Р2. На участке, где угол
ф = 60 -4- 90°, увеличение средней толщины среза незначительно,
тогда как длина криволинейного участка продолжает резко возрастать,
что и приводит к увеличению силы Р2, чем больше отношение у, тем
интенсивнее будет это увеличение.
При г = 0 и свободном резании, когда в работе находится
только прямолинейный участок главной режущей кромки и до-
полнительное влияние криволинейного участка режущей кромки
исключено, с повышением толщины среза а (при одной и той же
площади поперечного сечения среза) уменьшается усадка стружки
(см. рис. 50), а следовательно, с увеличением главного угла в пла-
не уменьшаются и силы Р2 (см. рис. 73). Это уменьшение идет
резко в диапазоне углов ф = 30 4- 75° На участке, где ф = 75 4- 90°,
сила Р2 практически остается постоянной, так как увеличение тол-
щины среза с увеличением угла ф в этом диапазоне незначительно
(около 4%).
С увеличением скорости резания влияние криволинейного участка
режущей кромки в диапазоне ф = 60 4- 90° сказывается в меньшей
степени, а потому для твердосплавных резцов (работающих с относи-
тельно высокими скоростями резания) в диапазоне углов ф = 60 4- 90°
сила Р2 практически остается постоянной.
При резании чугуна, имеющего слабую способность к пластиче-
скому деформированию, прирост длины криволинейного участка при
Ф = 60 4- 90° практически не будет сказываться и наблюдается даже
некоторое падение силы Рг,
83
Сила резания
Рис. 72. Влияние угла резания (переднего)
на силу резания
Рис. 73. Зависимость силы Рг от
главного угла ф в плане (по дан-
ным автора)
Рис. 75. Схема влияния главного
угла в плане ф на силу Ру и Рх
Рис. 74. Изменение толщины среза и длины криволинейного участка режущей
кромки с изменением главного угла в плане ф
Рис. 76. График влияния
главного угла в плане ф на
силы Рх и Ру
Изменение главного угла в плане влияет на силы Ру и Рх в сле-
дующем соотношении (рис. 75):
Ру = Pn cos ср;
Рх = PN sin ф,
т. е. с увеличением главного угла в плане сила Ру резко уменьшается,
а сила Рх увеличивается (рис. 76).
Влияние радиуса закругления при вершине резца. На рис. 77
дано изменение сил Р2, Ру и Рх с увеличением радиуса закругления
при вершине резца.
Чем больше г, тем больше длина криво-
линейного участка режущей кромки (см.
рис. 47), тем больше деформации (см. рис. 46),
тем, следовательно, больше и сила Р2.
Точки криволинейного (закругленного)
участка режущей кромки имеют меньшее
(переменное) значение угла ф, т. е. увеличение
г подобно уменьшению угла ф; поэтому при
увеличении г сила Ру увеличивается, а сила
Рх уменьшается (рис. 77). Математически
влияние г на силы Р2, Ру и Рх может быть
выражено так:
Рг = С2гх-
Ру = Сугх*\
р ___ Сх
Рис. 77. Влияние радиуса
закругления при вершине
резца на силы Pz, Ру и Рх
(при обработке стали 45;
s = 0,6 мм/об}
При обработке сталей = 0,1; х2 =0,3; х3 =0,3; при обработке
чугунов Xi =0,07; х2 =0,2; х3 =0,2 [53].
Из приведенных зависимостей видно, что увеличение радиуса
закругления резца в большей степени влияет на увеличение радиаль-
ной силы Ру и в меньшей — на увеличение силы Р2. Поэтому, в целях
уменьшения вибраций рекомендуется наряду с увеличением главного
угла в плане уменьшать и радиус закругления резца при вершине;
как первое, так и второе способствует снижению силы Ру.
Влияние смазывающе-охлаждающих жидкостей. Выше было пока-
зано, что смазывающе-охлаждающие жидкости, применяемые при ре-
зании металлов, оказывают влияние не только на понижение темпе-
ратуры нагрева инструмента, но и на уменьшение трения, облегчение
процесса стружкообразования, а следовательно, и на снижение сил,
действующих на инструмент.
На рис. 78 в логарифмических координатах показана зависимость
силы резания Р2 от толщины среза при обработке стали 20 всухую и
с применением поверхностно-неактивной (очищенный керосин) и ак-
тивных жидкостей. На рис. 78 видно, что поверхностно-активные жид-
кости уг. еньшают силу P2t причем наибольшее уменьшение наблю-
85
Рис. 78. Зависимость силы Р2
от толщины среза при обработке
с применением различных сма-
зывающе-охлаждающих жидко-
стей (обрабатываемый металл —
сталь 20, v = 6,5 м! мин (по
данным автора)
дается при тонких стружках. По мере увеличения толщины среза ли-
нии сближаются, т. е. разница в значениях силы Р2 при обработке
всухую и с применением жидкости уменьшается. Это же явление
можно видеть на рис. 79, где при скорости резания 3,7 м/мин и подаче
(толщине среза) 0,04 мм/об поверхност-
но-активная жидкость по сравнению
с обработкой всухую снижает силу Р2
на 40%, тогда как при подаче
0,125 мм/об это снижение составляет
23%, а при подаче 0,20 мм/об—15%.
Положительный эффект от примене-
ния смазывающе-охлаждающей жидко-
сти уменьшается и при повышении ско-
рости резания. Если при скорости реза-
ния 3,7 м!мин (подача 0,04 мм/об)
уменьшение силы Р2 составляет 40%,
то при скорости 93 м/мин это уменьше-
ние составляет 6%. Подобная картина
наблюдается и при других подачах,
причем чем больше подача, тем меньше
скорость резания, при которой про-
падает эффект от применения жидкости
(кривая АА).
Средние коэффициенты уменьше-
ния силы резания Р2 в зависимости от
рода смазывающе-охлаждающей жидко-
сти: растительные масла 0,7; осерненные масла (сульфофрезолы) 0,8;
минеральные масла 0,9; активированные эмульсии 0,85; эмульсии 0,95;
вода 1; работа всухую 1.
Влияние скорости резания. На рис. 40 была показана зависимость угла резания
(с учетом образования нароста), усадки стружки, силы резания Pz и коэффициента
трения от изменения скорости резания. Из этой зависимости следует, что сила Р2,
начиная со скорости резания 3—5 м/мин, уменьшается, затем при v = 20 -4- 25 м/мин
увеличивается и, наконец, снова уменьшается (вторая точка перегиба). По данным
авторов сила резания Pz сначала уменьшается, потому что начинается процесс на-
ростообразования и угол резания у нароста меньше, чем угол резания у резца
(см. рис. 36). Наименьшее значение Р2 соответствует зоне усиленного наростообра-
зования. При дальнейшем увеличении скорости резания наростообразование умень-
шается, угол бх увеличивается, приближаясь к углу резания резца, полученному
при заточке. В связи с этим увеличивается и сила Р2. При дальнейшем увеличении
скорости резания нароста не будет и сила Р2 снова будет уменьшаться за счет сниже-
ния коэффициента трения.
На изменение силы резания с изменением скорости резания влияет и то, что
в процессе деформации обрабатываемого металла действуют два противоположных
фактора: упрочнение и разупрочнение (отдых). В зависимости от условий резания
может преобладать или первый фактор, вызывающий повышение предела текучести
и прочности, или второй, наоборот, снижающий эти характеристики обрабатываемого
металла.
Уменьшение Рг с увеличением скорости резания (скорости деформации) вызы-
вается также уменьшением объема деформируемой зоны, распространяющейся в за-
готовке от воздействия резца (см. рис. 32).
86
Из графиков (см. рис. 40) видно, что зависимость силы резания от скорости реза-
ния аналогична зависимости усадки стружки от скорости резания, т. е. чем с боль-
шими деформациями по условиям работы будет протекать процесс стружкообразова-
ния, тем большую силу необходимо приложить к резцу для осуществления этого
процесса. Таким образом, по характеру изменения усадки стружки можно судить
о характере изменения силы Pgt действующей на резец в процессе стружкообразо-
вания.
В настоящее время токарная обработка производится на высоких
скоростях резания, а потому рассмотрим влияние скорости резания
Рис. 79. Понижение силы Pz при применении поверхностно-
активной жидкости (по сравнению с обработкой всухую)
в зависимости от скорости резания, сталь А12 (по данным
автора)
на силы, начиная со скорости 50 м/мин. Сила Pz с v 50 м/мин
обычно уменьшается, причем это уменьшение продолжается до скорости
резания 400—500 м/мин (рис. 80), после чего процесс резания стаби-
лизируется и сила Pz при дальнейшем увеличении скорости практи-
чески остается постоянной [54].
Таким образом, в диапазоне и = 50 4- 500 м/мин существует за-
висимость
где С — постоянный коэффициент, зависящий от условий обработки
(материала, геометрии режущего инструмента, смазывающе-
охлаждающей жидкости и др.);
п — показатель степени, характеризующий влияние скорости ре-
зания на силу Pz\ зависит в основном от обрабатываемого
металла, угла резания и толщины среза (п =0,10 4-0,26);
чем пластичнее металл, больше угол резания и больше тол-
щина среза, тем больше п.
Аналогично Рг с изменением скорости резания изменяются и силы
Ру и Рх.
Р __ С1 . р ___ ^2^
у х~ vn*'
87
Значения пг = 0,18 0,3; п2 — 0,22 4- 0,4.
Приведенная зависимость и значение показателей степени отно-
сятся к обработке углеродистых и легированных сталей твердостью
HRC < 55. По данным д-ра техн, наук проф. А. Я. Малкина при об-
работке закаленной стали с
HRC 55 сила Р2 почти не
зависит от скорости резания, а
сила Ру возрастает с увеличе-
нием скорости резания [55].
На рис. 81 в логарифми-
ческих координатах показана
зависимость силы резания Pz
от скорости резания при
обработке твердосплавным
(ВК8) резцом серого чугуна
(НВ =193) с глубиной реза-
ния 2 мм и подачей 0,38 мм/об.
Здесь также наблюдается не-
которое уменьшение силы Pz
с увеличением скорости ре-
Рис. 80. Зависимость силы Рг от скорости
резания при различных подачах (сталь 50,
у == + 10°, t = 1 мм)
зания.
Влияние износа резца. Об-
щим случаем износа резцов
является износ по задней и
передней поверхностям (см. рис. 95). Наиболее характерным и чаще
всего лимитирующим является износ по задней поверхности й3,
характеризуемый высотой площадки, которая имеет задний угол,
равный 0°. Чем больше эта площадка (результат износа), тем больше
трение резца о заготовку, тем больше и силы резания.
Рис. 81. Зависимость силы Рг от скорости резания
при обработке чугуна (по Н. Ф. Киселеву)
На рис. 82 показана зависимость сил Pz, Ру и Рх от износа по зад-
ней поверхности резца при обработке сталей, стального литья, ков-
кого чугуна (сплошные линии) и серого чугуна (штриховые линии).
Из рис. 82 видно, что при обработке сталей силы резания по мере за-
88
тупления резца по задней поверхности сначала уменьшаются. Это
объясняется тем, что наряду с износом по задней поверхности проис-
ходит износ и по передней поверхности (в виде лунки). Такая лунка
имеет увеличенное значение переднего
рому уменьшению сил резания. При
с h3 = 0,2 4- 0,4 мм) более резко на-
чинает сказываться износ по задней
поверхности и силы резания растут.
При обработке серого чугуна,
когда (вследствие стружки надлома)
лунка в первый период работы почти
не образуется, имеет место повышение
сил резания с самого начала износа
угла, что приводит к некото-
дальнейшем износе (начиная
Износ по задней поверхности
Рис. 82. Зависимость сил Рх, Ру
и Рг от износа по задней поверх-
ности резца (по данным Е. К. Зве-
рева, Г. А. Певцова и С. С. Руд-
ника)
по задней поверхности (особенно сил
Влияние некоторых других факторов.
Выше было рассмотрено влияние на силы
резания переднего угла (угла резания), глав-
ного угла в плане и радиуса закругления при
вершине резца. Остальные геометрические
элементы (задние углы резца, вспомогательный угол в плане, передний угол на
вспомогательной режущей кромке) в пределах применяемых для них величин
при наружном точении значительного влияния на силы резания не оказывают
и в расчет могут не приниматься. Если проходной резец работает с врезанием
(т. е. сначала резец врезается на некоторую глубину с поперечной подачей, а затем
ведется продольное точение), то геометрические элементы вспомогательной режущей
кромки будут оказывать большое влияние на силы резания (особенно угол <Pi).
Для уменьшения силы Ру при врезании вспомогательный угол в плане, в случае
нежестких условий обработки, делается до 30°.
По опытным'данным изменение величины угла наклона главной режущей кром-
ки X в пределах от —20 до + 40° вызывает незначительное изменение силы Pz, кото-
рым можно пренебречь. Сила Ру увеличивается, а сила Рх уменьшается по мере
перехода от угла — X к углу + X (в среднем на 2% при изменении угла X на 1°), при
углах ср 60° [18]. Так как сила Ру уменьшается по мере перехода от угла + X
к углу —X, то при нежестких условиях работы в целях исключения вибраций наряду
с увеличением главного угла в плане и уменьшением радиуса закругления при вер-
шине резца рекомендуется и отрицательное значение угла X (до —15°).
Однако отрицательное значение угла X уменьшает прочность режущей кромки,
что необходимо иметь в виду при работе с ударной нагрузкой (особенно для резцов
с пластинками твердых сплавов и минералокерамики).
Таблица 3
Поправочные коэффициенты Кф на силы Pz, Ру и Рх в зависимости от
формы режущей кромки
Обрабатываемый материал Кф в зависимости от формы режущей кромки
г — 1
Стали всех марок 0,85 0,90 1,0 1,05
89
На силы резания оказывает влияние также материал режущей части резца.
Например, для твердосплавных резцов 1 силы резания несколько меньше, чем для
резцов из быстрорежущей стали, а для керамических резцов несколько меньше
(на 2—3%), чем для твердосплавных [56], что объясняется различным значением
коэффициента трения между различным материалом режущей части резца и материа-
лом заготовки.
При фасонном точении на силы резания влияет форма режущей кромки резцов
(табл. 3).
§ 6. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПОДСЧЕТА СИЛ
Pz, Ру и Рх ПРИ ТОЧЕНИИ
При практических расчетах наибольшее применение имеют сле-
дующие формулы:
Рг = СР?г&ипКг кГ\
Py = Cpytxysyyv^Ky кГ;
Рх = CPJXxs>xvn-Kx кГ,
где Срг, Ср , Срх — коэффициенты, характеризующие некоторый
z у * металл и условия его обработки 2;
t — глубина резания в мм;
s — подача в мм/об;
Уг"» *Уу» %х> Ух
п, п1? п2 — показатели степеней при глубине резания,
подаче и скорости резания;
Kz, Kyt Кх — общие поправочные коэффициенты, учиты-
вающие конкретные условия обработки.
Таблица 4
Значения коэффициентов и показателей степеней в формулах для
подсчета сил Ру и Рх при наружном продольном точении
твердосплавным резцом 1
Обрабатываемый металл Подача в мм! об Коэффициенты и показатели степеней в формулах
тангенциальной силы 1 радиальной силы ОСеВОЙ СИЛЫ (СИЛЫ подачи) Р*
ч xz п % ху h nL Ср X Ух п2
Сталь и сталь- ное литье = 75 кГ)мм2 1 Для друг ботки, материа НИИ сил Рг, Р в 9,81 раза s 0,75 s > 0,75 их уелоВТ л режуще Рх в н -10). 300 1Й об ча( 1ЬЮТО раб( ?ти нах 0,75 )ТКИ инет зна> —0,15 (обр£ румен чения 243 1багы та) с Ср - rz 0,9 вае? с1 р’ 0,6 4ЫЙ 51, , Т! V —0,3 мап 52, 5 1 ч 339 3"13 *риал 7|; п] у ве 1,0 , ВИ ри Е ЛИЧ1 0,5 0,2 Л О' 1Ыр< ивав —0,4 бра- 1же- этся
1 Оказывает некоторое влияние и марка твердого сплава.
2 Для выражения сил в ньютонах (к) значения коэффициентов, выбираемых
из справочников, изданных до 1962 г., необходимо увеличить в 9,81 раза (^10).
90
В табл. 4 даны средние значения коэффициентов и показатели сте-
пеней для подсчета сил Р2, Ру и Рх (при s < t) при наружном продоль-
ном'точении.
Значения коэффициентов СР^, СР и Ср^даны для указанных в таб-
лице значений ав, при резании твердосплавными резцами с у =+ 10°,
ф =45°, г = 2 мм, X =0°, = 10°, при работе без охлаждения
и при износе резцов по задней поверхности h3 = 1,0 4- 1,4 мм.
При условиях работы, отличных от указанных, на силы Pz, Ру
и Рх (или на коэффициенты СР^ СРх и СР^ следует вводить (в виде
сомножителей) поправочные коэффициенты, приводимые в справоч-
никах по режимам резания [51, 52]; произведение этих коэффициентов
будет представлять собой соответственно общие поправочные коэффи-
циенты К„ Ку и Кх в приведенных выше формулах.
Глава
VI
ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЕ ПРИ РЕЗАНИИ
МЕТАЛЛОВ И ИЗНОС РЕЗЦОВ
§ 1. ИСТОЧНИКИ ОБРАЗОВАНИЯ ТЕПЛА
И ЕГО РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
В процессе резания металлов в результате затраченной работы
возникает тепло.Основными источниками тепла при резании пластич-
ных металлов является работа: 1) затрачиваемая на пластические де-
формации в срезаемом слое и в слоях, прилегающих к обработанной
поверхности и поверхности резания; 2) затрачиваемая на преодоление
трения по передней и задней поверхностям резца.
В связи с меньшими пластическими деформациями и меньшим тре-
нием от сыпучей стружки надлома общее количество тепла, образую-
щегося при обработке чугунов, меньше, чем при обработке сталей
(при прочих равных условиях). Это видно и из формулы количества
тепла, выраженного через работу и механический эквивалент тепла:
Pz® , *
Q = -~- кал/мин*,
где Q — количество тепла, образующегося при резании, в кал/мин\
Рzv — работа резания в кГм/мин\
Е — механический эквивалент тепла, равный 427 кГм/кал.
При одинаковых условиях резания сила Pz при обработке чу-
гунов меньше, чем при обработке сталей, а следовательно, меньшим
будет и количество тепла.
Тепло, выделяющееся в процессе резания, согласно законам фи-
зики распространяется от точек с высшей температурой к точкам
* По системе СИ 1 кал—4,1868 дж.
91
с низшей температурой. Тепловой баланс при резании металлов может
быть выражен следующим уравнением:
Q = Qi + Q2 + <2з + Q*»
где Q — общее количество тепла, образующегося при резании;
Qx — количество тепла, уносимого со стружкой;
Q2 — количество тепла, остающегося в резце;
Q3 — количество тепла, остающегося в обрабатываемой заготовке;
Q4 — количество тепла, уходящего в окружающую среду путем
излучения.
Еще Я. Г. Усачев показал, что в стружку уходит от 60 до 86%
общего количества тепла, причем чем больше скорость резания,
тем выше этот процент. В среднем при токарной обработке в стружку
уходит 50—86% общего количества тепла, в резец 40—10%, в обраба-
тываемую заготовку 9—3% и в окружающую среду около 1% [53].
На распределение тепла между объектами оказывает влияние ряд фак-
торов, наиболее важными из которых являются скорость резания и
толщина среза; при чистовой обработке в заготовку уходит тепла
больше (в процентах), чем при черновой обработке.
Тепло, переходящее в резец, размягчает его (снижает твердость)
и делает менее износостойким. Основное влияние на стойкость инстру-
мента оказывает высокая температура, создаваемая в тонких поверх-
ностных слоях \ подвергающихся износу. Под воздействием высокой
температуры (температуры резания) в этих слоях может происходить
отпуск и соответствующие структурные изменения, сильно влияющие
на твердость (см. рис. 1), а следовательно, и на интенсивность износа
режущего инструмента. Так, твердая (HRC 62—65) структура мартен-
сит, получаемая в результате соответствующей термической обработки
быстрорежущей стали, начиная с температуры 550—600° С, интенсивно
распадается на менее твердые и износостойкие структуры (троостит,
троосто-мартенсит), что делает инструмент из быстрорежущих сталей
неработоспособным (быстроизнашивающимся), если его поверхности
трения будут нагреваться в процессе резания до 600° С и выше.
Выделяясь в зоне стружкообразования и в местах контакта стружки
с резцом и резца с заготовкой, тепло оказывает большое влияние на
состояние трущихся поверхностей (изменяя коэффициент трения), на
точность обработки, на весь процесс резания и связанные с ним явле-
ния (наростообразование, упрочнение, износ инструмента, деформа-
ции и др.). В связи с этим необходимо знать влияние различных фак-
торов на тепловыделение, распределение температурных полей и
методы определения температуры в процессе резания (см. работы
[48, 49, 58]).
1 Температура в тонких поверхностных слоях зависит от общего количества
тепла, переходящего в резец, и от интенсивности его отвода; чем больше тепла, чем
меньше объем головки резца и чем менее интенсивен отвод тепла (в тело резца — вслед-
ствие теплопроводности или за счет применения охлаждающей жидкости), тем выше
температура в поверхностных слоях.
92
§ 2. ТЕМПЕРАТУРНОЕ ПОЛЕ СТРУЖКИ И РЕЗЦА
Как в стружке, так и в резце тепло распределяется неравномерно, что вызы-
вает и неравномерную температуру их нагрева. В слоях, расположенных ближе
к передней поверхности резца, температура
стружки (см. рис. 83) будет выше, чем
в слоях, удаленных от передней поверхности.
Это вызывается неравномерной деформацией
по толщине среза во время сжатия слоя,
лежащего перед резцом, и дополнительной
деформацией слоя стружки от действия сил
трения при перемещении уже срезанного
слоя (стружки) по заторможенному слою и
передней поверхности резца
Температура обрабатываемой заготовки
понижается по мере удаления рассматривае-
мой точки от поверхности резания (или от об-
работанной поверхйости), причем наивысшая
температура (например, 370° С, рис. 83) со-
средоточена в месте контакта резца с заго-
товкой 1 2.
У резца наивысшая температура будет
в граничных слоях площадок контакта со
стружкой и с обрабатываемой заготовкой.
Температура нижележащих слоев и мест,
отдаленных от точек контакта, определится
явлениями теплопроводности.
Из всей зоны контакта стружки с пе-
редней поверхностью резца самая высокая
температура резца (см., например, рис. 84)
и стружки (475° С; рис. 83) будет в центре
Рис. 83. Температура в различных
точках стружки и заготовки.
давления стружки на резец.
Точки на передней и задней поверхностях резца, равноотстоящие от режущей
кромки, имеют различную температуру нагрева (рис. 85). Так, например, наивысшая
Рис. 84. Схема распреде-
ления температуры по пе-
редней поверхности резца
(по Б. И. Костецкому)
Рис. 85. Температура в различных
точках передней и задней поверхно-
стей резца (по А. М. Даниеляну)
1 Пластической деформацией резца от сил трения можно пренебречь (вследствие
значительной его твердости).
2 Все числовые значения температур были получены при определенных (конкрет-
ных) условиях проведения опытов.
99
температура точек на передней поверхности равна 228° С (центр давления), а на
задней 211° С. Меньший нагрев задних поверхностей резца объясняется тем, что
они соприкасаются с поверхностью резания и с обработанной поверхностью заго-
товки, которые претерпевают меньшие пластические деформации, чем стружка. При-
ток тепла к задней поверхности происходит в основном вследствие работы трения,
причем для пластичных металлов эта работа сил трения по задней поверхности
меньше, чем по передней. Приток тепла к передней поверхности происходит как от
сильно разогретой стружки, так и от большой работы трения стружки о переднюю
поверхность, что и вызывает более высокую температуру ее нагрева.
Исследования показывают, что температура не передней поверхности резца
выше средней температуры стружки, причем чем толще стружка, тем больше раз-
ница в значениях этих температур. Так, при обработке стали температура на резце
выше средней температуры стружки в 1,1—1,5 раза, а при обработке чугуна — в
2—3,5 раза [61].
Однако при тонких стружках (а < 0,12 мм), по данным проф. А. Я. Малкина
[54], без особых погрешностей за температуру резания можно принять среднюю тем-
пературу стальной стружки.
§ 3. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ТЕМПЕРАТУРУ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
На температуру резания при точении оказывают влияние: обра-
батываемый металл; элементы режима резания (скорость, подача,
глубина резания); геометрические элементы режущей части резца и
его размеры; смазывающе-охлаждающая жидкость.
Обрабатываемый металл. Выше указывалось, что при одинаковых
условиях работы при резании стали тепла выделяется больше, чем при
резании чугуна, что было экспериментально подтверждено еще Я. Г.
Усачевым. Однако, несмотря на меньшее количество тепла, выделяю-
щегося при резании чугуна, температура в тонких поверхностных
слоях резца может быть значительной. Это объясняется тем, что при
образовании стружки надлома давление стружки на резец сосредото-
чивается вблизи режущей кромки резца (на прилегающем к нему ма-
лом объеме головки), а также меньшей теплопроводностью чугуна по
сравнению со сталью.
Большое влияние на температуру резания оказывают механические
свойства обрабатываемого металла. Чем выше предел прочности сгб
и твердости НВ металла заготовки, тем большие силы сопротивления
необходимо преодолеть при стружкообразовании, тем большую работу
надо затратить на процесс резания, тем больше, следовательно, вы-
делится тепла и выше будет температура резания. Кроме того, при
резании твердых сталей стружка соприкасается с передней поверх-
ностью резца на меньшей площади, чем при резании мягких
(более пластичных) сталей; это повышает давление на единицу
поверхности контакта, а отвод тепла в тело резца и в толщу
стружки происходит через меньшую площадь поверхностей, что
также способствует повышению температуры в поверхностных слоях
резца.
Чем выше теплопроводность и теплоемкость обрабатываемого
металла, тем интенсивнее отвод тепла от места его выделения в толщу
94
стружки и в обрабатываемую заготовку, тем меньше, следовательно,
температура поверхностных слоев резца.
Элементы режима резания. С увеличением скорости реза-
ния уменьшаются силы резания, но в значительно меньшей сте-
пени, чем увеличивается скорость.
Так, например (см. рис. 80),
при увеличении скорости резания
в 5 раз (от v =50 до и =250 м/мин)
сила Pz уменьшается только в
142 1 07
112= ,2' раза.
Поэтому из формулы
Q = кал/мин
следует, что с увеличением скоро-
сти резания тепла будет выделять-
ся больше.
С увеличением тепла возрастает
Рис. 86. Влияние скорости резания
на температуру нагрева резца, струж-
ки и заготовки [15]
температура нагрева резца, струж-
ки и заготовки (рис. 86). Таким образом, температура резания
(наивысшая температура поверхности резца) увеличивается с увели-
чением скорости резания, что может быть выражено следующим урав-
нением:
Т =
где Сх — коэффициент, зависящий от условий обработки (обрабаты-
ваемого металла, глубины резания, подачи, геометрических
элементов режущей части резца, смазывающе-охлаждающей
жидкости);
z — показатель степени, характеризующий интенсивность при-
роста температуры с увеличением скорости резания.
Экспериментальные данные показывают, что показатель степени
2< 1 (г = 0,26 4- 0,72).
С увеличением подачи увеличивается сила резания, а следо-
вательно, будет возрастать и количество тепла. Но сила Р z возрастает
в меньшей степени, чем увеличивается подача (показатель степени
у =0,75, стр. 82), а потому медленнее прироста подачи будет увели-
чиваться количество тепла и повышаться температура резания (рис. 87).
На снижение интенсивности увеличения температуры резания с уве-
личением подачи влияет и усиление теплоотвода от поверхностей
трения в толщу стружки и в тело резца (в связи с увеличением тол-
щины стружки и поверхности соприкосновения стружки с резцом).
Зависимость между температурой резания и подачей может быть
выражена уравнением
Т = C2sx,
95
где С2 — коэффициент, зависящий от условий обработки;
х — показатель степени, характеризующий интенсивность при-
роста температуры с увеличением подачи.
По данным ряда исследований х =0,13 4- 0,45, т. е. на темпера-
туру резания подача по сравнению со скоростью резания оказывает
меньшее влияние (х < г).
Еще меньшее влияние на температуру резания оказывает глу-
бина резания. С увеличением глубины резания общее коли-
чество тепла увеличивается, так как увеличиваются сила Рг и работа
резания. Однако вместе с увеличением тепла пропорционально глу-
бине резания увеличивается и длина активной части режущей кромки
(см. рис. 70, а), т. е. каждому вновь прибавленному по ширине участку
Рис. 87. Влияние подачи на тем-
пературу резания (по Я. Г. Уса-
чеву)
Рис. 88. Зависимость температуры
резания от скорости резания при раз-
личных глубинах резания (по А. М. Да-
ниеляну)
стружки соответствует такой же участок контакта на резце. Наряду
с увеличением контакта улучшается и теплоотвод в тело резца, так как
при этом увеличивается объем активной части головки резца. Поэтому,
несмотря на увеличение общего тепловыделения, температура в каждой
точке контакта резца со стружкой увеличится незначительно (рис. 88).
Зависимость между температурой и глубиной резания может быть
выражена следующим образом:
Т = С3^.
Показатель у < 1 и у < х (среднее значение у = 0,1).
Полное уравнение температуры резания в зависимости от эле-
ментов режима резания может быть записано так:
Т = Cvzsxt\
где С — общий коэффициент, характеризующий условия обработки
(обрабатываемый металл, геометрические элементы режущей
части резца, смазывающе-охлаждающая жидкость).
Геометрические элементы резца. Наибольшее влияние на темпе-
ратуру резания оказывают передний угол (угол резания), главный
угол в плане и радиус закругления при вершине резца.
96
Передний угол (угол резания) оказывает сложное влия-
ние на температуру резания. Это объясняется тем, что, с одной стороны,
при уменьшении переднего угла (увеличении угла резания) увели-
чиваются деформации и работа резания, приводящие к увеличению
тепловыделения. С другой стороны, увеличение угла резания отодви-
гает центр давления стружки
от режущей кромки резца, де-
лает головку резца более мас-
сивной, что усиливает теплоотвод
в тело резца, снижая темпера-
туру на его поверхностях кон-
такта.
' На рис. 89 показана зави-
симость температуры резания
от угла резаний при различ-
ных скоростях. В диапазоне
6 = 65 4- 75° температура реза-
Рис. 89. Зависимость температуры реза-
ния от угла резания при различных ско-
ростях (по А. М. Даниеляну)
ния изменяется незначительно;
в диапазоне 6 =.75 4- 85° происходит повышение температуры реза-
ния с увеличением угла резания, что объясняется, по-видимому,
превышением тепловыделения над теплоотводом.
Отрицательный передний угол по сравнению с положительным
вызывает большие деформации и приводит к большему тепловыделе-
нию в процессе резания. При работе резцом с передним углом у =— 10°
а — на температуру резания; б — на длину активной части режущей кромки
(при I = 2 мм, г = 2 мм)
температура резания повышается примерно на 1596 по сравнению
с работой резцом, имеющим у =Н~ 10°
На рис. 90, а приведена зависимость температуры резания от
главного угла в плане; чем больше главный угол в плане,
тем больше температура резания, т. е. тем сильнее нагревается резец.
При изменении главного угла в плане происходит следующее.
С одной стороны, при увеличении главного угла в плане при одинако-
вых i и s стружка становится толще, что удаляет центр давления ее
от режущей кромки и одновременно увеличивает площадь соприкос-
новения стружки с резцом; это способствует лучшему теплоотводу как
4 В. А. Аршинов
97
в толщу стружки, так и в тело резца. Но, с другой стороны (и это ока-
зывается преобладающим), с увеличением главного угла в плане
уменьшается ширина стружки и длина активной части режущей
кромки (см. рис. 19 и 90, б). Последнее приводит к менее интенсивному
теплоотводу в заготовку и в тело резца, теплота концентрируется на
меньшей ширине среза вблизи вершины резца, и температура резания
повышается.
Из зависимости, показанной на рис. 90, а, видно, что наиболее
резкое увеличение температуры резания наблюдается в диапазоне
Ф = 20 4- 60° Это объясняется тем, что в этих пределах (несмотря
на некоторое уменьшение силы Рг, см. рис. 73, а следовательно,
Рис. 91. Влияние радиуса закругления
резца на температуру резания (по
А. М. Даниеляну)
Рис. 92. Влияние площади по-
перечного сечения тела резца
на температуру резания (по
А. М. Даниеляну)
и тепловыделения) наиболее резко уменьшается длина активной части
режущей кромки (или ширины стружки). В пределах же ф = 60 4- 90°
это уменьшение незначительно (рис. 90, б), что и приводит к менее
резкому повышению температуры резания, вызванному увеличением
общего тепловыделения за счет некоторого повышения силы Pz (см.
рис. 73, верхняя кривая).
Радиус закругления при вершине резца в плане ока-
зывает влияние на общее тепловыделение и на его отвод. Чем больше
радиус, тем больше деформации, а следовательно, и сила Pz (стр. 85),
тем больше и тепловыделение в процессе стружкообразования. Это
должно бы приводить к повышению температуры резания. Но при
увеличении радиуса увеличивается длина активной части режущей
кромки и объем головки резца, что способствует лучшему теплоотводу
как в тело резца, так и в заготовку.
Повышение интенсивности теплоотвода оказывается преобладаю-
щим, что и приводит к снижению температуры резания с увеличением
радиуса закругления (рис. 91).
Чем больше площадь поперечного сечения тела резца,
тем интенсивнее отвод тепла от мест его образования в тело резца, тем
меньше, следовательно, температура резания (рис. 92).
98
Смазывающе-охлаждающие жидкости. Смазывающе-охлажда-
ющие жидкости не только способствуют уменьшению тепло-
выделения (за счет облегчения процесса стружкообразования и
уменьшения трения), но поглощают и отводят часть выделенного
тепла, снижая тем самым темпе-
ратуру резания (рис. 93). При
этом чем выше теплоемкость и
теплопроводность смазывающе-
охлаждающей жидкости, тем вы-
ше эффект охлаждения.
Смазывающе - охлаждающая
жидкость должна подводиться
к месту отделения стружки
(рис. 94, а) в достаточном коли-
честве (8—12, а при высоких
скоростях до 20 л/мин,).
При достаточно обильном ох-
лаждении сверху водные смазы-
Рис. 93. Влияние охлаждения на темпе-
ратуру резания (сталь 40, резец Т15К6,
охлаждение водой 36 л/мин, температура
воды + 10°С (по данным Т. Г. Сорома-
тиной)
вающе-охлаждающие жидкости,
имеющие комнатную температуру (около 20° С), дают снижение тем-
пературы резания по сравнению с обработкой всухую на 100—150° С.
Искусственное же уменьшение температуры смазывающе-охлаждаю-
щей жидкости до 2° С понижает температуру резания в среднем на
220° С (по сравнению с обработкой всухую).
а — обильным
Рис. 94. Подвод смазывающе-охлаждающей жидкости:
потоком; б — под давлением
Охлаждающее действие жидкости сильнее сказывается при
обработке вязких металлов и при резании с крупным сечением
среза, т. е. когда имеет место большее тепловыделение.
Высокое смазывающе-охлаждающее действие оказывает жид-
кость, подводимая в смеси с воздухом под давлением
1,5—2 кГ/см* через узкую щель (сопло1) насадки со стороны
1 Во избежание засорения сопла необходима тщательная фильтрация
жидкости.
4
99
задней поверхности резца (рис. 94, б). Жидкость, подводимая в
этом случае в распыленном состоянии (в виде тумана), не только
снижает трение и облегчает процесс стружкообразования, но и
интенсивнее отводит тепло по сравнению с обычным охлаждением
обильным потоком сверху (рис. 94, а), что объясняется повыше-
нием скорости воздушно-жидкостной смеси, увеличением ее удель-
ной поверхности (за счет уменьшения дисперсности капель до
3—25 мк) и снижением ее температуры при выходе из сопла
(до 2—10° С) [129].
Большая эффективность этого метода подвода жидкости
(см. стр. 122) объясняется и тем, что струя со стороны задней по-
верхности удаляет паровую рубашку, возникающую у сильно на-
гретой вершины резца, что облегчает теплоотвод, а следовательно
снижает и температуру нагрева резца 162].
При распыливании применяют низкопроцентные эмульсии
с концентрацией до 1,5% и масло. «Индустриальное 20». Расход
эмульсии — 400—500 г/ч, масла — 2—3 г/ч.
§ 4. ИЗНОС РЕЗЦОВ
В процессе резания металлов в результате трения стружки о
переднюю поверхность резца и резца задними поверхностями о
поверхности заготовки происходит износ резца (рис. 95, а), про-
текающий в виде истирания и удаления микрочастиц поверхно-
стей а также в виде микросколов (выкрашивания) режущей
кромки.
Трение и связанный с ним износ при резании металлов не-
сколько отличаются от общего трения поверхностей деталей ма-
шин. Это отличие заключается в том, что здесь происходит трение
между постоянно вновь образующимися «обновленными» поверх-
ностями, которое протекает при высоких температурах, больших
давлениях и на относительно малых поверхностях контакта.
С физической стороны процесс износа инструмента при реза-
нии металлов является очень сложным. Здесь имеют место абра-
зивный, молекулярный [63] и диффузионный износы [64] (главным
образом при обработке на высоких скоростях резания твердо-
сплавным инструментом).
Абразивный износ происходит в результате царапания — сре-
зания микроскопических объемов материала инструмента твер-
дыми структурными составляющими обрабатываемого металла;
большое абразивное действие проявляют также литейная корка
и окалина на заготовках.
Молекулярный (адгезионный) износ происходит в результате
действия значительных сил молекулярного сцепления (прилипа-
ния, сваривания) между материалом заготовки (стружки) и ин-
струмента, вызывающих при скольжении отрыв мельчайших ча-
стиц материала -инструмента.
100
Диффузионный износ происходит в результате взаимного рас-
творения реагирующих пар обрабатываемого металла и материала
инструмента.
На износ инструмента влияет ряд факторов: физико-механиче-
ские свойства обрабатываемого металла и материала инструмента,
состояние поверхностей и режущих кромок инструмента, род и
физико-химические свойства смазывающе-охлаждающей жидкости,
элементы режима резания, геометрические элементы режущей части
инструмента, состояние станка, жесткость системы СПИД и другие
условия обработки.
В общем случае резец изнашивается по передней и по задней
поверхностям (см. рис. 95, а); однако в зависимости от' условий
обработки может преобладать тот или иной из указанных износов.
Рис. 95. Схемы износа резцов
Износ по задней поверхности характеризуется высотой площадки Л/.
Износ по передней поверхности характеризуется в основном глу-
биной /гЛ(и шириной лунки b (рис. 95, б)\ длина лунки / изменяется
незначительно.
В процессе работы инструмента износ как по передней, так и по
задней поверхности увеличивается, уменьшая площадку с. Когда
ширина лунки b будет такой, что она достигнет режущей кромки,
последняя разрушится и резец выйдет из строя (рис. 95, а). Чтобы
резец снова мог резать, его необходимо заточить, т. е. вновь придать
ему соответствующую геометрическую форму, удалив- при этом опре-
деленный слой металла по передней и по задней поверхностям (см.
рис. 101, а, пунктирные линии).
У резцов, имеющих радиус закругления при вершине в плане,
износ по задней поверхности вдоль активной части режущей
кромки располагается неравномерно. Наибольшая величина из-
носа при работе резца не по корке находится у вершины
* Геометрически поверхность износа по задней поверхности резца соответствует
поверхности заготовки, о которую происходит трение.
101
Рис. 96. Зависимость износа от вре-
мени работы
(рис. 95, в). Это объясняется тем, что вершина резца находится
в наиболее тяжелых температурных условиях, так как приток
тепла к ней происходит и со стороны вспомогательной режущей
кромки (от побочного резания). Кроме того, задний угол на за-
кругленном участке переменный и обычно меньше угла у прямо-
линейной кромки, что и вызывает на этом участке большее тепло-
выделение от трения. При наличии же у заготовки корки наи-
больший износ по задней поверхности у резца может быть в том
месте, где корка соприкасается
с резцом, т. е. на некотором рас-
стоянии от вершины.
У отрезных и прорезных рез-
цов наиболее напряженным бу-
дет место перехода от главной
режущей кромки к вспомогатель-
ным, где износ по задней поверх-
ности будет несколько большим по
сравнению с другими участками
режущей кромки.
Износ по задней поверхно-
сти h3 можно измерить при по-
мощи обычной лупы с 20-крат-
ным увеличением, а глубину лунки — при помощи индикатора.
Процесс износа режущего инструмента изучается также с по-
мощью радиоактивных изотопов (меченых атомов) [65, 66]. Сущ-
ность этого метода состоит в образовании в инструменте радио-
активных изотопов (путем облучения его ядерными частицами),
которые в виде продуктов износа будут уноситься стружкой. По
измерению радиоактивности стружки (с помощью специального блока
счетчиков) и определяется величина износа инструмента. Позволяя
исследовать износ режущего инструмента во времени и не прерывая
процесса резания, метод радиоактивных изотопов дает возможность
быстрее устанавливать влияние различных факторов на износ
инструмента.
Зависимость величины износа от времени работы выражается
кривой (рис. 96), которую можно разбить на три участка.
Первый участок / — период приработки (начальный износ), в
котором происходит сильное истирание наиболее выступающих частиц
поверхности; чем чище будут поверхности трения, тем менее резко
возрастает износ за одно и то же время.
Второй участок // — период нормального износа; он характери-
зуется тем, что износ постепенно возрастает с увеличением времени
работы (времени истирания).
При достижении некоторого износа условия трения изменяются
(главным образом сильно повышается температура резания) и на-
ступает третий период III — период повышенного (катастрофического)
износа.
102
Приведенная на рис. 96 зависимость величины износа от вре-
мени работы соответствует больше износу по передней поверхности.
При износе по задней поверхности участок / (рис. 96) выражен менее
резко (рис. 97, а и 98).
Рис. 97. Зависимость износа резца из быстрорежущей стали от
времени работы:
а — по задней поверхности; б — по передней поверхности
кого резца (Т15К6) при обработке
стали:
/ — резец заточен; 2 — резец заточен и до-
веден
Для инструмента, оснащенного твердым сплавом, вследствие
высокой твердости и незначительного ее уменьшения с повыше-
нием температуры почти не наблюдается периода повышенного
износа \
В зависимости от материала
заготовки и резца, элементов ре-
жима резания, геометрии режу-
щей части резца и других усло-
вий обработки резцы изнашива-
ются по-разному.
При резании хрупких ме-
таллов (чугуна, бронзы) рез-
цы изнашиваются в основном по
задней поверхности независимо от
материала резца. Это объясняется
тем, что сыпучая стружка над-
лома производит малое истираю-
щее действие передней поверхности
резца, тогда как его задние по-
верхности находятся с заготовкой
в постоянном контакте. И лишь при высоких скоростях резания
наблюдается износ и по передней поверхности. Вследствие высокого
истирающего действия чугуна (усиливающегося за счет посторон-
них примесей) резец выйдет из -строя (т. е. затупится) при более
низкой температуре резания по сравнению с температурой резания
при обработке стали.
Усиленный износ инструмента с пластинками твердого сплава может проявлять-
ся в виде больших сколов (разрушений) режущей кромки.
103
При резании вязких металлов износ резца будет про-
текать более сложно. На малой скорости резания, когда нарост
отсутствует, изнашивается в основном задняя поверхность. Это
объясняется тем, что скорость трения на задней поверхности вы-
ше, чем скорость трения (скольжения) стружки по передней по-
верхности (из-за усадки стружки). Однако при толстых стружках,
когда давление на переднюю поверхность выше, образуется
лунка.
На скоростях резания, при которых нарост устойчив, он при-
обретает «активную» форму и может несколько защищать заднюю
поверхность от износа (см. рис. 36, а), а потому при толстых стружках
и отсутствии смазывающе-охлаждающей жидкости износ в основном
будет протекать по передней поверхности резца (за наростом). По
мере увеличения ширины лунки и уменьшения опорной площадки
под наростом нарост уменьшится настолько, что не сможет защи-
щать заднюю поверхность, и она начнет изнашиваться. При тон-
ких стружках с применением смазывающе-охлаждающей жидкости
условия для наростообразования ухудшаются, а потому износ
в этой зоне скорости резания будет протекать и по задней по-
верхности.
На высоких скоростях резания, начиная с которых нарост от-
сутствует, при тонких стружках (а < 0,1 мм) износ протекает
больше по задней поверхности. При толстых же стружках, наобо-
рот, износ будет больше по передней поверхности. Это объяс-
няется тем, что при толстых стружках наряду с большим давле-
нием на переднюю поверхность температура на ней выше, чем на
задней. i
Рассмотренный характер износа при обработке стали для резцов
с пластинками из быстрорежущих сталей сохраняется в основном
и для резцов с пластинками твердых сплавов. Однако вследствие
хрупкости твердых сплавов износ по задней поверхности у них
больше, чем по передней; особенно это относится к работе на малых
скоростях резания, когда износ по лунке почти отсутствует. Нарост
для твердосплавного резца не является защитным фактором от
износа, и может, наоборот, являться причиной разрушения режу-
щей кромки, так как разрушение нароста может сопровождаться
усиленным выкрашиванием твердого сплава (вследствие его повы-
шенной хрупкости).
На износ резцов с пластинками твердых сплавов оказывает
влияние и род обрабатываемого металла; титановольфрамовые
сплавы, например, меньше изнашиваются при обработке стали и
больше — при обработке чугуна.
Резцы, оснащенные минералокерамическими пластинками, изна-
шиваются в основном по задней поверхности; по передней поверхности
образуется незначительная лунка.
На износ резца большое влияние оказывает шероховатость (микро-
геометрия.) поверхностей заточки резца. Чем менее
104 (
шероховаты передняя и задняя поверхности резца, тем меньше трение
между поверхностями контакта.
На рис. 98 даны зависимости износа резца с пластинкой из твер-
дого сплава (Т15К6) при обработке стали от времени работы. При
одинаковой величине износа (h3 = 0,8 мм) заточенный резец, но
не доведенный (с более шероховатыми поверхностями), имеет мень-
шую стойкость (меньшее время работы), чем тот же резец, но зато-
ченный и затем доведенный (7\ < Т2).
Рис. 99. Зависимость износа резца по передней
поверхности от времени работы:
1 — всухую; 2 — с охлаждением эмульсией
Исследования показывают, что при увеличении угла реза-
ния износ по передней поверхности усиливается.
Чем больше радиус округления р режущей кромки,
тем больше износ по задней поверхности, особенно при малых тол-
щинах среза, когда влияние р на деформацию среза и силы резания
(особенно Ру) более интенсивно.
Применение смазывающе-охлаждающих жидкостей
в процессе резания уменьшает износ резцов (особенно по передней
поверхности), что объясняется облегчением процесса стружкообра-
зования, снижением сил трения на поверхностях скольжения и
уменьшением температуры нагрева инструмента. Из зависимости,
показанной на рис. 99, видно, что если при работе всухую глубина
лунки износа резца за 33 мин машинного времени была 0,23 мм,
то при работе с охлаждением износ за то же время работы рав-
нялся 0,15 мм.
Возникает вопрос: когда необходимо закончить работу данным
резцом и отдать его в переточку? Иначе говоря, какой следует уста-
новить критерий износа резца?
Если износ доводить до точки а (см. рис. 96) и затем отдавать
резец в переточку, то такой износ не будет экономичным, так как
резец придется перетачивать слишком часто. С другой стороны,
105
невыгодно доводить резец и до слишком большого, катастрофи-
ческого износа, соответствующего точке с, так как тогда при пе-
реточке резца придется удалить большой слой металла. Доводить
резец до большого износа нельзя и потому, что при достижении
определенной величины износа по задней поверхности увеличи-
ваются силы резания, повышается температура резания, ухудшается
чистота обработанной поверхности^ снижается точность обработки,
Рис. 100. Блестя-
щая полоска на
появляются вибрации, что особенно недопустимо
при чистовой обработке.
Существует несколько критериев (признаков)
износа резцов.
Критерий блестящей полоски. Резец считает-
ся изношенным и его надо отдавать в переточку,
когда при обработке стали на поверхности резания
появляется блестящая полоска (рис. 100), а при
обработке чугуна — темные пятна. В данный мо-
мент отдельные точки режущей кромки уже начи-
нают выкрашиваться; в этих местах резец про-
изводит большое смятие поверхности резания и
как бы полирует. Появление блестящей полоски
поверхности реза- соответствует началу третьего периода износа,
ния При дальнейшей работе в течение 1—2 мин
произойдет полное разрушение режущей кромки
и резец окончательно выйдет из строя. Следовательно, этот критерий
нельзя применять для чистовых работ, а также при работе сложным
и дорогим инструментом.
При работе резцами с твердосплавными пластинками заметить
блестящую полоску бывает трудно; требуется также усиленное
внимание, чтобы обнаружить темные пятна на поверхности резания
и при обработке чугуна.
Силовой критерий (критерий Шлезингера). Резец считается
затупленным, когда начинается резкое увеличение сил, особенно
сил Р и Рх. К недостаткам этого критерия относится необходи-
мость иметь на станке специальные приборы для измерения сил,
действующих при резании, а потому в цеховых условиях он непри-
меним. 4
Критерий оптимального износаг. Под оптимальным из-
носом подразумевается такой износ, при котором общий срок
службы инструмента получается наибольшим. Общий срок службы
М инструмента определяется как произведение количества пере-
точек, допускаемых пластинкой при данном износе, на время работы
(стойкость), за которое этот износ образовался, т. е.
М. = КТ мин,
Разработан проф. М. Н. Лариным.
106
где X — количество переточек, допускаемых пластинкой при дан-
ном износе;
Т — машинное время работы (стойкость) инструмента, соот-
ветствующее данному износу.
Количество переточек, допускаемых пластинкой при ее износе
по передней поверхности (рис. 101, а),
— С — с
к = _____— _J?____
х Ил + Д ’
где С — высота (толщина) пластинки в мм;
х — слой, удаляемый при переточке по передней поверхно-
сти, в мм;
Д — допуск на заточку (для удаления слоя несколько боль-
шего, чем глубина лунки); Д = 0,1 4-0,2 мм.
Пластинка обычно перетачивается не до основания, что и отра-
2
жено в формуле коэффициентом у
Рис. 101. Элементы износа
и заточка резца
Количество переточек, допускаемых
износе по задней поверхности (см. рис.
I»
шириной пластинки при ее
101, а),
где В — ширина пластинки в мм в направлении, перпендикулярном
к главной режущей кромке;
у — слой, удаляемый при переточке по задней поверхности,
измеряемый вдоль ширины пластинки, в мм.
107
В свою очередь,
У = р +д.
Из рис. 101, б
р — ——; a = /r,tga;
' cos у °
тогда

К2 =
= Mg Д ..
cos у ’
^+A;
cos y
2 R
TB
М§2+д
cos y
среднее значение Д = 0,15 мм.
На рис.
от величины допустимого износа по
102 показана зависимость общего срока работы резца
задней поверхности; условия
работы: ширина пластинки
В = 15 мм; y = 12°; a - 10°;
Рис. 102. Зависимость общего срока работы
резца от износа по задней поверхности
износ протекает так, как
это изображено на рис. 97.
Оптимальное значение до-
пустимого износа по задней
поверхности h3onm = 1,3 мм,
соответствующее 40 мин ре-
зания (см. рис. 97, а).
Из рассмотренного при-
мера следует, что оптималь-
ный износ соответствует точ-
ке b (см. рис. 96), т. е. концу
второго периода.
Критер ий оптимального
износа находит применение
в исследовательских работах по определению режущих свойств
инструмента, предназначенного для предварительных (черновых)
и получистовых работ. Он может быть использован и в производст-
венных условиях для инструмента, предназначенного для обработки
деталей массового производства, а также для инструмента дорогого
и сложного в производстве.
К недостаткам этого критерия относится необходимость дове-
дения резца при исследовании до значительного износа (почти
полного разрушения). Кроме того, в некоторых случаях (при обра-
ботке инструментом с твердосплавными пластинками) точка перегиба b
108
(см. рис. 96), характеризующая начало катастрофического износа,
отсутствует, хотя износ и достиг такой величины, что дальнейшая
работа резцом нецелесообразна.
Технологический критерий. Этот критерий применяется к
инструменту, предназначенному для чистовой (окончательной) об-
работки. Сущность его заключается в том, что инструмент счи-
тается изношенным (затупленным), когда обработанная поверх-
ность перестает отвечать техническим условиям. По этому крите-
рию инструмент нуждается
в переточке при износе TfeU
меньшем, чем при всех дру- П jF— —_______________________
гих критериях. Это объяс- . j 1
няется тем, что изменение 1----1 - ----------------------
размера обработанной по- \ — pf"__________________________ ч
верхности (выхода за поле ф ' ~Т0|
допуска) или ухудшение ее Е....
чистоты (микрогеометрии) ! + Z + /
вследствие износа инстру- Lx
мента наступает раньше,
Рис. 103. Схема влияния износа резца на раз-
мер обработанной поверхности
чем износ достигнет кон-
ца второго периода (см.
рис. 96).
При токарной обработке влияние износа резца в радиальном
направлении (размер а на рис. 101, б) на изменение диаметра
обработанной поверхности показано на рис. 103. При отсутствии
износа (в начале работы) диаметр обработанной поверхности был d мм.
В процессе резания по мере увеличения износа резца этот размер
увеличивается, и при радиальном износе а он будет d + 2 а *
Стойкость резца, соответствующая определенной величине из-
носа в радиальном направлении, называется размерной
стойкостью.
Период размерной стойкости инструмента особенно важен в
автоматических линиях, нормальная работа которых возможна
при условии стабильной и бесперебойной работы режущего инстру-
мента в течение заданного периода времени (обычно смены).
Достижением отечественной станкоинструментальной промыш-
ленности является разработка и использование в станках автома-
тических линий специальной «следящей» аппаратуры. Благодаря
этим устройствам (так называемому «активному контролю») при
выходе размера обработанной поверхности за определенную вели-
чину поля допуска инструмент автоматически, малыми импульсами,
подается на некоторую, величину в радиальном направлении, и тем
самым поддерживается необходимый размер обработанной по-
верхности.
В практических условиях зависимость истинного размера обработанной повер-
хности от износа резца более сложная.
109
Из рассмотренных критериев затупления наибольшее распро-
странение находят критерий оптимального износа и технологи-
ческий. В производственных условиях для резцов за критерий за-
тупления принимается соответствующая величина износа.
Износ по передней поверхности в меньшей степени сказывается
на протекании процесса резания. Он резко проявляется лишь при
полном износе резца (когда будет уничтожена площадка с, показанная
рис. 95, б), который не может быть принят за оптимальный. В связи
с этим износ по задней поверхности является чаще всего лимитирую-
щим износом.
Для токарных проходных и подрезных резцов с пластинками
твердых сплавов величина износа по задней поверхности Л ,
рекомендуемая в качестве критерия затупления, следующая [67]:
1) при черновой обработке сталей 1,0—1,4 мм, при чистовой
0,4—0,6 мм;
2) при черновой обработке чугуна 0,8—1 мм, при чистовой
0,6-—0,8 мм.
Для отрезных резцов с пластинками твердых сплавов
h3 = 0,8 -ь 1 мм.
Для резцов с керамическими пластинками макси-
мально допустимая величина износа h3 = 0,6 -ь 0,8 мм.
Последние работы показали, что более объективным показа-
телем количественной стороны износа является не линейный раз-
мер h3, а величина интенсивности износа, выраженная в кубиче-
ских миллиметрах или в миллиграммах изношенной массы ин-
струмента за 1 м пути резания или приходящаяся на 1 см2 обработан-
ной поверхности [138, 139].
В научно-исследовательских работах используется и величина
относительного износа — как отношение износа по задней поверх-
ности h3 или величины радиального износа к длине пути резания
или к площади обработанной поверхности [61, 147, 148].
Рассмотренные в этой главе закономерности тепловыделения
и износа инструмента наблюдаются не только при точении, но и
при других видах обработки металлов резанием; эти закономер-
ности являются основой при назначении элементов режима реза-
ния (глубины, подачи и скорости резания).
Глава СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ» ДОПУСКАЕМАЯ
VII РЕЖУЩИМИ СВОЙСТВАМИ РЕЗЦОВ
Как было отмечено выше (стр. 36), увеличение скорости резания
приводит к уменьшению машинного времени Тм.
Однако скорость резания нельзя назначать без учета конкрет-
ных условий обработки, так как при ее увеличении резко возра-
стет интенсивность износа резца (рис. 104), т. е. снизится его
по
стойкость — машинное время работы инструментом от пере-
точки до переточки (или до определенной величины износа). Это
вызовет частую переточку резца, а следовательно, и затрату тру-
да заточника, затрату времени на снятие и установку резца и пе-
ревод в отходы (при заточке) определенного количества материала,
Рис. 104. Зависимость износа от времени работы при
различных скоростях резания (сталь 18Х2Н4ВА, сплаЪ
Т15К6)
идущего на изготовление режущей части инструмента. Таким образом,
износ инструмента (или его стойкость) оказывает влияние на произ-
водительность и себестоимость обработки.
Чем большую скорость резания допускает резец при одной и
той же стойкости, тем выше его режущие свойства, тем он более
производителен.
§ 1. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ, ДОПУСКАЕМУЮ РЕЗЦОМ
На скорость резания, допускаемую резцом, влияют следующие
факторы:
стойкость режущего инструмента; физико-механические свойства
обрабатываемого металла; материал режущей части инструмента;
подача и глубина резания; геометрические элементы режущей части
резца; размеры сечения державки резца; смазывающе-охлаждающая
жидкость; максимально допустимая величина износа резца; вид
обработки.
Зависимость между скоростью резания и стойкостью. Экспе-
риментально установлено, что между скоростью резания и стой-
костью режущего инструмента из инструментальных сталей су-
ществует зависимость: чем выше скорость резания, тем меньше
стойкость резца (рис. 105, кривые 1 и 2). Это вполне объяснимо
описанным выше влиянием скорости резания на тепловыделение
,и износ,
111
По отношению к инструменту, оснащенному твердым сплавом,
зависимость между скоростью резания и стойкостью более сложная.
Из представленной (для некоторых условий резания незакаленной
стали) на рис. 105 завйсимости (кривая 5) следует, что при увеличении
скорости резания стойкость твердосплавного резца сначала умень-
шается, затем увеличивается и вновь уменьшается; при этом чем
больше твердость обрабатываемого металла, тем меньше величина
критических скоростей, соответствующих точкам перегиба (см. зави-
симости на рис. 105 и 106).
Такая зависимость между
скоростью резания и стой-
костью для твердосплавных
резцов объясняется тем, что
Рис. 105. Зависимость между скоростью ре-
зания и стойкостью резца [53]:
1 — для резца из стали У12; 2 — для резца из
стали Р18; 3 — для резца из сплава Т15К6
Рис. 106. Зависимость стойкости
резца, оснащенного пластинкой
твердого сплава, от скорости ре-
зания при обработке закаленной
стали HRC 51—52 (по А. Я. Мал-
кину)
при малых v вследствие низкой температуры резания износ
протекает медленно. По мере увеличения v температура на по-
верхностях соприкосновения резца с заготовкой и стружкой
увеличивается,,, что содействует слипанию (свариванию) в местах
контакта и соответственно повышению интенсивности износа и
снижению стойкости резца. При дальнейшем увеличении v (на-
чиная с v = 10 м!мин, рис. 106) повышение температуры содей-
ствует размягчению (и даже микрооплавлению) поверхностей струж-
ки и заготовки, что уменьшает слипание, облегчает относительное
скольжение и снижает интенсивность износа (повышает стойкость);
этому содействует также повышение ударной вязкости твердого
сплава (особенно в интервале температур 600—800° С) и уменьшение
сил, действующих на резец. При дальнейшем же увеличении скорости
(у 20 м/мин) и соответственно температуры резания резко сни-
жаются твердость и прочность твердого сплава, что (при все возра-
стающем пути трения за один и тот же промежуток времени) приводит
к повышению интенсивности износа резца и соответствующему сни-
жению стойкости.
112
При одинаковой стойкости резцов, например 50 мин (рис. 105),
выгоднее (производительнее) работать со скоростью v = 160, чем
с v = 45 м!мин, а потому зоной рационального использования твер-
дого сплава следует считать участок, расположенный вправо от точки
перегиба максимальной стойкости. Поэтому зависимость между вели-
чинами v и Т будем рассматривать на второй ниспадающей ветви,
которая в простых координатах выражается в виде кривой (рис. 107, а),
а в логарифмических координатах — в виде прямой линии (рис. 107, б).
Рис. 107. Зависимость между скоростью резания и стойкостью:
а — в простых координатах; б — в логарифмических координатах (сталь 45,
Gy — 45 кГ/мм, T15K6, t X s — 2x0,4)
Математически эта зависимость выражается так:
v = Д или vTm = А = const,
где 'Г — стойкость в мин, соответствующая данной скорости реза-
ния v;
tn — показатель относительной стойкости, характеризующий влия-
ние стойкости на скорость резания;
А — постоянная величина, зависящая от условий обработки
(материала резца и заготовки, охлаждения, сечения среза
и др.).
Логарифмируя первое выражение, получим
Igu = 1g Д — mlg7,
т. е. в логарифмических координатах зависимость между скоростью
резания и стойкостью выражается уравнением прямой линии, тангенс
угла наклона которой и есть показатель относительной стойкости
(рис. 107, б):
, а
tn = tga = -г-.
& b
Показатель относительной стойкости характеризует степень изменения скорости
резания с изменением стойкости резца. Он зависит от обрабатываемого металла,
материала режущей части резца, толщины среза, вида и условий обработки.
Для проходных, подрезных и расточных резцов из быстрорежущей стали тср =
= 0,125 при обработке с охлаждением стали, стального литья и ковкого чугуна;
для резцов, оснащенных пластинками твердых сплавов, 0,125 4- 0,3 (mCD =
= 0,2).
113
Зная стойкость /7\ при скорости по указанной выше зависимости можно
определить стойкость Т2 при скорости v2 (при прочих одинаковых условиях резания)
или скорость v2 при стойкости Т2. Из уравнения vTm = А = const следует, что
откуда
£1 = (Т_г\т
«2 \Л/
или
/ ТЛт
Так как показатель относительной стойкости различен при низких и высоких
скоростях резания, то полученная зависимость может дать неправильные резуль-
таты в случае пересчета скорости резания с малых стойкостей на очень высокие
(например, на Т > 500 мин).
В общем случае стойкость и соответствующая ей скорость резания
должны быть такими, чтобы при достаточно хорошем качестве обра-
ботанной поверхности была высокая производительность труда и
низкая себестоимость обработки.
В зависимости от условий обработки, конструкции режущего
инструмента и станка, общего технического уровня производства
и технико-экономических условий эксплуатации станка и инструмента
значения стойкости и соответствующей ей скорости резания должны
быть различными. В частности, при многоинструментной обработке
(автоматы и полуавтоматы), когда замена затупленного инструмента
и его подналадка связаны с большой затратой времени и труда,
стойкость инструмента должна быть выше, чем для одноинструментных,
более простые работ.
Для обычных токарных резцов, оснащенных твердым спла-
вом, рекомендуется Т = 60 4- 90 мин [67]. Если при Т = 60 мин
допускаемую твердосплавным резцом скорость резания принять за
единицу, то для другого значения стойкости эта скорость в количест-
венном отношении выразится следующими поправочными коэффи-
циентами Кт’
Стойкость резца Т в мин. 30 45 60 90 120
Коэффициент Кт 1,15 1,06 1,0 0,92 0,87
Приведенная выше зависимость может быть записана так:
VT = VqqKt m/muh.
Влияние обрабатываемого материала. Большое влияние на ско-
рость резания, допускаемую резцом, оказывают физико-механические
свойства обрабатываемого металла. Это влияние предопределяется
в основном тепловыделением в процессе резания и распределением
тепла между стружкой, заготовкой, резцом и окружающей средой.
На скорость резания оказывают влияние химический состав стали,
ее термическая обработка и характер структуры, получаемой при
114
'Термической обработке [63]. Так, при уменьшении содержания угле-
рода в конструкционной углеродистой стали допускаемая скорость
резания повышается, а при введении легирующих металлов (Сг, Мп
и др.) понижается; для стали 40Х наибольшая допустимая скорость
резания будет при отжиге с Т — 900° С, для стали 40 — при нормали-
зации с Т = 900 4- 950° С, а для быстрорежущих сталей — при
изотермическом отжиге1. Наибольшая допустимая скорость резания
наблюдается при зернистом перлите, когда цементит имеет форму
мелких шарообразных зерен, равномерно распределенных в феррите,
а из структур наибольшую скорость резания допускает феррит, затем
(в порядке уменьшения допустимой скорости резания) перлит (точеч-
ный, зернистый, пластинчатый, сорбитообразный) сорбит и троосто-
сорбит.
Из практики известно, что мелкозернистые стали обрабатывать
легче, чем крупнозернистые, и что небольшим введением некоторых
элементов (например, до 0,1% S и до 0,2—0,25% РЬ [68]) можно
повысить обрабатываемость стали, не изменяя почти ее механических
свойств.
Скорость резания, с которой можно обрабатывать данный металл
при определенной стойкости резца, является основной характеристи-
кой обрабатываемости2 металлов. Чем выше скорость,
тем лучше обрабатываемость данного металла по сравнению с тем,
который при той же стойкости и прочих одинаковых условиях допу-
скает обработку с меньшей скоростью резания. Наихудшую обрабаты-
ваемость имеют инструментальные быстрорежущие, хромоникелеволь-
фрамовые, хромомарганцовистые, хромокремнистые, хромокремнемар-
ганцовистые и кремнемарганцовистые стали.
Очень низкой обрабатываемостью обладают жаропрочные стали и
сплавы. Это объясняется тем, что жаропрочные материалы имеют зна-
чительное количество легирующих элементов (в том числе титан и мар-
ганец), склонны к свариванию (к адгезии) с режущим инструментом,
незначительно изменяют прочность при нагреве до температуры
800° С, имеют высокий предел прочности на сдвиг (в 2—3 раза выше по
сравнению с конструкционной углеродистой сталью); у жаропрочных
материалов высокий предел прочности сочетается с большой вяз-
костью, они способны к сильному упрочнению (наклепу) и имеют
низкую теплопроводность. Все это вызывает при резании большие
силы, высокую температуру (в .2—4 раза выше температуры при реза-
нии конструкционных сталей [69]), интенсивный износ режущего
инструмента, большую шероховатость обработанной поверхности,
т. е. низкую обрабатываемость этих материалов, а потому их относят
к труднообрабатываемым.
1 Нагрев при Т = 870°С в течение 4 ч, быстрое охлаждение до Т = 740°С и вы-
держка в течение 2 ч.
2 Обрабатываемость металлов характеризуется также шероховатостью обработан-
ной поверхности (что особенно важно при окончательных—чистовых операциях) и
силами, действующими на инструмент в процессе резания.
115
Легко (с большой скоростью резания) обрабатываются автоматные
стали, цветные и легкие сплавы.
Алюминий обрабатывается со скоростью резания в 5—6 раз боль-
шей по сравнению с углеродистой конструкционной сталью (С 0,6%,
ов = 75 кГ/мм2); для силумина и литейных алюминиевых сплавов эта
скорость выше в 4—5 раз.
Чугун вследствие меньшей теплопроводности, большего истираю-
щего действия и сосредоточения давления от стружки на малом участке
вблизи режущей кромки допускает меньшую скорость резания по
сравнению с углеродистой конструкционной сталью.
В зависимости от предела прочности стали при растяжении ско-
рость резания, допускаемая резцом при определенной стойкости,
При обработке резцами, оснащенными твердым сплавом,
конструкционных углеродистых и легированных незакаленных сталей
х = 1.
Таким образом, если известна скорость резания v'Ul допускаемая
резцом при данной стойкости для стали ав1, то легко найти скорость
Vu для стали с ов2, так как
и' Ох — v"gx .
и в\ и 8'V
откуда
— = f ggi V
v'u \?в2)
ИЛИ
Если при обработке углеродистой конструкционной и легиро-
ванной незакаленной стали г ов = 7Ь кПмм2 скорость резания, до-
пускаемую резцом, принять за единицу, то при других значениях
поправочными коэффициентами на скорость резания будут зна-
чения
ав стали в кГ'<мм2 40—50 50—60 60—70 70—80 80—90 90—100
Коэффициент Kmv 1,66 1,36 1,15 1 0,88 0,79
Приведенная выше формула может быть записана так:
va = vnK.u м/мин.
8 V
В зависимости от твердости чугуна НВ скорость резания, допу-
скаемая резцом при определенной стойкости,
_ С
vu ИВУ •
116
При работе резцами, оснащенными пластинками твердых сплавов,
у = 1,25 [52].
На скорость резания, допускаемую режущими свойствами резца,
оказывают влияние и состояние обрабатываемого
материала, характер заготовки и состояние ее поверхности.
Так, если для горячекатаной стали скорость резания принять за
единицу, то для холоднотянутой стали необходимо ввести коэффи-
циент 1,1, т. е. принять скорость резания на 10% выше. Для норма-
лизованной стали этот коэффициент будет 0,95, для отожженной 0,9
и для улучшенной 0,8.
Если при обработке стальной заготовки из проката или поковки
без корки (корка срезана предыдущим проходом или протравлена)
скорость резания принять за единицу, то в случае обра-
ботки стально^ отливки скорость резания уменьшается (коэффи-
циент 0,9).
Твердая корка, получившаяся на чугунной заготовке после от-
ливки, окалина после поковки и горячего проката стали — резко
влияют на повышение износа инструмента и в связи с этим снижают
скорость резания (окалина на 10—20%, корка на 20—40%).
Влияние материала режущей части резца. Износ инструмента
во многом предопределяется физико-механическими свойствами мате-
риала, из которого сделана его режущая часть. Поэтому, если для
быстрорежущих сталей допускаемую скорость резания принять за
единицу, то по отношению к другим материалам коэффициент на
скорость резания будет меньше единицы для легированных и
углеродистых инструментальных сталей и больше единицы для твер-
дых сплавов и керамических материалов.
Ниже приведены значения коэффициента KM1V для различных
марок сталей:
Марка стали режущей части резца. Р18, Р9 9ХС У10А, У12А
Коэффициент KMlv 1 0,5 0,5 и ниже
Для твердых сплавов = 3-4-10 и больше (при соответст-
вующей оптимальной геометрии режущей части резца).
Если скорость резания для твердого сплава Т15К6 принять за
единицу, то для сплава Т5К10 необходимо ввести коэффициент
0,65, а для сплава Т30К4 1,3—1,5 (при получистовом точении
с t = 1 -4- 2,5 мм, s =0,1—0,3 мм! об)', твердый сплав Т14К8дает воз-
можность повысить скорость резания в сравнении со сплавом Т5КЮ
на 25%.
По отношению к сплаву В Кб для сплава ВК8 коэффициент на
скорость резания равен 0,83, а для твердого сплава ВКЗМ—1,15
(при получистовом точении). Сплав ВК2 позволяет повысить скорость
резания (при чистовой обработке) в среднем на 35—40% по сравнению
со сплавом ВК8, сплав ВК4 — на 20—30% (как при чистовой, так
и при черновой обработке).
117
Резцы с керамическими пластинками Прй числовой и получистовой
обработке сталей допускают скорость резания в 1,1 —1,3 раза боль-
шую, чем с пластинками из сплава Т15К6; прй чистовой и предчистовой
обработке чугуна — в 1,5 раза большую, чем из сплава В Кб. На
отдельных операциях эти коэффициенты еще выше (до 3 раз).
Влияние подачи и глубины резания. Подача и глубина резания,
влияющие на силы и температуру при резании, оказывают большое
влияние и на скорость резания, допускаемую резцом. Чем больше
подача и глубина резания, тем выше силы, действующие на резец,
и температура резания, тем интенсивнее износ резца, тем меньшую
скорость резания будет допускать резец при одной и той же стойкости.
Зависимость между скоростью резания, подачей и глубиной резания
при стойкости 60 мин можно выразить следующей формулой:
б'г/дл
^бо = м/мин-
t v • Syv
где Сг,б0 — постоянный коэффициент, зависящий от обрабатывае-
мого металла, материала режущей части резца, гео-
метрии резца, охлаждения и других условий обработки
(в нашем случае одним из этих условий является
стойкость резца, равная 60 мин);
t — глубина резания в мм;
s — подача в мм/об;
и yv— показатели степеней, различные для разных обрабаты-
ваемых металлов, материала резца и условий обработки.
При наружном точении и растачивании заготовок из углеро-
дистой стали резцами из быстрорежущей стали при подаче
s 0,25 мм/об хъ = 0,25, yv = 0,33; при подаче же $ > 0,25 мм/об
xv = 0,25, yv = 0,66 (при set*).
Из приведенных значений следует, что показатель степени при
подаче больше, чем при глубине, т. е. увеличение подачи более резко
сказывается на уменьшении скорости резания, чем увеличение глу-
бины резания. Это вызывается более интенсивным износом резца
при увеличении $, чем при увеличении /, что, в свою очередь, объяс-
няется большей термодинамической нагрузкой на единицу длины
режущей кромки, так как при увеличении $, при неизменной длине
активной части режущей кромки увеличивается и толщина среза
(см. рис. 70, б).
При одинаковой площади поперечного сечения среза для обычного
резца (фх > 0 при s < /) легче работать с меньшей подачей и большей
глубиной резания; для станка же (по мощности), наоборот, легче
работать с большей подачей и меньшей глубиной резания, так как на
силу резания глубина оказывает большее влияние, чем подача (см.
стр. 81).
* При обратных срезах (s>0 глубина резания влияет в большей степени, чем
подача, т. е. ху>//у.
118
Влияние геометрических элементов резца. Чем больше величина
угла резания, тем больше деформации, тепловыделение и силы,
действующие на резец, тем интенсивнее износ резца и ниже его стой-
кость. При уменьшении угла резания (увеличении положительного
значения переднего угла) деформации, силы резания и тепловыделение
снижаются и стойкость сначала повышается (рис. 108). Но вместе
с увеличением угла + у уменьшается угол заострения и объем головки
резца, вследствие чего теплоотвод от поверхностей трения резца и
прочность режущей кромки уменьшаются, и, начиная с некоторого
значения угла резания, износ повышается (возможно и выкрашивание
режущей кромки) и стойкость понижается. Поэтому для каждого
материала заготовки, материала резца и других условий обработки
Значения переднего
у ал а + у
Рис. 108. Зависимость
стойкости инструмента
от величины переднего
угла
Значения заднего
угла а
Рис. 109. Зависимость стой-
кости инструмента от ве-
личины заднего угла резца
при различных подачах
(sx< s2 < s3; Qi > a2 > a3)
есть свое оптимальное значение угла резания (переднего угла), при
котором стойкость, а следовательно (при одинаковых стойкостях*),
и скорость резания будут наибольшими. При этом чем выше св или НВ
обрабатываемого металла, тем меньше положительное значение опти-
мального переднего угла.
Чем больше задний угол резца, тем меньше трение резца
о заготовку, тем меньше его износ и выше стойкость. Однако повы-
шение стойкости идет до определенного значения угла а, так как
с увеличением заднего угла уменьшается одновременно угол заостре-
ния, резец становится мецее прочным, и начиная с некоторого значения
а режущая кромка (особенно у твердых сплавов) начинает выкраши-
ваться и стойкость резко падает (рис. 109); будет падать, следовательно,
и скорость резания (при одной и той же стойкости).
Одним из геометрических элементов, сильно влияющих на допу-
скаемую резцом скорость резания, является главный угол
в плане. Чем больше этот угол, тем больще (при одинаковых
подаче и глубине резания) толщина среза, тем меньше длина актив-
ной части режущей кромки и активный (в основном воспринимающий
тепло) объем головки резца (см. рис. 19), тем выше термодинамическая
119
нагрузка на единицу длины кромки, интенсивнее износ резца и меньше
его стойкость. Поэтому резцы с малыми углами в плане допускают
(при прочих одинакоых условиях) большую скорость резания
(рис. ПО).
Если для твердосплавного резца с углом ср = 45° при резании
стали скорость резания принять за единицу, то для других значений
главного угла в плане скорость резания выразится следующими
коэффициентами
Главный угол в плане 10 20 30 45 60 75 90
Коэффициент 1,55 1,3 1,13 1 0,92 0,86 0,81
Вспомогательный угол в плане также влияет на
износ резца, а следовательно, и на его стойкость. При малом вспомо-
от главного угла в плане при постоян-
ных значениях t и s (сталь 45, твердый
сплав Т15К6, t X s = 2 X 0,3)
гательном угле в плане (<Pi < 5°)
вспомогательная режущая кром-
ка принимает большое участие
в побочном резании, что вызы-
вает большие тепловыделение и
износ резца, а следовательно, по-
нижается его стойкость. По мере
увеличения угла ср2 работа ре-
зания от вспомогательной ре-
жущей кромки уменьшается, что
приводит к ^некоторому повы-
шению стойкости и, вследствие
этого, к повышению скорости,
допускаемой резцом при оди-
наковой стойкости (рис. 111).
Однако, начиная с срх = 5 ч- 10°,
в большей степени сказывается
уменьшение объема головки рез-
ца, приводящее к ухудшению теплоотвода и к большей температур-
ной концентрации на поверхностях трения резца, что снижает до-
пускаемую скорость резания. Ниже даны поправочные коэффициенты
на скорость резания в зависимости от вспомогательного угла
в плане, если принять скорость резания при = 10° за еди-
ницу.
Вспомогательный угол в плане
Поправочный коэффициент
10 15 20 30 45
1,0 0,97 0,94 0,91 0,87
При увеличении радиуса закругления (сопряжения)
при вершине резца в плане, хотя и возрастают деформации и силы Рz
и Pv, но вместе с тем увеличиваются длина активной части режущей
кромки и объем головки резца. Последнее, способствуя усилению
теплоотвода, оказывается преобладающим, а потому с увеличением
радиуса закругления при вершине резца в плане стойкость резца,
а следовательно^ и скорость резания, допускаемая им, несколько
120
повышаются. Так, если для быстрорежущего резца с г = 2 мм допу-
скаемую скорость резания принять за единицу, то поправочные коэф-
фициенты для других значений г будут [53]: для г = 1 мм = 0,94;
для г = 3 мм КГъ ~ 1,03; для г = 5 мм Krv =1,13.
Положительное значение угла наклона главной режущей
кромки X оказывает большое влияние на упрочнение режущей кромки
резца, что особенно важно при ударном (прерывистом) резании, при
работе по корке и при работе с неравномерным припуском. В связи
с этим по мере перехода от отрицательного значения угла X к поло-
жительному (от — 15 до + 40) стойкость резца повышается. В диа-
пазоне углов X — 0 4- 10° изменение стойкости незначительно, и им
можно пренебречь.
Форма передней поверхности резца также оказы-
вает влияние ?на скорость резания. Если для резца, оснащенного
Рис. 111. Зависимость скорости резания от вспомо-
гательного угла в плане
пластинкой твердого сплава, с плоской формой передней поверх-
ности (форма /, см. рис. 115), скорость резания принять равной еди-
нице, то для плоской или радиусной формы с фаской (формы // и ///)
коэффициент на скорость резания будет 1,15, а для-плоской с отри-
цательным передним углом у = — 10° (форма IV) этот коэффициент
равен 1,2. Форма IV по отношению к формам II и III имеет коэффи-
циент на увеличение скорости резания 1,05.
Влияние размеров сечения державки резца. На скорость резания,
допускаемую резцом, влияют и размеры сечения резца, так как чем
больше площадь сечения тела резца, тем интенсивнее теплоотвод от
поверхностей трения (износа) резца и ниже температурная концентра-
ция. Повышается и жесткость резца, а потому резец, имеющий боль-
шие размеры сечения державки, допускает и более высокие скорости
резания. Так, если для резца из быстрорежущей стали с сечением
державки 20x30 мм2 скорость резания принять за единицу, то для
сечения 16x25 мм2 коэффициент на скорость К^. = 0,97, а для сече-
ния 25x40 мм2 — 1,04 (при обработке сталей).
Для резцов, оснащенных пластинками твердых сплавов, влияние
размеров сечения державки незначительно, и им можно пренебречь.
121
Влияние смазывающе-охлаждающей жидкости. Смаэывающе-
охлаждающие жидкости (СОЖ), облегчающие стружкообразование,
уменьшающие коэффициент трения и снижающие температуру реза-
ния оказывают влияние и на скорость резания, допускаемую резцом.
Выше отмечалось, что наибольшей охлаждающей способностью обла-
дают водные смазывающе-охлаждающие жидкости. При обильном
охлаждении (8—12 л!мин) сверху (в месте отделения стальной стружки,
см. рис. 94, а) при обдирочных работах резцами из быстрорежущей
стали скорость резания по-
вышается на 20—30%,
а при чистовых работах
(тонких стружках, когда
тепловыделение меньше) —
на 8—10% по сравнению
с обработкой всухую. Рас-
ход жидкости при чистовой
обработке меньше, чем при
черновой, и может состав-
лять 4—6 л!мин.
Скорость резания при
обработке стали может быть
повышена на 40—45% по
сравнению с обработкой
всухую, если смазывающе-
охлаждающую жидкость
(эмульсию) предварительно
охладить до +2° С. Из за-
висимости, данной на рис.
112, видно, что чем ниже
температура охлаждающей
жидкости, тем дальше от-
Рис. 112. Зависимость между скоростью реза-
ния и стойкостью при различных значе-
ниях температуры охлаждающей жидкости
(сталь ОХНЗМ, ав = 76 кГ/мм2, резец Р18,
/X s = 2 X 0,5)
стоит данная линия от ли-
нии, соответствующей обработке всухую, тем большую, следователь-
но, скорость резания допускает резец при одной и той же стойкости.
Скорость резания для резцов из быстрорежущей стали может
быть повышена до_43% [по сравнению с обработкой стали всухую,
и в том случае, если смазывающе-охлаждающую жидкость подводить
в зону резания снизу в распыленном состоянии (см. рис. 94, б)].
По сравнению с обычным охлаждением сверху (см. рис. 94, а)
такой способ подвода жидкости в условиях проведения испытаний
(применяемых в работе [71]) дал возможность повысить скорость реза-
ния на 14,5%, а стойкость резцов (при одной и той же скорости реза-
ния) — в 3,2 раза.
Охлаждение инструмента и зоны стружкообразования распылен-
ной жидкостью (воздухо-жидкостной смесью) эффективно и для твер-
досплавных резцов, особенно при резании высокопрочных и трудно-
обрабатываемых сталей. Наряду с повышением стойкости инструмента
122
(в 2—6 раз по сравнению с обработкой всухую и в 1,5 —3 раза по срав-
нению с обычным охлаждением — поливом) повышается и качество
обработанной поверхности при одновременном снижении расхода
эмульсий в 10—20 раз, а масла — в сотни раз [72].
Применение распыленной жидкости для твердосплавных резцов
по сравнению с методом обильного потока (см. стр. 94, а) целесооб-
разно и в том отношении, что при высоких скоростях резания (с кото-
рыми обычно работают твердосплавные резцы) при обильном потоке
жидкость сильно разбрызгивается вокруг станка.
При резании серых чугунов с применением обильного охлаждения
происходит большое загрязнение станка кашицеобразной массой,
Количество обработа нн ь/* деталей
Рис. 113. Зависимость износа твердосплавного резца ВК8
от количества обработанных чугунных деталей [129]:
1 — при обработке без охлаждения; 2 — при обработке с примене-
нием распыленной эмульсии
образуемой из чугунной пыли и мелкой стружки. Поэтому здесь целе-
сообразно применение жидкости в распыленном состоянии, что спо-
собствует повышению стойкости резцов в 2—3 раза [129].
При резании высокопрочных и износостойких чугунов твердосплав-
ными резцами применение распыленной жидкости способствует повы-
шению скорости резания до 5О?о. Применение распыленной эмульсии
способствует также уменьшению запыленности воздуха чугунной
пылью.
Эффективность применения распыленной эмульсии при резании
чугуна графически наглядно представлена на рис. 113.
В заключение отметим, что для твердосплавного инструмента
особенно важно наличие постоянного охлаждения, так как в слу-
чае прерывистого охлаждения сильно разогреваемая в процессе реза-
ния, а затем резко охлаждаемая пластинка твердого сплава может
дать трещины, и резец выйдет из строя.
Влияние допустимой величины износа резца. На скорость резания
оказывает влияние и максимально допустимая, по условиям работы,
123
величина износа по задней поверхности. Чем больше допустимый
износ, тем большую скорость резания можно назначить для резца.
Ниже приведены поправочные коэффициенты Khv на скорость
резания в зависимости от износа по задней поверхности для резцов,
оснащенных пластинками твердого сплава, при обработке незакаленной,
стали.
Износ h3 в мм . 0,8—1 1,5—2
Коэффициент Khv 1 ЬЗЗ
Влияние вида токарной обработки. В зависимости от вида токарной
обработки (наружное точение, внутреннее растачивание, подрезка
торца, отрезка) изменяются условия, в которых находится резец
в процессе стружкообразования.
Так, при внутреннем растачивании резец находится
в более тяжелых условиях, чем при наружном продольном точении.
Наряду с тем, что вершина расточного резца находится на максималь-
ном диаметре (D > О0, рис. 13), т. е. работает на наибольшей ско-
рости, что в данном случае затруднен подвод свежей охлаждающей
жидкости и хуже теплоотвод. Отрицательным моментом является и то,
что расточным резцам, имеющим меньшее сечение державки и большой
вылет, приходится работать в менее жестких условиях; это вызывает
прогиб резца и вибрации, а потому при растачивании снимается обычно
меньшее сечение среза и снижается скорость резания. Чем меньше
диаметр растачиваемого отверстия, тем больше поверхность соприкос-
новения резца с заготовкой, тем больше износ по задней поверхности
за одно и то же время, тем меньшую скорость резания будет допускать
расточной резец по сравнению с резцом для наружного продольного
точения (коэффициент уменьшения KPv = 0,8 для D до 75 мм; 0,90
для О = 75 -*• 150мм; 0,95 для D = 150 -ь 250мм; 1 дляР > 250мм).
При поперечном точении (подрезке торца) условия
работы для резца более благоприятны, чем при продольном точении,
так как резец при подаче от периферии к центру находится под воздей-
ствием наибольшей скорости резания небольшой промежуток времени.
По мере перемещения резца к центру заготовки эта скорость умень-
шается (см. рис. 17), и в центре она равна нулю.
Следовательно, по сравнению с резцом для наружного продоль-
ного точения (который находится под воздействием постоянной,
максимальной для поперечного точения скорости резания вдоль
всей длины обработки) резец для поперечного точения будет изнаши-
ваться менее интенсивно, а потому скорость резания для него можно
назначить более высокой; причем чем резче перепад между макси-
мальной и минимальной скоростями резания, т. е. чем меньше отно-
шение (где D — наибольший, a Do — наименьший диаметр обра-
ботанной поверхности торца), тем более благоприятны условия и
выше допустимая скорость резания. Если скорость резания для твер-
124
досплавного резца при продольном наружном точении принять за
единицу, то для поперечного точения (при тех же условиях)
скорость резания может быть выражена следующими коэффициентами
[52]:
Do
-ц- при поперечном точении
Коэффициент
До 0,4 0,5—0,7 0,8—1,0
1,25 1,2 1,05
В тяжелых условиях работают отрезные (прорезные)’ резцы
(см. рис. 14), так как процесс стружкообразования протекает здесь
в менее благоприятных условиях. Малые углы при вершине в плане
и незначительные размеры сечения головки отрезных резцов обуслов-
ливают плохой теплоотвод. Особенно нагруженными в температурном
отношении 'оказываются уголки резца, что приводит к их сильному
износу и, следовательно, к значительному уменьшению скорости
резания по сравнению со скоростью резания, допускаемой резцами
для наружного продольного точения. Для упрочнения уголков отрез-
ного резца у них делается переходная кромка (см. рис. 119, в).
Если для отрезки (разрезки) твердосплавным резцом скорость
резания принять за единицу, то при прорезке паза на диаметр Do
(см. рис. 14) скорость резания может быть выражена следующими
коэффициентами Кпр [52]:
при прорезке паза 0,5—0,7 0,8—0,95
Коэффициент Кпр • 0,96 0,84
Вследствие специфичности условий резания при отрезании реко-
мендуется обязательно применять смазывающе-охлаждающие жид-
кости, способствующие как повышению стойкости резцов и облег-
чению выхода стружки из канавки, так и снижению сил резания
(что особенно важно для малопрочных и маложестких отрезных
резцов).
Для твердосплавных отрезных резцов при резании сталей при-
менение охлаждения способствует повышению скорости резания
до 40%.
§ 2. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПОДСЧЕТА СКОРОСТИ
РЕЗАНИЯ
На основании изложенного выше скорость резания, допускаемая
резцом, при наружном продольном точении может быть подсчитана
по следующей общей формуле:
(j
—Г М/мин,
т .t V .
125
где Cv — коэффициент, характеризующий обрабатываемый ме-
талл и условия его обработки;
Т — стойкость режущего инструмента в мин;
m — показатель относительной стойкости;
t — глубина резания в мм;
s — подача в мм/об;
xv и yv—показатели степеней;
Kv — общий поправочный коэффициент на измененные усло-
вия обработки по отношению к тем, для которых дается
значение коэффициента Cv равен произведению
частных поправочных коэффициентов, рассмотренных
в разделе «Влияние различных факторов на скорость
резания, допускаемую резцом»).
В табл. 5 приводятся для некоторых условий обработки значения
Cv, m, xv и уъ для твердосплавного резца Т5КЮ.
Таблица 5
Значения коэффициента и показателей степеней в формуле скорости
резания (наружное продольное точение1, сплав Т5К10)
Обрабатываемый материал Наружное продольное точение при подаче в мм/об съ Уъ m
Сталь конструкционная углероди- s,^ 0,3 *273 0,2
стая, легированная, = 75 кГ]мм2 s < 0,75 227 0,15 0,35 0,2
s > 0,75 221 0,45
1 Для других обрабатываемых металлов и видов обработки см. литера-
туру [51, 52).
Значения Cv в табл. 5 даны для стали без корки с об = 75 кПмм2
при резании без охлаждения твердосплавным резцом (Т5КЮ), с опти-
мальным значением углов у и а, с ср = 45°, cpj = 10°, с отрицательной
фаской на передней поверхности (форма II, III, см. рис. 115), при
максимально допустимом износе по задней поверхности.
При других условиях работы на величину коэффициента Cv (или
в формулу скорости vu) необходимо в виде сомножителей ввести попра-
вочные коэффициенты, приводимые выше или в справочниках по
режимам резания [51, 52].
§ 3. РАБОТА С ВЫСОКИМИ СКОРОСТЯМИ РЕЗАНИЯ
И ПОДАЧАМИ И ОСНОВНЫЕ УСЛОВИЯ ЕЕ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ
Машинное время может быть уменьшено за счет увеличения подачи
или числа оборотов (скорости резания). Сокращение машинного
времени вследствие значительного повышения подачи принято назы-
126
вать силовым резанием, вследствие повышения скорости реза-
ния — скоростным резанием.
В отношении стойкости режущего инструмента (т. е. времени
работы инструмента до определенной величины износа) выгоднее
увеличивать подачу, так как увеличение подачи оказывает меньшее
влияние на нагрев, а следовательно, и на износ режущего инстру-
мента, чем увеличение скорости резания (см. стр. 96).
Но увеличение подачи имеет определенные пределы, так как при
этом: 1) увеличиваются силы, действующие на систему СПИД, что
приводит к повышению термодинамической нагрузки, приходящейся
на единицу длины режущей кромки инструмента; при недостаточной
прочности режущей кромки увеличение сил может вызвать ее разру-
шение и преждевременный вывод инструмента из строя; увеличенные
силы могут вызвать искажение формы обработанной поверхности
(овальность, эллиптичность, выпуклость и др.) и способствовать повы-
шенному износу всех деталей системы; 2) ухудшается чистота (микро-
геометрия) обработанной поверхности, а потому начиная с некоторой
величины подачи обработанная поверхность не будет отвечать техни-
ческим условиям на нее; 3) увеличиваются степень и глубина упроч-
нения обработанной поверхности, что не всегда целесообразно.
Поэтому уменьшить машинное время после установления макси-
мально допустимой подачи можно повышением числа оборотов (ско-
рости резания).
Увеличение скорости резания (начиная примерно с v 50 м!мин),
в отличие от увеличения подачи, приводит к уменьшению сил, воз-
никающих при резании (см. рис. 80), к улучшению чистоты (микро-
геометрии) обработанной поверхности (см. рис. 57) и к уменьшению
упрочнения.
Но высокие скорости резания увеличивают путь трения (износа)
за одинаковое время и резко повышают тепловыделение и температуру
нагрева поверхностей контакта резца с заготовкой и стружкой, что
снижает твердость материала резца, а следовательно, повышает его
износ за одно и то же время работы (т. е. вызывает снижение стойкости
резца). Поэтому для работы на высоких скоростях резания необхо-
димо иметь инструмент, режущая часть которого сделана из достаточно
износотеплостойкого материала, например, твердого сплава или
керамики.
Но режущий инструмент должен обладать также и достаточной
прочностью режущей кромки. Твердые сплавы и керамические мате-
риалы, обладая высокой твердостью и теплоизносостойкостью, в то
же время очень хрупки и плохо выносят ударную нагрузку, нагрузку
на изгиб и срез. Поэтому для упрочнения режущей кромки у этих
резцов принимают иногда отрицательные передние углы (см. рис. 115,
б —д').
При чистовой (s = 0,1 мм/об, t = 0,5 мм) обработке углеродистых
сталей резцом с пластинкой твердого сплава скорости резания дости-
гают 2600 м!мин и выше; при чистовой обработке чугунов резцом,
127
оснащенным керамической пластинкой — 3780 м!мин, при обработке
алюминиевых сплавов — 5000 м!мин и выше.
Резание металлов инструментом, оснащенным пластинками твер-
дого сплава, с увеличенной (максимально возможной по условиям
работы) скоростью наряду с повышением производительности обес-
печивает 8—9-й класс чистоты обработанной поверхности (ГОСТ
2789—59), позволяет обрабатывать закаленные стали, уменьшает
удельный расход мощности, затрачиваемой на резание и снижает
себестоимость обработки.
Такие преимущества скоростного резания металлов привели к его
широкому распространению не только при точении, но и при фрезеро-
вании, сверлении, зенкеровании, развертывании, резьбонарезании и
других видах обработки. Все шире оно применяется и при работе
на многорезцовых станках, автоматах и полуавтоматах. На скорост-
ные режимы обработки переводят не только отдельные участки и
пролеты, но и цехи.
Скоростное резание металлов впервые получило развитие в СССР;
еще в 1936—1937 гг. советские исследователи и инженеры впервые
в мировой практике провели научные исследования скоростного реза-
ний металлов, включая и скоростную обработку закаленных сталей.
Важную роль в успешном освоении и внедрении высокопроизво-
дительного резания металла сыграла наша металлургическая про-
мышленность, разработавшая высококачественные твердые сплавы.
Значительный вклад в развитие и внедрение высокопроизводи-
тельного резания металлов внесли советские новаторы производства.
Такие прославленные мастера скоростного резания, как Г. С. Борт-
кевич, П. Б. Быков, А. П. Марков, Н. В. Угольков, В. К. Семи некий,
Н. Н. Симоновский, А. Н. Гончаров, И. Г Белов, Ю. Диков, С. М. Бу-
шуев, Е. Ф. Савич, В. И. Жиров и др., не только успешно применяют
и широко внедряют высокие элементы режима резания, но и являются
авторами ряда усовершенствований, способствующих дальнейшему
развитию высокопроизводительного резания металлов. Большая роль
в осуществлении силового резания металлов принадлежит токарю-
новатору В. А. Колесову.
Резание металлов с повышенными режимами вызывает, соответст-
венно, повышенные требования к станку, инструменту, приспособле-
ниям и вопросам техники безопасности.
Требования, предъявляемые к станку. Станок для резания метал-
лов на высоких скоростях должен быть достаточно мощным, жестким
(виброустойчивым), высокоскоростным, долговечным, безопасным для
работы и должен обеспечивать возможность уменьшения не только
машинного (за счет увеличения п и s), но и вспомогательного времени.
Последнее требование вызывается тем, что наиболее полный эффект
от скоростных элементов режима резания может быть получен только
тогда, когда наряду с уменьшением машинного времени будет умень-
шаться и вспомогательное время, которое в мелкосерийном произ-
водстве может достигать 40—80% штучного времени.
128
Станок для скоростного резания должен иметь также хорошую
смазку, надежное и быстрое закрепление заготовки, инструмента и
приспособлений, хорошо отбалансированные вращающиеся детали;
станок должен быть правильно установлен на фундаменте (лучше па
отдельном для каждого станка во избежание вибраций, могущих
возникнуть от воздействия рядом работающего станка).
Резание металлов на высоких скоростях с успехом можно осуще-
ствлять не только на новых, специально построенных для этого стан-
ках, но и на станках старых конструкций и моделей после их модер-
низации.
Требования, предъявляемые к инструменту. Инструмент для
высокопроизводительного резания должен быть достаточно прочным,
жестким, иметь оптимальную геометрию, высокое качество заточки,
быть технологичным в изготовлении и удобным в эксплуатации.
Большое внимание должно уделяться качеству заточки \ так как
зачастую только неправильная заточка и доводка режущего инстру-
мента снижают его производительность и весь эффект от скоростных
режимов резания. Наиболее целесообразной является централизо-
ванная заточка и доводка режущего инструмента (при высокой степени
механизации этих процессов), так как наряду с более высоким каче-
ством централизованная заточка освобождает рабочего (станочника)
от вспомогательных операций.
Требования, предъявляемые к приспособлениям. Приспособления
для высокопроизводительного резания металлов должны быть жест-
кими, мощными, быстродействующими, надежными и удобными.
Применяемые приспособления должны способствовать снижению вспо-
могательного времени и обеспечивать получение высококачественных
обработанных поверхностей. Широкое распространение находят экс-
центриковые, гидравлические и пневматические зажимные устройства,
а также устройства для автоматического получения размеров (упоры,
автоматические остановы, лимбы и приборы-счетчики, фиксирующие
величину продольного и поперечного перемещения инструмента,
приборы для автоматического контроля и регулирования размеров
в процессе обработки, и др.).
Повышению точности обработки содействует применение патро-
нов и оправок с гидропластом 1 2 * * * б и резиной, применение жестких и
износостойких люнетов и центров. Патроны должны быть хорошо
отбалансированы и во избежание разрыва при высокой скорости
должны иметь стальной корпус, а во избежание самоотвинчивания
при торможении — дополнительное крепление. При скоростном точе-
нии обычно применяют вращающийся центр (задний), причем наилуч-
шей конструкцией (особенно при тяжелых работах) является такая,
1 См. стр. 472, а также работы [48, 49].
2 В приспособлениях с гидропластом для передачи давления применяют пласти-
ческие вещества, смесь сала с парафином, гидропласт Д (резиноподобная масса
с воздушными включениями следующего состава: 78% дибутилфталата, 20% поли-
хлорвиниловой смолы ПБ-2, 2% стеарата кальция).
б В. А. Аршинов
129
когда вращающийся центр встроен непосредственно в пиноль задней
бабки.
Для уменьшения времени и облегчения условий труда при уста-
новке и снятии крупных приспособлений необходимо использовать
подъемные механизмы (электротельферы, кошки и др.); при установке
инструмента рекомендуется применять шаблоны и мерные подкладки.
Техника безопасности при скоростной обработке. При скоростной
обработке за короткие промежутки времени образуется большое
количество сильно разогретой стружки, поэтому вопросы техники
Рис. 114. Вид стружки, полученной при резании:
а — резцом, имеющим переднюю поверхность плоскую с отрицательной фас-
кой; б — резцом, имеющим переднюю поверхность радиусную с фаской
(см. рис. 115,в)
безопасности имеют большое значение. При точении стали стружка
может сходить в виде ленты (рис. 114, а), наматываться на заготовку
и отдельные части станка, мешая нормальному проведению процесса
резания; такая стружка представляет большую опасность для рабочего
и неудобна для транспортировки. При точении чугуна и бронзы
стружка разлетается веером на далекое расстояние от станка,
угрожая не только работающему на данном станке, но и окру-
жающим.
Для защиты от чугунной и бронзовой стружки применяют резцы
с отсасывающим устройством, специальные ограждения (кожухи и
экраны) и индивидуальные средства защиты (очки, козырьки). Для
удобства наблюдения за работой в ограждениях предусматривается
смотровое окно, в которое вставляется высокопрочное стекло.
Во избежание получения длинной, неудобной и опасной стальной
стружки применяются так называемые стружколоматели-стружкозави-
130
ватели \ с помощью которых стружка превращается в спираль не-
большого радиуса и ломается на небольшие куски (рис. 114, б).
Для безопасной работы на повышенных режимах резания необхо-
димо иметь неподвижный упор, ограничивающий конечное положение
суппорта и исключающий, например, возможность удара кулачков
патрона о суппорт или резец.
Каждый рабочий должен строго выполнять все пункты инструкции
по технике безопасности.
Глава ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ЭЛЕМЕНТЫ
VH1 РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ РЕЗЦОВ
§ 1. ОПТИМАЛЬНЫЕ ЗНАЧЕНИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ
ЭЛЕМЕНТбВ РЕЗЦОВ
Рассмотренные выше основные положения процесса стружко-
образования, износа режущего инструмента и направления повыше-
ния производительности процесса резания металлов дают возможность
обосновать оптимальные значения геометрических элементов режущей
части инструмента.
В понятие «геометрические элементы режущей части инструмента»,
как уже отмечалось, входят углы, форма передней поверхности и
режущих кромок.
Оптимальное значение геометрических элементов зависит от мате-
риала обрабатываемой заготовки и режущей части инструмента, типа
инструмента и других конкретных условий обработки.
Форма передней поверхности. Наиболее простой является плоская
поверхность с положительным передним углом
(рис. 115, а). При этой форме не обеспечивается достаточно высокая
прочность режущей кромки резца, а потому она рекомендуется:
1) для резцов всех типов (с пластинками из быстрорежущей стали
и из твердых сплавов) при обработке чугуна и медных сплавов; 2) для
резцов из быстрорежущей стали при обработке сталей с подачами до
0,2 мм/об; 3) для фасонных резцов со сложным контуром режущей
кромки (из-за простоты изготовления).
Для облегчения заточки и доводки резца по передней поверхности
угол у целесообразно делать не по всей передней поверхности пла-
стинки, а на площадке шириной f = 3 4- 4 мм, при угле врезания
пластинки у2 = Y + 5°. У резцов, выпускаемых инструментальными
заводами в централизованном порядке, угол врезания пластинки
принимается 12°.
Для упрочнения наименее прочного и наиболее нагруженного
участка резца (около режущей кромки) на некоторой ширине/делается
фаска под углом (рис. 115, б). Такая форма называется плоской
1 Подробнее см. стр. 175,
б*
131
с отрицательной фаской. Она целесообразна: 1) для
резцов из быстрорежущей стали при обработке сталей с подачей
$ > 0,2 мм за один оборот заготовки (при точении) или за двойной
ход (при строгании); f = 0,2 ч- 0,3 мм при чистовой обработке и
0,8—1 мм при черновой; yf = 0 для токарных резцов и уу = + 3 ч- 4- 5°
для строгальных и долбежных резцов; 2) для резцов, оснащенных
Рис. 115. Формы передней поверхности резцов (сечения а, б, в, г —
по главной секущей плоскости)
пластинками твердых сплавов, при резании сталей с пределом проч-
ности при растяжении об 100 кПмм\ а также с об > 100 кГ/мм2,
при недостаточной жесткости системы СПИД; f = 0,2 ч- 0,3 мм при
чистовой обработке и до 1,2 мм — при черновой1, с, углом yf =
= — 5 ч-----10°; для облегчения отвода стружки необходимо при-
менять стружкозавиватели (см. стр. 175).
Для завивания стружки (см. рис. 114, б) передняя поверхность
делается с выкружкой радиусом R (рис. 115, в).
Такая форма называется криволинейной с фаской,
и она целесообразна: 1) для резцов из быстрорежущей стали всех типов
(за исключением фасонных со сложным контуром режущей кромки)
при обработке сталей; yf = 0 ч- 5°; значения Д как в форме //;
Рекомендуется /₽=»0,5 а мм [73], где а — толщина среза.
132
R = 3 4- 18 мм; b = 2,5 4- 15 мм; 2) для резцов с пластинками
твердых сплавов при обработке стали с пределом прочности
<зв 100 кПмм2; f = 0,2 4- 0,3 мм при чистовой обработке и до
1,2 мм — при черновой х; yf = — 10°; Ь = 2 4- 2,5 мм; R = 2 4- 6 мм;
глубина выкружки 0,1—0,5 мм (выкружка образуется электроискро-
вым способом); угол у2 равен 0°
К недостаткам резцов с радиусной, выкружкой относится ослабле-
ние режущей кромки, отсутствие универсальности (при заданных
R и Ь надежное стружкозавивание обеспечивается в узких пределах
s и /), сложность переточки и увеличенный расход твердого сплава
при переточках.
При обработке резцами, оснащенными -пластинками твердых
сплавов, более прочных сталей (с пределом об более 100 кГ/мм2),
стального литья с коркой и при работе с ударами, т. е. когда
на резец 'будут действовать большие силы, целесообразна форма
плоская с отрицательным передним углом
(рис. 115, г).
Для облегчения отвода стружки необходимо применять специаль-
ные стружколоматели-завиватели или создать комбинацию углов
(у = — 5 4---10°; ф = 60 4- 70°; 1 = + 10 4 + 15°), при которой
обеспечивается хорошее завивание и дробление стружки на мелкие
части (при отношении глубины резания к подаче ~ 5, при
s > 0,1 мм/об).
Для резцов с керамическими пластинками при обработке
стали и чугуна наиболее эффективными являются формы II и III
(рис. 115, б, в); f = 0,2 4- 0,3 мм; yf = — 5° при резании чугуна;
у У = — 5 4 10° при резании стали с t 2 мм; s < 0,3 мм/об;
Уу = — 25° при резании стали с t 2 мм; s = 0,1 4- 0,7 мм/об [52].
Наряду с основными формами, показанными на рис. 115, а — г,
при черновом точении стали с крупными стружками и подачами
1,5 мм/об применяется плоская форма с фаской (форма II), но
с дополнительно заточенной площадкой на вершине резца шириной
2,5 мм, со снижением ее на 0,8—1 мм (рис. 115, д).
Передний угол. Для облегчения процесса стружкообразования
резец затачивается под углом + у. Но чем больше значение перед-
него угла у, тем меньше угол заострения 0, что делает режущую
кромку резца недостаточно прочной. Поэтому при обработке твердых
металлов, когда в процессе резания на резец будут действовать зна-
чительные силы, при обработке прерывистых поверхностей, когда
имеет место удар, а также при обработке хрупких металлов (серых
чугунов), когда вследствие «сыпучей» стружки надлома нагрузка на
резец сосредоточена на участке, близко расположенном к режущей
кромке, в целях упрочнения режущей кромки передний угол прихо-
дится уменьшать. Чем мягче обрабатываемый металл, тем меньшие 1
1 Рекомендуется /^0,5 а мм [73], где а — толщина среза.
133
силы будут действовать на резец, тем, следовательно, большим может
быть взят передний угол + у.
Вследствие хрупкости твердых сплавов передний угол для них
нужно брать меньшим, чем для резцов из быстрорежущей стали,
а в отдельных случаях (при обработке прочных и твердых металлов) —
отрицательным (рис. 115, г). При положительном значении угла у
пластинка в основном испыты-
вает деформации изгиба и среза
(рис. 116, а), т. е. деформации,
которые плохо выдерживают
твердые сплавы. При отрица-
тельном же угле у пластинка ис-
пытывает в основном деформа-
цию сжатия (рис. 116,6), кото-
рую твердые сплавы хорошо
выносят. Отрицательный перед-
ний угол не только изменяет
характер деформации пластинки
(что повышает ее прочность),
но также содействует и удале-
Рис. 116. Схема действия сил на режу-
щую пластинку:
а — при положительном значении у; б — при
отрицательном значении у
нию центра давления стружки от режущей кромки, что особенно
важно при ударной нагрузке. При положительном угле у
(рис. 117, а) в случае прерывистого резания удар придется на самую
режущую кромку. При отрицательном же значении переднего угла у
(рис. 117, б) удар в момент соприкосновения с заготовкой придется
не на самую режущую кромку, а на некотором расстоянии от нее,
вследствие чего она будет меньше подвергаться разрушению.
Рис. 117. Соприкосновение заготовки с резцом:
а — при положительном значении у; б — при отрицательном
значении у
Но, как указывалось выше, увеличенное отрицательное значение
угла у вызывает повышение сил, действующих в процессе резания
(что приводит к вибрациям, к снижению точности обработки и повы-
шает расход мощности, затрачиваемой на резание), а потому при-
менять резцы с отрицательным передним углом необходимо только
в случае крайней необходимости.
Исследования показывают, что главными факторами, влияющими
на величину оптимального значения переднего угла инструмента,
134
оснащенного твердым сплавом, являются предел прочности св обра-
батываемой стали и твердость НВ обрабатываемого чугуна [74]. Для
практического пользования значения передних углов приведены
в табл. 6.
Таблица 6
Передние и задние углы для резцов [52]
Точение и растачивание резцами с пластин-
ками
Обрабатываемы’
из твердых сплавов | -из стали Р18
черно-
вое
чисто-
вое
угол
черно-
вое
чисто-
вое
угол
Т°
угол а‘
угол а‘
ав <1 80 кГIMM2,
> 80 кГ/мм2,
100 кГ1мм2,
Сталь и сталь- стальные отливки
ное литье Стали жаропроч- ные и сплавы с коркой, загряз- ненной неметалли- ческими включе- ниями, и при ра- боте с ударами
Чугун Медные сплавы серый ковкий
8 12 12—15 6 12 25
8 12 10 6 12 20
8 12 —10
10 10 10 8 8 20
8 10 5
8 10 8
— — — 8 12 12
При обработке закаленных сталей (HRC 35—65) для резцов,
оснащенных твердым сплавом, угол у = — 10 ч-----20°
Для минералокерамических резцов у = 10 -ь 15° при обработке
стали с ов < 70 кПмм\ у = 10° при обработке стали с о3 70 кПмм*
и чугуна НВ < 220; у = 0 ч- 5° при обработке чугуна НВ 200.
Задний угол. Для уменьшения трения задних поверхностей резца
об обработанную поверхность и поверхность резания резец затачивают
по главной задней поверхности под углом а.
Влияние угла а на стойкость см. на рис. 109. Чем больше подача,
тем меньше оптимальное значение угла а (при котором стойкость
резца наибольшая). Объясняется это тем, что при большей подаче
на режущую кромку будут действовать большие силы, и во избежание
ее выкрашивания необходимо иметь больший угол заострения р,
что и достигается уменьшением заднего угла а.
Взаимосвязь между оптимальным значением угла а и величиной
подачи определяется следующим положением. Особенно большое
трение резца о заготовку будет в случае, если радиус округления
режущей кромки р (см< рис. 71), так как при этом кромка не
135
срезает впереди лежащий слой, а скользит по нему и подвергает его
сильной деформации х. Значит, чем меньше толщина срезаемого слоя,
тем меньше должен быть радиус округления р. Последний же может
быть легко уменьшен при увеличении заднего угла а (точнее, при
уменьшении Р), а поэтому чем меньше толщина срезаемого слоя (или
подача), тем больше должен быть угол а. Оптимальные значения
задних углов для резцов а = 6 -г 12°
Заднюю поверхность необходимо оформлять под двумя углами
(рис. 115): пластинку затачивать под углом а, а державку — под
углом а'= a-f-(2-ь 3°). Делается это в целях облегчения заточки и
доводки пластинки, а при пластинке из твердого сплава — и для
уменьшения износа дорогостоящего алмазного круга или круга из
карбида кремния, так как двойная заточка исключает засаливание его
материалом державки. Державку затачивают предварительно на про-
стом корундовом круге (более дешевом, чем круг из карбида кремния).
Задний вспомогательный угол. Для уменьшения трения по вспо-
могательной задней поверхности резец затачивают под углом аь
который принимается равным главному заднему углу а у всех резцов,
кроме отрезных и прорезных; у последних угол аг = 1 ~ 2°
Рассмотренные значения углов у и а могут измениться, если режу-
щая кромка будет смещена относительно оси заготовки. Возьмем
резец с углом X = 0 и режущей кромкой, параллельной оси заго-
товки. В этом случае главная секущая плоскость будет проходить
перпендикулярно оси заготовки, и когда резец установлен режущей
кромкой (вершиной) по оси заготовки (рис. 118, б), то в соответствии
с указанными выше определениями передний угол у (угол заточки)
заключен между направлением радиуса, проходящего через вершину
резца, и его передней поверхностью. Задний угол а (угол заточки)
заключен между вертикальной линией ВВ (след плоскости резания)
и задней поверхностью резца. При установке вершины резца выше оси
заготовки (рис. 118, а) след плоскости резания А'А', нормальный
к направлению радиуса, проведенного через вершину резца, будет
наклонен к линии ВВ на некоторый угол т и действительный задний
угол а' уменьшится, т. е. а' = а — т. Передний угол у, наоборот,
увеличится: у' = у + т.
При установке вершины резца ниже оси заготовки (рис. 118, в)
наоборот, действительный передний угол уменьшится, а задний
увеличится, т. е. а" = а + т; у" = у — т * *.
Угол т может быть определен из треугольника OKN (рис. 118, а):
h 2h
Sln Т “ ON ~ ~D *
Угол т определен из условия, что режущая кромка параллельна
оси заготовки и главная секущая плоскость, лежит в плоскости чер-
1 Что резко проявляется при тонких стружках (а<0,01ми).
* На изменение углов у и а влияют также величина подачи и диаметр заготовки
(см. стр. 142).
136
тежа. Если же режущая кромка будет составлять с осью заготовки
некоторый угол ср (см. рис. 7), то изменение углов у и а у такого резца
будет происходить на угол т **:
tgTq, = tgrcos ф,
где ф — главный угол в плане.
При внутренней обработке резцом (растачивании) углы у и а
будут изменяться в обратном направлении, т. е. при установке вер-
шины резца ниже оси заготовки передний угол увеличится, а задний
уменьшится.
На практике резец вершиной устанавливается чаще по оси заго-
товки. Установка выше оси заготовки при наружном точении на вели-
Рис. 118. Влияние установки вершины резца по отношению к оси
заготовки на углы
чину h = (0,01 ч- 0,02) D допускается лишь при предварительной
обработке.
При чистовой обработке резец должен быть установлен вершиной
по оси заготовки или ниже ее на указанную величину h, так как,
в противном случае, при недостаточной жесткости резца он может
изогнуться, врезаться в заготовку и начать срезать слой большей
глубины, что приведет к изменению диаметра обработанной поверх-
ности и будет служить причиной брака.
Главный угол в плане. Чем меньше главный угол в плане у резца ф,
тем выше его стойкость и допускаемая скорость резания (см. рис. НО).
Кроме того, малое значение угла ф (и фх) способствует получению
более чистой (менее шероховатой) обработанной поверхности (см.
стр. 63).
Но с уменьшением угла ф увеличивается отжим резца от заго-
товки и при недостаточной жесткости системы СПИД снижается
** Большие исследования по кинематике резания, проведенные д-ром техн, наук
лроф. Г. И. Грановским, показали, что действительное значение переднего и заднего
углов в процессе резания и их количественное изменение с изменением положения
вершины резца по отношению к оси заготовки будут несколько иными [75].
137
точность обработки и могут возникнуть вибрации, при которых рабо-
тать практически невозможно. Поэтому при условиях обработки, не
обеспечивающих достаточной жесткости СПИД, необходимо принимать
большее значение угла ср.
Углы ср и <р2, полученные при заточке обычного проходного резца,
будут теми же по величине и в процессе работы, если тело резца будет
перпендикулярно оси заготовки (см. рис. 7); при развороте резца
против движения часовой стрелки угол (р будет увеличен, а угол <pj
уменьшен.
У проходных резцов главный угол в плане <р = 10 -=- 30°
берется в случае обработки в условиях особо жесткой системы СПИД.,
Рис, 119. Отрезные резцы:
а — с углом <р = 90°; б — с углом ср < 90°; в — с двумя режущими кромками
при отношении длины заготовки L к диаметру обработанной поверх-
ности Do меньше 6 и при малых глубинах резания. Значе-
ние ср = 45 берется в условиях достаточно жесткой системы и при
= 6 ч-12. Значение <р = 60 ч 75 берется при обработке с уда-
0 £
рами, в условиях недостаточной жесткости системы, при = 12 ч- 15
и при многорезцовом точении. Значение углов ср = 80 ч 90° берется
при обработке длинных и тонких заготовок 151, при работе
Wo J
на многорезцовых станках, при растачивании в упор и малых диа-
метрах отверстий.
У подрезных резцов ствердосплавными пла-
стинками, работающих на проход от периферии к центру (см. рис. 12, б),
угол ср = 30 4- 70°
У прорезных и отрезных резцов ср = 80 ч 90°
Наиболее распространенное значение ср у отрезных резцов состав-
ляет 90° (рис. 119, а). Но при таком угле при отрезании правой части
от левой она может отломиться в тот момент, когда резец еще не дошел
138
до центра и на отрезанной части останется «бобышечка», которую
затем необходимо как-то удалить (например, стачиванием на шли-
фовальном круге). На левой же части заготовки может получиться
раковинка, которую также надо будет удалять (специальным торце-
ванием).
При ф < 90° (рис. 119, б) правый уголок резца идет впереди левого
и отделение отрезаемой части произойдет без «бобышечки». Остав-
шаяся же «бобышечка» на левой части заготовки будет срезана при
дальнейшем продвижении резца.
Наиболее нагруженной частью у отрезных резцов, вследствие
малого угла при вершине в плане, являются уголки. В целях повы-
шения производительности при отрезке применяют отрезные твердо-
сплавные резцы с двумя симметрично расположенными режущими
кромками, имеющими угол ср = 60 4- 70° (рис. 119, в). Вследствие
большей массы металла у уголков и более длинной режущей кромки
термодинамическая нагрузка на единицу длины режущей кромки
для таких резцов меньше, чем для резцов с углом ср = 90°, а износостой-
кость и допускаемая скорость резания выше.
Вспомогательный угол в плане. Угол фх уменьшает участие в
резании вспомогательной режущей кромки, оказывая влияние на
шероховатость обработанной поверхности (см. стр. 63). Поэтому
у проходных резцов при чистовой обработке угол <pt = 5 4- 10°, при
черновой обработке фх = 10 4- 15°. При обработке с подачей в обе
стороны (без перестановки резца) и при обработке с предварительным
радиальным врезанием фг = 30° У резцов подрезных отогну-
тых фг = 20 4- 45°. Для прорезных и отрезных резцов
ф! = 1 4- 3° У специальных резцов с дополнительной режущей
кромкой (см. рис. 144) угол ф! = 0°.
Угол наклона главной режущей кромки. Угол X влияет на направ-
ление отходящей стружки, на массивность головки резца и на место
начального соприкосновения срезаемого слоя с режущей кромкой при
прерывистом резании.
Для проходного резца с углом А = 0, установленного вершиной
по центру заготовки (рис. 120, а), вследствие разной скорости среза-
ния стружки на периферии vd и у обработанной поверхности vDo,
стружка будет отклоняться в сторону обработанной поверхности и
будет отходить в направлении, обратном направлению подачи Ч
В еще большей степени стружка будет направляться к обработан-
ной поверхности, и большим будет угол А для проходного резца
с положительным углом + А наклона главной режущей
кромки, установленного вершиной также по оси заготовки (рис. 120, б).
1 Вследствие разных скоростей vd и vdq и наличия винтовой поверхности резания
вектор истинной скорости срезания не совпадает с вектором скорости вращения
заготовки и стружка скользит по резцу не только в главном направлении ее движения,
но и вдоль режущей кромки. Поэтому направление отхода стружки по резцу (вектор
v'D) не будет нормальным к режущей кромке, а будет составлять с нормалью некото-
рый угол А.
139
Вектор скорости v для некоторой точки М режущей кромки, нормаль-
ной к радиусу ОМ, раскладывается на вектор vx (нормальный к ре-
жущей кромке) и вектор скольжения vs, направленный вдоль режущей
кромки к вершине, т. е. к обработанной поверхности, что и будет
Рис. 120. Влияние угла наклона главной режущей кромки X
на направление отходящей стружки (при t > s)
способствовать еще большему смещению стружки к обработанной
поверхности.
У резца с отрицательным углом — X наклона главной
режущей кромки (рис. 120, г) вектор vs будет иметь обратное направ-
ление, т. е. от обработанной поверхности к обрабатываемой, что вы-
зовет обратное направление отхода стружки.
Аналогично углу +Х действует установка резца вершиной ниже
оси заготовки (рис. 120, в, угол X = 0°), а аналогично углу — X
140
действует установка резца вершиной выше оси заготовки
(рис. 120, д).
При сходе стружки в направлении, обратном подаче, она может
наматываться на заготовку и царапать обработанную поверхность,
мешая при этом наблюдению за процессом обработки. Поэтому у рез-
цов, предназначенных для чистовой обработки, рекомендуется отри-
цательное значение угла X (до —4°). Но положительное значение
угла X делает головку резца более массивной и стойкой, а потому
при обдирочных работах, когда нагрузка на резец большая и когда
качество обработанной поверхности не имеет особого значения, реко-
мендуется положительное значение угла X (до +5°).
На рис. 121 дан резец с + X и — X при работе с ударом (преры-
вистое резание). При отрицательном значении угла X удар приходится
Рис. 121. Соприкосновение заготовки с резцом:
а — при + X; б — при — К
на вершину, являющуюся наименее прочным и самым ответственным
местом головки резца. При положительном же значении угла X удар
приходится на удаленное от вершины место режущей кромки, которое
более прочно, чем вершина; при этом получается и более плавное вре-
зание резца в заготовку и выход из нее. При наличии же угла + X
и отрицательного переднего угла — у (см. рис. 117, б) разрушающее
действие удара будет сказываться еще меньше.
Наряду с повышением прочности и стойкости резца угол 4- Л
вызывает, однако, увеличение отжима резца от заготовки, а потому
большое значение угла + X необходимо применять при прерывистом
(ударном) резании (от + 12 до + 15°) и при обработке закаленных
сталей (до + 45°), когда нагрузка на режущую кромку повышена.
При у = — 5-4-----10° й ср = 60 4- 70° угол X делается от +10
до +15° (в целях дробления стальной стружки на мелкие куски).
Угол % влияет и на ширину среза; при X + 0 ширина среза больше,
чем при X = 0 (Ьх > Ьу рис. 120, б). Для отрезных и прорезных рез-
цов угол X = 0.
Радиус закругления при вершине угла в плане. С увеличением
радиуса г (рис. 122, а) повышается прочность режущей кромки у вер-
шины и стойкость резца и уменьшается шероховатость обработанной
поверхности. Однако увеличение радиуса приводит к резкому воз-
141
растанию силы отжима резца от заготовки и к возникновению вибра-
ций, а потому для проходных резцов с пластинками твердых сплавов
радиус закругления г = 0,5 4- 2,5 мм; назначается он в зависимости
от сечения державки 1 резца В X Н (В и Н — ширина и высота
державки в миллиметрах).
Сечение державки В х Н в мм.
Величина г в мм
10 X 16 16 X 25 25 X 40
12 X 20 20 X 32 30 X 45 40 X 60
0,5 1,0 1,5 2—2,5
Криволинейная форма сопряжения главной и вспомогательной
режущих кромок технологически трудно выполнима, так как, кроме
Рис. 122. Сопряжения режущих кромок резца
выдерживания размера по радиусу, необходимо образовать на криво-
линейной поверхности еще и задний угол нужной величины. Поэтому
переходная кромка часто выполняется прямолинейной (рис. 122, б),
длиной 0,5—3,0 мм под углом ср0=у, что делает вершину резца
более массивной (е0 > е) и стойкой.
У отрезных и прорезных резцов (рис. 122, в) длина переходных
кромок для прорезных резцов /0 0,25 В, а для отрезных /0 =
= 05 ч- 1 мм. Задние углы на переходных кромках делаются равными
главному заднему углу а. При отсутствии переходных кромок радиус
закругления у отрезных и прорезных резцов г = 0,2 0,5 мм.
§ 2. ВЛИЯНИЕ ПОДАЧИ НА УГЛЫ РЕЗЦА
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Показанные на рис. 7 передний и задний углы резца представляют
собой углы в статическом состоянии, т. е. когда резец не работает.
Эти углы получены после заточки резца в соответствии с назначенной
для них величиной. Рассмотрим влияние подачи на эти углы для
1 Минимальное сечение державки определяется, исходя из величины сил, дейст-
вующих на резец в процессе резания (см. стр. 159).
142
Рис. 123. Углы резца в процессе резания:
а — при продольном точении; б—.при по-
перечном точении (отрезании)
проходного упорного резца (<р = 90°), имеющего угол X = 0 и уста-
новленного вершиной по оси заготовки.
При продольном точении, когда заготовка вращается, а резец
имеет движение продольной подачи, поверхность резания представляет
собой винтовую поверхность
(рис. 123, а).
Действительная плоскость ре-
зания АА будет составлять с тео-
ретической плоскостью резания
ВВ (расположенной вертикаль-
но) некоторый угол pi, предста-
вляющий собой угол подъема
винтовой поверхности. В резуль-
тате этого вместо заднего угла а,
который получен путем заточки,
в действительности в главной
секущей плоскости при резании
будет угол а' = а — pi.
Винтовая линия при развер-
тывании ее на плоскости пред-
ставляет собой гипотенузу
прямоугольного треугольника
(рис. 123, а), одним из катетов
которого является величина по-
дачи, а другим — длина окруж-
ности цилиндра, на котором
образуется винтовая линия. Из
этого треугольника и определит-
ся угол подъема pi:
2 s
где s — подача в мм/об;
D — диаметр заготовки в мм,
относящийся к рассмат-
риваемой точке режу-
щей кромки резца.
Из уравнения видно, что угол
подачи и с уменьшением диаметра
подача, тем меньше будет действительный задний угол в процессе
резания. При обычно употребляемых при точении подачах угол pi
незначителен. При нарезании же резьбы этот угол может быть боль-
шим, и тогда он принимается в расчет при назначении величины
угла а.
В рассмотренном случае (ср = 90°) направление подачи совпадало
с положением главной секущей плоскости, в которой измеряется
угол а в статическом состоянии. При угле ср # 90° этого совпадения
pi увеличивается с увеличением
заготовки. Поэтому чем больше
143
не будет, и тогда угол рт в главной секущей плоскости определяется
из следующего соотношения:
tgm = tgp. sintp.
Действительный же задний угол в главной секущей плоскости
а = а — рф.
Если резец будет установлен ниже или выше оси заготовки, то
необходимо учесть еще и угол т? (см. стр. 137), т. е.
а' —а—рф±Тф.
Подобное же влияние на действительное значение заднего угла
оказывает подача при поперечном точении, при отрезании. Рассмотрим
резец с углами (р = 90° и X = 0° (рис. 123, б).
В связи с вращательным движением заготовки и поступательным
движением резца точки режущей кромки описывают архимедову
спираль, касательная к которой будет действительной плоскостью
резания АА. Чем больше подача и меньше диаметр заготовки, тем
круче пойдет спираль и тем больше будет угол р — угол между тео-
ретической ВВ и действительной АА плоскостями резания. Следо-
вательно, действительный задний угол в главной секущей плоскости
а' = а — р будет уменьшаться с увеличением подачи, а также по мере
приближения резца к оси заготовки.
По аналогии с ранее приведенным при ср # 90° tgp? = tgpsincp.
При обычном торцовом точении значением р можно пренебречь.
При затыловочных же работах р может быть достаточно большим,
и тогда этот угол необходимо учитывать.
Так как а + Р + у = 90°, а угол заострения резца р всегда
остается величиной постоянной, то с уменьшением заднего угла а
на величину р передний угол у должен увеличиться на эту же вели-
чину. Таким образом, во время работы резец в главной секущей пло-
скости будет иметь передний угол
у' = у + Рф ± Тф.
Глава НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ
•х РЕЖИМА РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
Основные положения теории резания металлов используются как
при конструировании и расчете станков и инструментов, так и при
их эксплуатации. В последнем случае это сводится в основном к назна-
чению элементов режима резания с наиболее полным использованием
режущих свойств инструмента и кинематических и динамических
данных станка, при непременном условии получения доброкачествен-
ной обработанной поверхности.
144
Назначить основные элементы режима резания — это значит
определить глубину резания, подачу и скорость резания (число обо-
ротов); при этом оптимальными из них будут те, которые обеспечивают
на данном станке наивысшую производительность и экономичность
(наименьшую себестоимость) процесса обработки.
Такой порядок назначения элементов режима резания, когда
сначала выбирается максимально возможная и целесообразная глу-
бина резания /, затем максимально возможная подача s, а потом уже
подсчитывается (с учетом оптимальной стойкости и других конкрет-
ных условий обработки) скорость резания v, объясняется тем, что
для обычных резцов (фх > 0 при t > s) на температуру резания,
а следовательно, на износ и стойкость резца наименьшее влияние
оказывает глубина резания, большее — подача и еще большее —
скорость резания (см. гл. VI, § 3).
Для назначения элементов режима резания необходимо знать
материал заготовки и его физико-механические свойства; размеры
заготовки; размеры детали и технические условия на ее обработанные
поверхности, материал и геометрические элементы режущей части
инструмента, его размеры, макисмально допустимый износ и стой-
кость; кинематические и динамические данные станка, на котором
будут обрабатывать данную заготовку.
§ 1. МЕТОДИКА НАЗНАЧЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ
РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
Глубина резания. Она определяется в основном величиной при-
пуска на обработку. Под припуском подразумевается слой металла,
который необходимо срезать с заготовки для того, чтобы получить
из нее готовую деталь (см. рис. 22). Если, например, после токарной
обработки необходимо получить валик диаметром 100 жж, а заготовка
имеет диаметр 104 жж, то величина припуска (на сторону)
и D — Do 104 — 100 п
п = —2 =-------2---= мм'
Чем ближе заготовка по форме и размерам к готовой детали,
т. е. чем меньше припуск на обработку, тем меньше металла при
резании будет переведено в стружку, тем меньше будет затрачено
времени на обработку, тем выше будет производительность труда
и экономичность машины, в которую входит данная деталь.
Припуск на обработку выгодно удалять за один проход, что и
делается при черновой (грубой) обработке (у 1 — уЗ по
ГОСТУ 2789—59); в этом случае глубина резания t равна припуску h.
При срезании повышенных припусков или при работе на маломощных
станках припуск иногда приходится разбивать на части, делая уже
не один проход, а больше.
При получистовой (у 4— у 5) обработке глубина резания
назначается в пределах 0,5—2 жж, а при чистовой (у 6—у 7) —
145
в пределах 0,1—0,4 мм; если припуск больше указанных величин,
то эти величины глубины резания относятся ко второму (окончатель-
ному) проходу.
Подача. В целях уменьшения машинного времени, т. е. повыше-
ния производительности труда, целесообразно работать с максимально
возможной подачей с учетом всех факторов, влияющих на ее величину.
При грубой обработке, когда к качеству обработанной поверх-
ности не предъявляются высокие требования, но силы, действующие
в процессе резания, могут быть значительными, максимальную вели-
чину подачи могут ограничивать прочность и жесткость режущего
инструмента (державки, пластинки), жесткость заготовки, прочность
деталей механизма подачи и деталей механизма главного движения
станка.
В практике подача обычно назначается из таблиц справочников
по режимам резания \ составленных на основе опыта работы машино-
строительных заводов. Так, при черновом наружном точении чугуна
обычным (<рг > 0) резцом с пластинкой твердого сплава (сечение
державки 20x32 мм, диаметр заготовки 100 мм, глубина резания
до 5 мм) рекомендуемая подача smax = 1,2 мм!об [57].
При пол у чистовой и чистовой обработке, т. е.
когда к качеству обработанной поверхности предъявляются повышен-
ные требования, максимальную величину подачи ограничивает тре-
буемая чистота обработанной поверхности, так как чем больше подача,
тем более шероховата обработанная поверхность. Величина подачи
и в этом случае назначается из таблиц справочников, и, например,
при обработке чугуна при требуемой чистоте V6 резцом с г = 1 мм,
ср = 45°, 5° — $тах = 0,25 мм/об [57].
После выбора величины подачи из справочников она корректи-
руется по кинематическим данным станка, на котором будет вестись
обработка (берется ближайшая меньшая).
Скорость резания. Скорость резания определяется по приведенным
выше формулам:
и ~ 'j'm . £XV . syv Къ М/мин
(после определения глубины резания и подачи при назначенной стой-
кости) .
Число оборотов шпинделя. Число оборотов шпинделя станка
(заготовки) подсчитывается по найденной скорости резания:
и корректируется по станку (берется ближайшее меньшее или боль-
шее, если оно не превышает 5%), т. е. находится действительное
число оборотов пд, с которым будет вестись обработка; по нему под-
считывается действительная скорость резания.
1 См., например, литературу [51, 52, 57].
146
Проверка выбранных элементов режима резания. Проверке под-
вергается подача (по лимитирующим параметрам) и скорость резания
(по достаточности мощности электродвигателя станка).
Проверка подачи. При черновой обработке назначенная
подача обязательно проверяется по прочности деталей механизма
подачи станка, а в отдельных случаях (при нежестких и тяжелых
условиях резания) — по прочности и жесткости инструмента, жесткости
заготовки и прочности деталей механизма главного движения станка.
По прочности деталей механизма подачи станка
назначенная подача проверяется исходя из следующего. Осевая
сила Рх при данной подаче (и других конкретных условиях резания)
должна быть меньше или, в крайнем случае, равна наибольшей силе,
допускаемой прочностью механизма подачи станка Рет, т. е. Рх Рст
(значение Рст приводится в паспорте станка). В случае, если Рх > Рст,
необходимо'уменьшить величину подачи.
По прочности державки резца назначенная подача проверяется
путем сравнения сил Рг и Р'г (Р'г—максимальная нагрузка, допускаемая проч-
ностью державки в опасном сечении). Прочность державки будет достаточна, если
PZ^P'Z, Pz — (см. стр. 159); если же окажется, что Pz> Р2, то не-
обходимо также уменьшить величину назначенной подачи.
По жесткости державки резца назначенная подача проверяется
исходя из следующего. Сила резания Р2 при выбранной подаче и других конкретных
условиях резания не должна превышать максимальную нагрузку Р2Ж, допускаемую
жесткостью резца, т. е. должно быть условие Р2 Р2 ; если же окажется, что
Р2 > Ргж> то также необходимо уменьшить величину назначенной подачи (формулу
для Рг см. стр. 160).
По жесткости заготовки назначенная подача может быть прове-
рена исходя из следующих соображений.
Под действием суммарной силы 2?! (см. рис. 69, а) заготовка изгибается. В зави-
симости от длины, диаметра и способа закрепления заготовки, при определенной
величине суммарной силы в результате прогиба заготовки обработанная поверх-
ность получится бочкообразной формы — при двухсторонней опоре заготовки
(рис. 124, а и б) и конусной формы — при односторонней опоре заготовки (рис. 124, в).
Поэтому выбранная подача (совместно с другими условиями обработки) не должна
вызвать силы больше той, которую может допустить заготовка в пределах опре-
деленной величины прогиба, т. е. необходимо, чтобы
Р1 Рд. ж>
где
147
В случае закрепления заготовки в центрах и когда резец находится посредине
ее длины (рис. 124, а), максимально допустимая сила по жесткости заготовки
п 48EJf _
*0. Ж J3 ’
в случае закрепления в патроне и поджатия задним центром (рис. 124, б)
_ IWEJf
гд. ж 7£з 1 ’
в случае закрепления в одном патроне (рис. 124, в)
В этих формулах:
Е — модуль упругости обрабатываемого металла, который, например, для
углеродистой стали равен 20 000—22 000 кГ/мм2;
J — момент инерции сплошного сечения заготовки; J = 0,05 мм4 (Do —
диаметр обработанной поверхности в первых двух случаях и заготовки в третьем
случае (если она одного диаметра, т. е. без уступов в мм);
f — допускаемая стрела прогиба заготовки в мм; при предварительном точении
f = 0,2 -г- 0,4 мм, при точении под шлифование f^0,l мм, при точных работах
/^4- °т величины допуска на размер обработанной поверхности;
о
L — расстояние между точками опоры заготовки в первых двух случаях и
вылет заготовки из патрона в третьем случае в мм.
По прочности деталей механизма главного движения станка
выбранная подача проверяется сравнением момента от сил сопротивления резанию
(Мс.р) с максимальным моментом, допускаемым станком по слабому звену (Л4^р).
Во избежание поломки слабого звена механизма главного движения должно быть
соблюдено условие Мср М’вр.
Эта проверка может быть проведена также и путем сравнения мощности Npe3,
затрачиваемой на резание, с мощностью М'шп на шпинделе, допускаемой слабым зве-
ном (М'вр и Л^л приводятся обычно в паспорте станка); должно быть соблюдено
условие Npe3^ N^n-
В случае, если окажется, что Мс.р > Мвр или Npe3 > то также необхо-
димо уменьшить величину выбранной подачи.
Так как при получистовой и чистовой обработке
обычными резцами (фх > 0) силы незначительны, то выбранные
подачи редко проверяются по прочности и жесткости державки резца,
жесткости заготовки, прочности деталей механизма подачи и
деталей механизма главного движения станка. Проверку по жест-
кости заготовки рекомендуется проводить лишь в случае закрепления
заготовки только в патроне (рис. 124, в) при большом ее вылете или
при других нежестких условиях резания.
Проверка скорости. Эта проверка производится ис-
ходя из мощности электродвигателя станка, так как может оказаться,
что с выбранными основными элементами режима резания вести
* По системе СИ 1 кГ=9,8\ н.
148
обработку на данном станке будет невозможно 1 (из-за недостаточной
мощности).
Для определения мощности подсчитывается сначала сила ре-
зания.
Рг = CPztXzs^vnKz кГ.
Мощность, затрачиваемая на резание,
Npe3 = 60 * * 102 Квт>
где Vd — действительная скорость резания в м/мин.
Необходимая (расчетная) мощность электродвигателя станка
/
/V ^Рез
м Т]
должна быть меньше или, в крайнем случае, равна действительной
мощности электродвигателя станка Ncmi т. е. NM Ncm.
Если же окажется, что мощности электродвигателя данного станка,
на котором должна производиться обработка, не хватает, т. е. NM >
> Ncm *, то необходимо будет уменьшить скорость резания (число
оборотов шпинделя).
Машинное время. Машинное время подсчитывается по соответ-
ствующим формулам с учетом действительного числа оборотов и вели-
чины подачи.
На практике при назначении элементов режима резания часто
используют таблицы и карты справочников по режимам резания,
в которых приводятся не только значения подач и данные для подсчета
сил и скорости резания, но подсчитаны (для некоторых условий
обработки) скорость резания, силы и мощность, потребная на ре-
зание [51, 52, 57]; применяются для подсчета и специальные при-
боры [76].
Рассмотренный порядок назначения элементов режима резания
и основные положения по их выбору (расчету) даны применительно
к одноинструментной обработке. При многоинструментной же обра-
ботке и при работе на станках, встроенных в автоматические линии,
на выбор оптимальных элементов режима резания
влияет ряд других факторов, и они определяются по спе-
циальной методике расчета [91, 149].
1 При работе на низких оборотах’(примерно на первой четверти от общего числа
ступеней оборотов шпинделя) проверка должна вестись с учетом прочности слабого
звена механизма главного движения станка.
* См. примечание на стр. 80.
149
Глава
X
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ
РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ
Все сказанное в предыдущих главах о резании металлов и основные
положения применительно к обработке точением резцом может быть
полностью отнесено к любому режущему инструменту, так как всякий
режущий инструмент должен срезать некоторый слой металла и
обеспечивать необходимые формы, размеры и чистоту поверхности
обработанной детали. Существующее и всё время развивающееся
разнообразие режущих инструментов обусловливается требованиями
производства. На рис. 125 показаны представители основных групп
режущих инструментов. Любой из них, несмотря на совершенно раз-
личную внешнюю форму и назначение, имеет рабочую часть,
т. е. часть, которой непосредственно снимается стружка. Каждый из
инструментов имеет также соединительную (или зажимную часть).
Режущие зубья всех режущих инструментов, в том или ином
виде, напоминают резец; даже у такого своеобразного режущего ин-
струмента, как абразивный круг, кромки зерен тоже снимают стружку.
В силу общности закономерностей процесса резания и основных
частей всех видов режущего инструмента возникает возможность
сформулировать и некоторые общие задачи конструирования.
Под конструированием понимается определение всех разме-
ров и формы режущего инструмента путем расчетов и графиче-
ских построений. Задача конструктора сводится к следующему:
1) на основании данных учения о резании определить силы, дей-
ствующие на режущие поверхности инструмента, найти наивыгод-
нейшие углы заточки, подобрать наиболее подходящий материал
для изготовления рабочей части инструмента, подобрать такую
форму рабочей части, которая обеспечивала бы свободное отделе-
ние стружки в процессе резания; 2) на основании данных техно-
логии металлов найти наиболее удобную для обработки форму
рабочей и соединительной частей инструмента, определить допуски
на размеры рабочей и соединительной частей в зависимости от условий
работы и требуемой точности обработки детали; 3) на основании
данных учения о сопротивлении материалов произвести расчеты ра-
бочей и соёдинительной частей инструмента на прочность и жесткость;
4) составить рабочий чертеж инструмента и технические условия,
внеся в чертеж все необходимые данные о форме и размерах инстру-
мента, а в технические условия — допуски, требования, предъявляе-
мые к инструменту, данные для испытания инструмента и т. д.
§ 1. РАБОЧАЯ ЧАСТЬ
Для конструирования рабочей части инструмента необходимо
знать кинематическую схему резания.
Любой режущий инструмент снимает стружку только в том
случае, если его режущая кромка перемещается относительно об-
150
Рис. 125. Представители основных групп режущего инструмента
151
рабатываемой заготовки. Обычно относительное движение режу-
щей кромки получается в результате сложения абсолютных дви-
жений инструмента и заготовки. Например, при обтачивании
резцом какой-либо цилиндрической поверхности на токарном
станке происходит два движения: первое — вращательное движе-
ние заготовки вокруг своей оси и второе — поступательное движе-
ние резца вдоль оси; траектория перемещения режущей кромки
относительно детали представляет собой винтовую линию. Если
рассмотрим движения, осуществляемые в различных металлоре-
жущих станках, то
। увидим, что эти движения складываются из
поступательных прямолинейных и вращатель-
ных движений.
Кинематическую схему резания важно знать
конструктору для того, чтобы определить дей-
ствительные значения углов резания, которые
в работе инструмента зависят от кинематики
резания (см. гл. VIII, п. 2).
Каждый тип инструмента может иметь различ-
ную схему распределения нагрузки. Допустим,
намечено изготовить резьбу на валике на токар-
ном станке при помощи гребенки. Заготовка ва-
лика будет обработана по наружному диамет-
ру, и на долю гребенки останется нарезание
резьбы. Материал впадины можно срезать
различными способами. На рис. 126, а и б по-
казано срезание при углублении резца соот-
ветственно перпендикулярно оси и вдоль од-
ной стороны профиля резьбы. Каждый из ука-
занных способов резания имеет свои преиму-
щества и недостатки, и конструктор должен
уметь выбрать наиболее выгодный вариант,
предназначенными для обдирочных работ, важно
S)
Рис. 126. Схема реза-
ния при нарезании
резьбы с углублением
резца
а — перпендикулярно оси;
б — вдоль одной стороны
профиля резьбы
Инструментами,
срезать как можно больше материала при наименьших усилиях
и затратах энергии. Инструментом, предназначенным для чистовой
обработки, важно обеспечить требуемую чистоту и точность изготов-
ления детали.
Инструменты различают однолезвийные (резцы) и многолезвийные
(сверла, фрезы и т. д.). Каждый зуб инструмента можно рассматри-
вать как отдельный резец со всеми присущими последнему геомет-
рическими параметрами.
Переточка зуба инструмента заключается в снятии с него слоя
металла, изношенного в процессе резания. Переточка может быть
произведена тремя способами: 1) только по одной задней поверх-
ности; 2) только по одной передней поверхности и 3) одновременно по
задней и передней поверхностям. Применение того или иного метода
заточки обусловливается назначением инструмента и условиями его
эксплуатации.
152
Принятый метод затачивания по задней или передней поверхности
определяет основные геометрические размеры зуба инструмента и
его форму.
Рассматривая условия работы инструмента, конструктор выби-
рает соответствующий метод затачивания, а следовательно, форму
зуба. Так как износ режущего инструмента протекает, хотя и в раз-
ной степени, как по передней, так и по задней поверхности, то в тех
случаях, когда имеет место интенсивный износ по одной и другой
Рис. 127. Виды размещения стружки:
а — открытое пространство; б — qikqr стружки при сверлении;
в — закрытое пространство
поверхности (обдирочные резцы ит. д.), принимают комбинированный
метод затачивания инструмента, т. е. по задней и передней поверх-
ностям одновременно.
Во время резания происходит интенсивное стружкообразование.
Непременное условие хорошей работы режущего инструмента —
беспрепятственный отвод стружки от режу-
щей кромки и достаточное пространство для размещения
стружки.
Например, при работе проходного токарного резца стружка, не
встречая препятствий на своем пути, свободно отделяется и свободно
размещается (рис. 127, а). Это хорошо, когда скорость резания невы-
сокая. При обтачивании с высокими скоростями часто приходится
153
искусственным путем создавать препятствия для отвода и вынуждать
сливную стружку или завиваться отдельными кольцами, или ломаться.
Для этой цели делают специальные стружколоматели в виде ступеней
или в виде лунки на передней поверхности резца или других конструк-
ций, обеспечивающие завивание стружки в мелкие кольца.
Под закрытым пространством для помещения стружки условимся
понимать такой вид размещения, при котором получаемая в процессе
резания стружка не может свободно отводиться и остается в канавке
перед зубом. Образующаяся стружка может отходить от режущей
кромки по канавкам в теле инструмента (рис. 127, б) например, при
сверлении.
В отдельных случаях прибегают к принудительному отводу струж-
ки. Это можно обеспечить давлением струи охлаждающей жидкости,
специальной формой канавки и углом наклона ее. Например, при
конструировании гаечных метчиков, как увидим ниже, возможно за-
ставить стружку соответствующим наклоном канавок идти в нужном
направлении. В резцах это достигается выбором соответствующего
угла наклона режущей кромки X.
Выше отмечалось, что процесс образования и отделения стружки
сопровождается выделением значительного количества тепла при де-
формации металла, что приводит к интенсивному износу инстру-
мента.
Одним из основных принципов конструирования рабочей части
инструмента является обеспечение у проектируемого и н с т р у
мента отвода тепла от режущей кромки. В резцах
это достигается созданием определенных углов режущей части (зад-
него угла а, переднего угла у, угла в плане ср) и, кроме того, подводом
охлаждающей жидкости.
При конструировании более сложных инструментов приходится
обеспечивать правильный отвод тепла достаточными размерами са-
мого тела зуба инструмента, а также системой каналов для подвода
охлаждающей жидкости к режущим кромкам. Примером такой кон-
струкции может служить сверло, изображенное на рис. 194.
Как было сказано в гл. V, инструмент подвергается воздействию
сил, возникающих в процессе резания.
Рабочую часть инструмента — зуб — можно представить в виде
балки, один конец которой заделан в корпус инструмента. Форма зуба
и эпюра действующих на зуб усилий сложны; поэтому рассчитать зуб
на прочность трудно, и такой расчет не всегда производится. Практи-
ческая ценность расчета на прочность снижается еще и потому, что
трудно учесть в расчете изменения усилий, которые происходят даже
при небольшом затуплении режущих кромок, а также изменения, свя-
занные с неравномерной нагрузкой на зубья инструмента (например,
при биении фрезы по режущим кромкам часть зубьев вообще не участ-
вует в работе и увеличенная нагрузка приходится на последующие
зубья). Однако при конструировании инструментов следует произво-
дить хотя бы упрощенный расчет на прочность.
154
Инструмент
Сложнее рассчитать режущий инструмент на жесткость и вибра-
ции. Обычно в особо сложных и ответственных случаях произво-
дится испытание нескольких различных опытных вариантов кон-
струкции и выбирается лучший из них.
На прочность инструмента большое
влияние оказывает термическая обра-
ботка. При закалке инструмента сталь
получает значительные внутренние на-
пряжения, которые могут привести
к трещинам и разрушению инструмента.
Концентрация внутренних напряжений
происходит в местах резких изменений
сечения, в острых углах и т. д. У пра-
вильно сконструированных инструмен-
тов все острые углы закруглены. Острые
углы и резкие переходы от сечения к се-
чению совершенно недопустимы. Они
дают снижение прочности в несколько
раз и приводят к трещинам и разруше*
нию инструмента в процессе термиче-
ской обработки.
При проектировании режущих ин-
струментов, предназначенных для обра-
ботки слржных и фасонных поверхно-
стей, например, резьбы, зубчатых колес
и т. д., необходимо определить
форму и размеры режущей
кромки, так как форма режущей
кромки будет обеспечивать получение за-
данной фасонной поверхности. Обработ-
ка фасонной поверхности инструментом
может производиться двумя методами.
Первый метод предусматривает полу-
чение профиля фасонной поверхности
прямым копированием профиля инстру-
мента (рис. 128, а). Второй метод
(рис. 128, б) предусматривает получение
заданной поверхности детали путем обка-
тывания. В этом случае профиль детали
будет огибающей последовательных положений кромки инструмента.
При проектировании инструмента из поля зрения конструктора
не должны выпадать вопросы, связанные с экономичным рас-
ходом инструментальных материалов. Стали
для режущего инструмента, особенно быстрорежущая, значительно
дороже конструкционной стали, а твердые сплавы в несколько раз
дороже быстрорежущей стали. Поэтому в машиностроении получили
чрезвычайно широкое распространение такие конструкции режущего
6)
Рис. 128. Методы получения
фасонных поверхностей:
а — метод копирования; б — метод
обката
155
инструмента, в которых режущая часть выполняется из быстрорежу-
щей стали или твердых сплавов, а корпус — из конструкционной стали
или инструментальной легированной стали.
Кроме экономного расходования материала, сборный инструмент
имеет еще одно важное преимущество перед цельным, а именно: сбор-
ный инструмент позволяет производить регулирование размера. На-
пример, сборная развертка со вставными ножами дает возможность
регулировать диаметр развертки после износа путем раздвигания
ножей. Регулировка позволяет увеличить срок службы инструмента.
Поэтому нередко инструмент делается сборным только для достижения
возможности регулирования.
§ 2. СОЕДИНИТЕЛЬНАЯ ЧАСТЬ
Соединительная часть режущего инструмента (хвостового или
насадного) должна передавать мощность, получаемую от шпинделя
станка, на режущую часть инструмента. Если соединительная часть
будет недостаточно прочна, т. е. рассчитана неправильно, то она
будет лимитировать использование мощности инструментом.
При конструировании соединительной части режущего инстру-
мента важно обеспечить необходимую точность установки инструмента
в рабочий шпиндель (сверла, зенкера, развертки и т. д.) или в гнездо
(резцы фасонные, ножи и т. д.). С этой целью соединительные части
инструментов изготовляются очень точно, чем обеспечивается полная
взаимозаменяемость (например, отверстия долбяка, насадной чер-
вячной фрезы изготовляются по 1-му классу точности).
Конструкторы должны выбирать такую форму соединительной
части, которая обеспечивает минимальное время, потребное на за-
крепление инструмента на станке вплоть до крепления инструмента
без остановки шпинделя станка (например, быстрая смена инструмента
на сверлильном станке).
Конструкции соединительных частей разнообразны; наиболее
употребительными являются следующие (рис. 129): 1) д л я хво-
стовых инструментов с вращательным движе-
нием; квадрат на цилиндрическом хвосте, инструментальный конус
с лапкой или без лапки, быстросменные зажимы различных конструк-
ций ит. д.; 2) для насадных инструментов с вра-
щательным движением: цилиндрическое отверстие с про-
дольной шпонкой, цилиндрическое отверстие с торцовой шпонкой,
замки различных конструкций, конусы; 3) д л я инструментов
с движением вдоль оси (протяжки, прошивки): хвост
с клиновидной чекой, быстросменные замки различных конструк-
ций и т. д.
При определении формы и размеров инструмента должен учи-
тываться способ его изготовления. При конструировании режущего
инструмента, который предполагается получать путем отливки, сле-
дует учитывать особенности технологии литья. Если, например,
156
предполагается получать спиральное сверло путем прокатки и завивки,
а не путем фрезерования, приходится учитывать особенности про-
цесса прокатки и завивки в конструкции сверла. Обычно при конструи-
Эскиз крепления
Назначение
Передача
крутящего
момента
Применение
Крепление насад-
ных инструментов
продольной
шпонкой на
цилиндрической
оправке
Передача
крутящего
момента и
восприятие
осевого
усилия
Крепление
хвостовых
инструментов
конусом
с затяжкой
То же
Крепление насад-
ных инструментов
(разверток,
зенкеров)
конусом и торце-
вой шпонкой
Передача
тягового
осевого
усилия
Крепление
протяжек
в кулачковое
патроне
Рис. 129. Наиболее употребительные соединительные
части инструмента
ровании инструмента все перечисленные вопросы решаются комплекс-
но. В дальнейшем указанные общие вопросы конструирования будут
уточнены при рассмотрении отдельных видов инструмента.
Раздел
HI
Глава
XI
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ
ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
КОНСТРУКЦИИ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ
§ 1. РАСЧЕТ РЕЗЦА НА ПРОЧНОСТЬ
И ЖЕСТКОСТЬ
По форме сечения державки резцы делятся на прямоугольные,
квадратные и круглые.
Прямоугольная форма применяется чаще других, так как обеспе-
чивает при врезании пластинки меньшее снижение прочности дер-
жавки (в сечении I — /, рис. 130), чем это имеет место у державок
квадратного сечения. Прямоугольные сечения применяются с различ-
ными соотношениями Чаще всего ^=1,25 и 1,6 при В = 10 ч-
4- 40 мм. Для чистовых и получистовых режимов рекомендуется при-
менять резцы с ^ = 1,6, а для черновых режимов — с = 1,25.
Квадратная форма применяется для расточных, автоматно-револьвер-
ных резцов и в других случаях, когда недостаточно расстояние для
прямоугольного резца от опорной поверхности резца в резцедержателе
до линии центров станка. Круглая форма применяется для расточных
и резьбовых резцов; она дает возможность поворачивать резцы в резце-
держателе.
Размеры сечений нормализованы (например, прямоугольные
в X н = 10 X 16, 12 X 16, 12 X 20, 16 X 20, 16 X 25, 20 х 25,
20 X 32, 25 X 32, 25 X 40, 32 X 40, 32X 50, 40 X 50 мм).
Для определения минимальных размеров сечения державки резца
из условия ее прочности необходимо приравнять действующий изги-
бающий момент максимальному моменту, допускаемому сечением
державки, т. е.
Мизг = А4изг.
В свою очередь,
Мизг = Рг1 кГ мм;
Мизг = OUW КГММ,
158
где I — вылет резца в мм (рис. 130);
ви — допускаемое напряжение на изгиб материала державки
в кГ1мм\ для незакаленной углеродистой конструкционной
стали с вв = 60 -ь 70 кПмм\ = 20 кПмм*\ для держа-
вок из углеродистой стали, но подвергнутых термической
обработке по режиму для быстрорежущей стали, допускае-
мое напряжение на изгиб примерно в 2 раза выше;
W — момент сопротивления сечения державки резца в мм3.
Момент сопротивления прямоугольного сечения
w 6
ММ3,
где В и Н — соответственно ширина и высота державки резца в
опасном сечении в мм.
На оснований изложенного можно написать
п 1 ВН*
р.1 = -^-си,
откуда
ВН2 =
<5 а
В державках прямоугольного сечения при высоте Н = 1,6 В
В(1,6В)2 = -^-1,
откуда

pzl-§
2,53ozz
мм.
Так как у державок квадратного сечения ширина равна высоте, то
вв2=
о ,У Р2ьб
В = 1/ —----- мм.
V <5и
Момент сопротивления для державки круглого сечения
1V7 ткР «
= 32' мм »
а потому
Р* ~ °а’
откуда
з
— мм.
и
Приведенный расчет державок на плоский изгиб является простым, но не совсем
точным. Здесь учитывалось действие одной силы Pz да и то только на изгиб. На
159
резец же в процессе резания действуют три силы: Рг, Ру и Рх вызывающие в дер-
жавке дополнительные напряжения, в результате чего она работает на сложное со-
противление (см. стр. 76).
Таблица 7
Значения допускаемых напряжений <su для державок из углеродистой
конструкционной стали при плоском изгибе
(с учетом сложного сопротивления) [77]
Держа Допускаемое напряжение^ в кГм[мм2 при плоском изгибе в зависимости от главного угла в плане в град и формы головки резца
30 45 60 75 90 45 (отогнутый)
Нсзакаленные 12 10 8 6,5 5,5 13
Закаленные 24 20 16 13 11 26
Напряжения при сложном сопротивлении выше (по отношению к напряжениям
при плоском изгибе от силы Р?) примерно в 2 раза, и на их величину влияет угол
в плане и конструкция головки резца [77].
В табл. 7 даны допускаемые напряжения
при расчете на плоский изгиб, но с уче-
том сложного сопротивления.
В некоторых случаях необходимо
провести поверочный расчет по жесткости
Рис. 130. Схема расположения пластинки в державке
державки резца. Максимальная нагрузка, допустимая жесткостью резца, опреде-
ляется по формуле
= 3/EJ
Z3 ’
где f — допустимая стрела прогиба резца в мм (при предварительном точении
f 0,1 мм, при чистовом /^0,05);
£ — модуль упругости материала державки резца в кГ/мм2, (для углеродистой
конструкционной стали Е — 20 000 -ь 22 000 кГ/мм?)’,
J — момент инерции державки (для прямоугольного сечения J = а для
круглого J = 0,05 d4} d — диаметр державки в мм).
160
При конструировании резца для заданного станка полученные размеры дер-
жавки (высоту) надо скорректировать с расстоянием от опорной поверхности резца
в резцедержателе до линии центров этого станка.
Расчет размеров сечения державки проведен выше исходя из положения, что
опасным сечением является якобы сечение, отстоящее от вершины на расстоянии
/, равном вылету резца из резцедержателя [обычно 1,5) Н], Однако чаще
всего слабым местом является головка резца в месте выреза под пластинку (см. се-
чение / — /, рис. 130), а потому расчет (и проверку) по прочности державки надо
вести в том сечении, которое окажется наиболее слабым.
Кроме размеров сечения державки, к габаритным размерам от-
носится длина резцов L (см. рис. 11), устанавливаемая общесоюз-
ными стандартами в зависимости от поперечного сечения державки
(L = 100 4- 500 мм). Величина L должна назначаться с учетом раз-
мера головки резца, вылета резца из резцедержателя, размера резце-
держателя, числа зажимных винтов (резец должен крепиться не меньше
чем двумя винтамц) и расстояния между винтами; при выборе длины
резца желательно учитывать и дальнейшее использование державки
после, например, окончательного износа твердосплавной пластинки
на данной технологической операции г.
§ 2. КОНСТРУКЦИИ РЕЗЦОВ С ПЛАСТИНКАМИ
ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
Широкое применение твердых сплавов в металлообработке особенно
наглядно на резцах: 90—95?Ь резцов оснащено твердым сплавом.
По конструкции эти резцы делятся на четыре группы: а) с пластинкой,
напаянной непосредственно на державку; б) с механическим креп-
лением пластинки; в) с креплением пластинок силами резания и
г) с механическим креплением вставки с напаянной пластинкой.
Резцы с напаянной пластинкой. Форма и размеры твердосплав-
ных пластинок определяются ГОСТом 2209—66. Некоторые формы
пластинок приведены в табл. 8.
Таблица 8
Одним из способов крепления пластинок к державке является
припайка. Нагрев резцов ведется в газовых печах или на установках,
1 Подробнее см. литературу [78].
6 В. А. Аршинов
161
использующих т. в. ч. Последний метод является более производитель-
ным и более качественным.
В качестве припоя применяется электролитическая красная медь
(при нагреве в печах) и сплав: латунь (марки Л68) + 5% никеля
+ 5% ферромарганца (при нагреве в высокочастотных установках).
Слой припоя должен быть тонким (0,1 мм); разрыв слоя припоя не дол-
жен превышать 10% его общей длины на отрезных резцах и 20?^ на
проходных и подрезных.
Гнезда в державке под пластинку делают открытыми, полузакры-
тыми, закрытыми и врезными (рис. 131, а—г).
Открытое гнездо просто в изготовлении и применяется для резцов
большинства типов. Полузакрытое применяется для пластин, имею-
щих закругления. Закрытые и врезные гнезда применяются для
Рис. 131. Форма гнезд под пластинки:
а — открытая; б — полузакрытая; в — закрытая; г — врезная
пластин малых размеров, так как обеспечивают более надежное соеди-
нение пластин с державкой.
Важным конструктивным элементом напайного резца является
угол врезания пластинки у2 (см. рис. 130). Исходя из
наименьшего объема твердого сплава, снимаемого при переточке по
передней и задней поверхностям, наиболее целесообразно располо-
жить пластинку так, чтобы опорная плоскость пластинки была парал-
лельна линии перемещения вершины резца при переточках. При этом
положении угол врезания пластинки у2 Должен быть в пределах 30—
45° [79]. Но при таком значении угла у2 уменьшается размер h в сече-
нии I — I (см. рис. 130), т. е. уменьшается прочность головки резца,
и будет резко Понижаться расстояние от опорной плоскости до вер-
шины резца при переточках.
Поэтому в стандартных (ГОСТ 6743—61) резцах, выпускаемых
централизованно инструментальными заводами, угол у2 делается
равным 12° (см. рис. 11 —14), что обеспечивает возможность получения
довольно широкого диапазона значения переднего угла резца при от-
носительно небольшом объеме стачивания твердого сплава при пере-
точке и удовлетворительном размере h (см. рис. 130).
В целях уменьшения при переточке по передней поверхности
шлифуемой площадки и снятого объема твердого сплава целесообразно,
162
когда резец проектируется под конкретные условия обработки, делать
угол врезания у2 = Y + 5° (см. рис. 114, а), но при этом для обеспе-
чения достаточной прочности головки резца необходимо, чтобы h
^2/3Н (см. рис. 130). Необходимо учесть и то, что вершину резца
обычно располагают на уровне верхней плоскости державки или выше
ее, но не более чем на 1—2 мм.
Толщина пластинки С (см. рис. 130) определяется в
основном прочностью пластинки и допускаемым количеством переточек
по передней поверхности. Чем больше силы при резании и интенсивнее
износ по передней поверхности, тем больше должна быть толщина
пластинки \ По ГОСТу 2209—66 толщина твердосплавных пластинок
делается в пределах 2,5—12 мм.
В стандартных резцах (см. рис. 11 и 12) соотношение между толщи-
ной пластинки С и высотой стержня Н принято С = (0,16 4- 0,20) Н.
Форма и размер пластинок для различных типов и размеров стандарт-
ных токарных резцов приводятся в ГОСТе 6743—61.
Рассмотрим некоторые конструкции напайных твердосплавных
резцов.
Проходные резцы. У прямого проходного резца (см.
рис. 11, а) с углом <р = 45° т = (0,5 4- 0,6) В. У отогнутого проход-
ного (рис. 11, б) с <р = 45° т = 0,2 В, а = 0,5 В. Для уменьшения
вспомогательного угла в плане (у стандартных проходных резцов
(рх = 30 ч- 45°) по вспомогательной задней поверхности затачивается
вспомогательная режущая кромка длиной 2—3 мм под необходимым
углом <Pi, как показано на рис. 11, а справа. У проходного упорного
резца (см. рис. 12, а) величина т = 4 4- 12 мм.
Подрезные резцы. У подрезного (торцового) резца
(рис. 12, б) с главным углом в плане <р = 70° и вспомогательным
<Pi = 20° т = 4 4- 16 мм, п = 7,5 4- 23 мм.
Расточные резцы. Расточные стержневые резцы (см.
рис. 13, а и б) делаются круглыми на некоторой длине I и квадратными
на остальной части державки (12 X 12, 16 X 16, 20 X 20, 25 X 25).
Наименьший диаметр растачиваемого отверстия для этих размеров
сечения державки DHauM = 30 4- 65 мм.
В целях повышения виброустойчивости ленинградский новатор
В. К- Лакур предложил расточные резцы (рис. 132), особенностью
которых является то, что их главная режущая кромка расположена
на нейтральной оси державки. По виброустойчивости эти резцы дают
возможность работать на более высоких скоростях резания, обеспечи-
вая лучшую чистоту обработанной поверхности и повышение произ-
водительности труда.
Расточные резцы работают при больших вылетах из резцедержа-
теля, что не дает возможности расточному стержневому резцу снимать
стружку большого сечения. Поэтому при расточке глубоких отвер-
Необхрдимо при этом принимать во внимание и прочность головки резца,
так как при увеличении С уменьшается h (рис. 130).
6* 163
стий применяются державочные расточные резцы, закрепленные
в специальных оправках (державках). По ГОСТу 6743—61 расточные
твердосплавные державочные резцы делаются прямыми, квадратного
сечения, небольшой длины (25—100 мм), При растачивании глубоких
отверстий на токарных станках резцы
крепятся в державках, показанных
на рис. 133.
Расточные резцы, применяемые на ре-
вольверных станках и автоматах, делаются
круглого сечения и крепятся в специальных
Рис. 133. Державки для резцов:
а — с прямым закреплением; б — с ко-
сым закреплением
Рис. 132. Расточной резец конструкции
В. К. Лакура
державках (рис. 134). Регулирование вылета резца производится -при отвинчива-
нии бокового винта-фиксатора 1 и подвертывании (или отвертывании) упорного
винта с внутренним шестигранником 2.
Расточные резцы для расточных станков делаются квадратного и круглого сече-
ния и крепятся в державках круглого сечения (борштангах). Крепление может осу-
ществляться винтами с торца (рис. 135, а), винтами сбоку — при растачивании глу-
хих отверстий (рис. 135, б и в) и с помощью конического штифта (рис. 135, г).
Для облегчения установки резца в борштанге на размер применяется крепление,
приведенное на рис. 136. При установке резца 2 на необходимый размер х нужно
отвернуть винт 5, вынуть резец с регулировочным винтом 4 из борштанги /, отвер-
нуть винт-фиксатор* 5 и, ввертывая или вывертывая регулировочный винт 4, отрегу-
лировать размер х. После этого завертывается винт-фиксатор 5, и резец готов к уста-
новке в борштангу.
Кроме рассмотренных здесь расточных резцов, для расточки отверстий при-
меняют 1 специальные пластинчатые резцы, резцы-блоки, расточные головки и пла-
вающие резцы.
Отрезные резцы. Стандартные твердосплавные отрезные
резцы (см. рис. 14) имеют режущую кромку аг = 3, 4, 5, 6, 8 и 10 мм
(ГОСТ 6743—61). Ориентировочно ах = 0,6 Z)0,5, где D — диаметр
1 См. литературу [6, 80, 81].
164
Рис. 134. Расточные резцы, закреп-
ленные в специальных державках:
а — для сквозных отверстий; б — для глу-
хих отверстий
Рис. 136. Крепление резца с регу-
лированием на размер
8

заготовки в мм. Длина головки зависит от размера отрезаемого
материала; у резцов, изготовляемых централизованно, I = (0,75 ч- 0,9)
Н. В целях уменьшения ослабления головки угол врезания пла-
стинки принят не более 12°
Крепление твердосплавной пластинки у отрезного резца по
плоскости, как показано на рис. 14, не обеспечивает высокой проч-
ности из-за малой площади припайки (вследствие малой ширины aj.
Для повышения прочности крепления пластинки с державкой пред-
Рис, 137. Отрезной резец конструкции В. Н. Годяева
ложено V-образное соединение (рис. 137), для чего основанию пластин-
ки и пазу державки придается угловая форма. Площадь припайки в
этом случае увеличивается в 1,5 раза (по отношению к пластинке с
плоским основанием), а боковые стенки клиновидного паза державки
служат дополнительными опорами, препятствующими боковому сдвигу
пластинки; все это позволяет вести обработку с более высокими режи-
мами резания, т. е. повышать производительность труда.
Опасным сечением у отрезных резцов является узкая часть го-
ловки (на расстоянии /); по этому сечению они и рассчитываются на
прочность.
В целях повышения прочности головки делают большего размера
по высоте (по отношению к высоте державки резца); усиленная часть
головки имеет призматическую (рис. 138, а) или закругленную форму
(рис. 138, б). Усиление головки достигается также фрезерованием
скоса на державке под углом 60° (рис. 138, в).
166
Резцы с механическим креплением пластинок. Припайка твер-
досплавных пластин к державке часто вызывает трещины пластины.
Трещины образуются в результате дополнительных напряжений,
возникающих вследствие неравномерного охлаждения пластин и
различного линейного расширения твердого сплава и материала дер-
жавки инструмента1. Эти трещины снижают прочность пластин и спо-
собствуют их интенсивному выкрашиванию и разрушению во время
работы. Наряду с образованием трещин в пластинках дополнительные
напряжения вызывают и отслаивание пластин, что также снижает
качество инструмента.
Рис. 138. Конструкции отрезных резцов с усиленной
готовкой:
а — призматической формы; б — закругленной формы; в — приз-
матической формы со скосом
К недостаткам напайных резцов относится и то, что для завивания
стальной стружки в спираль малого радиуса и излома ее на мелкие
части (см. рис. 114) необходимо или делать на передней поверхности
специальные лунки и уступы (что увеличивает трудоемкость изготов-
ления резцов и расход твердого сплава), или применять специальные
стружколоматели-стружкозавиватели (см. например, рис. 147 и 148).
Велик и расход стали, идущей на изготовление державок напайных
резцов (по причине удаления материала державки при переточках и
сложности использования державок после окончательного использо-
вания твердосплавной пластинки).
В связи с указанными недостатками напайных резцов в промыш-
ленности находят применение* и другие, более рациональные кон-
струкции резцов, рассматриваемые ниже.
1 Температурный коэффициент линейного расширения у твердых сплавов при-
мерно в 2 раза меньше, чем у углеродистой конструкционной стали.
167
Резец конструкции ЦНИИТМАШа. На рис. 139, а приведен резец
с механическим креплением пластинки твердого сплава, показавший хорошие ре-
зультаты при больших сечениях среза (глубина резания до 15 мм, подача до
1,5 мм/об). Пластинка 1 опирается на стальную закаленную подкладку 2, приварен-
ную к державке 3, Более надежным креплением этой подкладки, имеющей с правой
стороны рифления под углом 60°, является механическое крепление (рис. 139, б).
Пластинка / прижимается к подкладке 2 болтом 4 через шайбу 5 и прижим 6. При-
жим 6 с левой стороны имеет скос под углом 8 = 125 -ь 130°, в прижим впаяна
Рис. 139. Резец с механическим закреплением
пластинки (конструкции ЦНИИТМАШа)
пластинка твердого сплава ВК8,
в которую и упирается сходя-
щая стружка; таким образом,
прижим одновременно служит и
стружкозавивателем. Так как
прижим 6 имеет продольный паз,
то, переставляя его и поворачи-
вая вокруг оси болта, можно
изменять как расстояние от ре-
жущей кромки до основания
рабочей поверхности стружко-
завивателя, так и угол со. По
мере износа и переточки пла-
стинки / (в особой державке)
она может выдвигаться упором 7,
который должен быть перестав-
лен влево на одно рифление
по отношению к подкладке 2.
Так как передвижной упор 7
имеет скосы, то в случае умень-
шения толщины пластинки 1 она
все же будет надежно закреплена
прижимом 6, повернувшимся на
выступе-ребре упора 7. Под-
кладка 2, а следовательно,
и пластинка 1 крепятся в дер-
жавке с наклоном у = + 10°
На фаске же шириной 0,8 лаг
передний угол у может быть
заточен на любой размер (мень-
ше 10°).
К недостаткам данной кон-
струкции относится ее слож-
ность и большой расход твердого
сплава (из-за переточки, в основном по задней поверхности, и из-за большой
неиспользуемой части пластинки, необходимой для ее закрепления г).
Резцы с многогранными нещеретачивае-
м ы м и пластинками. В промышленности находят применение
резцы с механическим закреплением многогранных твердосплавных
пластинок. Во ВНИИ [82] разработаны трех-, четырех-, пяти- и шести-
гранные твердосплавные пластинки (диаметр описанной окружности
18, 22 и 26 мм), предназначенные для обработки стали и чугуна.
Разработанные конструкции резцов позволяют использовать эти пла-
1 Полная остаточная часть пластинки складывается из величины, необходимой
для закрепления пластинки в державке, и из величины расстояния от кромки резца
до уступа прижима-стружколома (см. размер а на рис. 139, б).
168
стинки для углов.ср = 45, 60 и 90°. На рис. 140 показана шестигранная
пластинка и ее закрепление в державке.
Пластинка (рис. 140, а) имеет выкружки вдоль всех режущих
кромок, получаемых при прессовании пластинки. Это обеспечивает
положительное значение переднего угла при резании, удовлетвори-
тельное завивание и удобный отвод стружки.
Резец (рис. 140, б) имеет державку 1 и многогранную пластинку 2,
надеваемую на штифт 3 (запрессован в державке). Пластинка крепится
61
Рис. 140. Резец с механическим креплением неперегачиваемой твердо-
сплавной шестигранной пластинки
расклиниванием ее между штифтом и задней опорной стенкой дер-
жавки с помощью клина 4 и винта 5 (угол клина 30—32°).
Заточка новых пластинок производится только по фаскам (вдоль
режущих кромок, по верхнему торцу) на доводочном чугунном диске
с применением пасты карбида бора. После затупления (поочередно)
всех режущих кромок пластинки больше не перетачиваются (возвра-
щаются в переработку). Задний угол а образуется за счет установки
пластинок в державке под углом у2 к основной плоскости резца.
Компактность, надежность в работе, удобство обслуживания,
простота конструкции, долговечность державок и простота их вос-
становления 1 в случае повреждения при разрушении пластинки,
удовлетворительный отвод стружки, экономия в расходах на инстру-
1 Наплавкой с последующим шлифованием опорной плоскости под пластинку,
169
мент — все это делает резцы приемлемыми для широкого внедрения,
особенно при получистовой и чистовой обработке.
На основе этого принципа конструирования (неперетачиваемость)
созданы не только токарные проходные, расточные и резьбовые резцы,
но и торцовые фрезы, зенкеры, расточной инструмент и др.
Резцы с креплением пластинок при помощи сил, действующих при резании.
Этот способ закрепления пластинок в державках предложен и осуществлен Г. М. Рыв-
киным и Б. И. Самойловым (ВНИИ).
На рис. 141, а показана конструкция проходного резца с углом ф = 90° *.
На пластинку /, свободно лежащую в гнезде державки 2, действуют Рг — танген-
циальная сила, или сила резания, и — равнодействующая сил Рх и Ру, отталки-
вающая резец от поверхности резания. Равнодействующая этих сил /?, направленная
Рис. 141. Закрепление пластинок при помощи сил, действующих
на резец при резании (конструкции ВНИИ)
под углом ф, при а < ф < б проходит через опорную поверхность и прижимает
пластинку 1 к державке. При ф < а пластинка будет опрокидываться вниз (против
часовой стрелки), а при ф > б пластинка будет подниматься (по часовой стрелке).
Как показывают исследования, наибольшее значение ф имеет место при тонких
стружках и работе затупленным лезвием (до 65° при толщине среза 0,025 мм). Если
врезать пластинку под углом 75° (б = 75°), то передняя поверхность будет составлять
с горизонталью 15° (рис. 141, б). При толщине среза более 0,3 мм наименьшее зна-
чение ф = 19° Таким образом, при фт-п = 19° и фтах= 65° легко соблюдать усло-
вие а < ф < б, т. е. имеет место положение, когда для широкого диапазона условий
обработки сила R будет прижимать пластинку к державке. Экспериментально уста-
новлено, что для соблюдения условий а <ф < б при угле врезания плаетинки 15°
(с горизонталью) пластинка на ширине 1 мм может быть заточена под углом + 10°.
В результате этого прирезцовая сторона стружки будет упираться в стружкозавива-
тель 3 несколько выше его опорной кромки. Для упрочнения режущей кромки дово-
дится фаска шириной 0,2—0,3 мм под углом уу = — 5°. Стружкозавиватель 3 имеет
двойную переднюю поверхность под углами 30 и 60°, что обеспечивает устойчивое
завивание или дробление стружки на небольшие участки. Стружкозавиватели отли-
ваются из быстрорежущей стали, а для большей износоустойчивости и меньшей
* Применяется в станках автоматических линий.
170
свариваемости со стружкой передняя к стружке поверхность упрочняется карбидом
бора.
В процессе работы пластинка и стружкозавиватель прижимаются к державке
силами резания и не требуют добавочного закрепления. Вылет режущей кромки
(при указанной на рис. 141, б, геометрии), во избежание вывертывания пластинки,
не должен превышать 1,4 мм.
Наряду с устранением напайки успешным разрешением вопроса стружкоза-
вивания, быстросменностью затупленной пластинки, отсутствием заточки державки
этот способ уменьшает и разрушение пластинок при неожиданной остановке станка
когда резец еще находится под стружкой. Последнее объясняется тем, что в этот
момент давление на переднюю поверхность резко уменьшается. Однако вследствие
обратного воздействия упругих деформаций в звеньях передачи от электродвигателя
к шпинделю произойдет поворот заготовки на некоторый угол в направлении, обрат-
ном главному движению. Это вызовет напряжения изгиба в пластинке в направлении
от задней поверхности резца к разгруженной передней поверхности, что может
привести к разрушению пластинки при жестком ее закреплении в державке. При
свободно лежащей/пластинке (закрепление силами резания) она повернется (припод-
нимается) по часовой стрелке.
Основные недостатки этой конструкции: 1) переточка должна производиться
только по задней поверхности; 2) невозможность восстановления державки в случае
ее повреждения при разрушении пластинки.
При работе на обычных токарных станках эти резцы применяются сравнительно
редко, но они оказались очень эффективными в станках автоматических линий в связи
с возможностью быстрой замены затупленных пластинок и наладки инструмента на
необходимый размер.
Резцы с механическим креплением вставки с напаянной пла-
стинкой. Резцы с механическим закреплением пластинок хотя и
исключают трудоемкую операцию припайки и не имеют других отри-
цательных моментов цельных напаянных резцов (см. стр. 167), но
вместе с тем имеют свои недостатки. Основными из них являются:
1) резкое увеличение остаточной (неиспользуемой) части твердосплав-
ной пластинки, что вызывает повышенный расход твердого сплава;
2) выход из строя державки /или подкладки под пластинку) при по-
ломке пластинки, так как при этом обычно повреждается опорная
поверхность под пластинкой. Поэтому в промышленности находят
применение разработанные ВНИИ сборные резцы с механическим за-
креплением сменного ножа-вставки, оснащенной пластинкой твердого
сплава [82, 83].
Пластинка твердого сплава припаивается к ножу-вставке. Но если у напайного
цельного резца с пластинкой твердого сплава при переточках удаляется большой
объем материала державки, то здесь этот объем незначителен. Кроме того, наряду
с сокращением расхода материала на изготовление державок (так как при такой кон-
струкции количество громоздких державок, обращающихся в производстве, умень-
шается) возможно более производительно осуществлять припайку пластинок и их
переточку после затупления.
Для тяжелых условий обработки при срезании больших припусков на токарных
и карусельных станках успешно применяется твердосплавный сборный резец кон-
струкции ВНИИ, показанный на рис. 142. Такие резцы имеют рабочую высоту дер-
жавки Н = 40 ч- 100 мм и позволяют вести обработку с глубиной резания до 40 мм,
площадью поперечного сечения среза до 80 мм2. Нож 1 с вертикально расположен-
ной и припаянной к нему твердосплавной пластинкой 1 крепится винтом 2 к державке
1 При вертикальном расположении пластинка выдерживает большие силы, чем
при горизонтальном.
171
3. Стружколоматель 4 (с напаянной твердосплавной пластинкой) крепится винтом 5.
Штифт 6 предохраняет в процессе работы нож от смещения вдоль паза державки.
Нож закрепляется под углом 15° к вертикали, что исключает опрокидывание ножа
возле точки А, так как даже при толщине среза а — 3 мм угол ф > 15°. В силу
этого нож находится в устойчивом положении, так как сила R прижимает пластинку
к ножу, а нож — к корпусу (подобно действию силы R; рис. 141); роль винта 2
сводится лишь к фиксации ножа в державке и к удержанию его от выпадения при
транспортировке.
Кроме геометрических элементов режущей части, указанных на рис. 142, для
проходных резцов4принимается (р = 30 4- 60°; = 10 4- 15°; X = 0; г = 3 4- 4 мм;
угол стружколомателя ус — 30 4- 45°.
Данная конструкция крупногабаритных резцов экономична, технологична,
проста в обслуживании и способствует повышению производительности на 20—30%;
Рис. 142. Сборный крупногабаритный резец
(конструкции ВНИИ)
ласточкина хвоста с уклоном 1 6. В
по стойкости эти резцы в 1,5 раза
выше цельнопаянных резцов, при-
менявшихся ранее.
Расход машиноподелочной ста-
ли на изготовление державок сокра-
щается в 6 раз, а затраты на изго-
товление — на 30—40% [84].
Кроме проходных резцов, раз-
работаны подобные конструкции и
подрезных резцов.
На рис. 143 показана кон-
струкция крупногабаритных
сборных резцов Уралмаш-
завода, в которой также ис-
пользуется сменная вставка
(вкладыш) с напаянной твер-
досплавной пластинкой. Од-
нако крепление вставки осу-
ществляется иначе — вкла-
дыш имеет хвостовик формы
державке имеется соответствую-
щее гнездо.
Ввиду простоты конструкции и быстросменности вкладыша
(помимо всех тех же преимуществ, о которых сказано выше) резцы
конструкции Уралмаша нашли применение в тяжелом машино-
строении.
Резцы для работы с увеличенными подачами. Машинное время
может быть уменьшено, а производительность повышена за счет уве-
личения подачи s или числа оборотов п. Для рассмотренных выше рез-
цов обычной конструкции увеличение $ ограничивается в основном
ухудшением чистоты (увеличением шероховатости обработанной по-
верхности). Так, при получистовой обработке (57 4 — 6) величина
максимально допустимой подачи незначительна ($ = 0,25 4- 0,65 мм/об
при г — 1 мм) и дальнейшее снижение машинного времени можно осу-
ществлять лишь увеличением числа оборотов (скорости резания), что
широко применяется для инструмента, оснащенного пластинками
твердого сплава или минералокерамики, и что требует наличия стан-
ков с большим числом оборотов шпинделя.
172
Значительного повышения производительности труда за счет
увеличения подачи достиг знатный токарь страны В. А. Ко-
лесов, применивший специальные резцы, оснащенные пластинками
твердого сплава, со вспомогательным углом в плане — 0° на ре-
Рис. 143. Сборный резец с клиновым креплением вкла-
дыша конструкции Уралмашзавода:
а — державка; б — вкладыш
жущей кромке шириной не менее (1,1 4- 1,2) $ (рис. 144). Резцы
такой конструкции предназначены в основном для полу^истовой
(V 4 — \?6) обработки с подачей до 5 мм!об при. максимально воз-
можной, по условиям работы, скорости резания1. Такое высокое зна-
чение подач дает возможность сократить машинное время в 3—15 раз
по сравнению с обработкой обычными резцами (см. [51, 521).
1 Для обеспечения необходимой чистоты обработанной поверхности рекомендует-
ся и ^50 м[мин за зоной усиленного наростообразования.
173
При работе этими резцами подача обычно больше глубины реза-
ния (s > t) и основная работа приходится на режущую кромку с углом
в плане <рх = 0. Для получения высокой чистоты обработанной поверх-
Рис. 144. Резец с углом срх = 0 конструкции токаря-новатора
В. А. Колесова
ности эта кромка должна быть строго прямолинейной, хорошо дове-
денной и параллельной линии центров. Установка резца производится
обычно на просвет, по предварительно чисто обработанному пояску
или по шлифованной пластинке, положенной на поверхность этого
пояска, а также по цилиндрической части заднего центра.
174
Во избежание вибраций при обработке сталей с ов = 60 ч-
4- 75 кПмм2 соотношение между длиной заготовки L и диаметром D
должно быть ^-^10. При ^-^>10 рекомендуется применять люнеты;
уменьшению вибраций содействуют и другие факторы, рассмотренные
выше (повышение жесткости системы СПИД, уменьшение вылета
резца, применение виброгасителей).
а) 6)
Рис. 145. Лунки на передней поверхности резца (для стружко-
завивания у резцов с <рх = 0)
Для обеспечения стружкозавивания и схода стружки в сторону
обрабатываемой поверхности на передней поверхности делается струж-
козавивательная канавка — уступ, направленная под углом 30°
к режущей кромке с (рх = 0. Можно применять и накладной стружко-
ломатель или делать специальные лунки (см. рис. 145).
Работа на повышенных подачах не вызывает значительного сни-
жения срока службы станка, и для этого могут быть использованы
почти все токарные станки. Для станков с Ncm = 7 4-10 кет резание
с большими подачами (при s > t) дает наибольший эффект при t =
= 0,5 4- 1,5 мм [85].
§ 3. СТРУЖКОЛОМАТЕЛИ (СТРУЖКОЗАВИВАТЕЛИ)
При работе на высоких скоростях резания, когда за короткие
промежутки времени образуется большое количество неудобной и опас-
ной стальной стружки, большое значение приобретает проблема
стружколомания (стружкозавивания).
В практике применяют следующие методы стружколомания
(стружкозавивания): а) с помощью лунок, образуемых на передней
поверхности резца; б) с помощью уступов, затачиваемых на передней
поверхности; в) с помощью накладных стружколомателей; г) кинема-
тический метод стружколомания.
Стружкозавивание с помощью лунок. Лунки (рис. 115, в и 145, а
и б), образуемые па поверхности резца абразивной заточкой или
электроискровым методом, способствуют завиванию стружки в спираль
175
малого радиуса и ломанию ее на небольшие отрезки (см. рис. 114, б).
Размеры лунок приведены на стр. 133 и рис. 145. Наряду с повышен-
ным расходом твердого сплава к недостаткам таких лунок относится
и трудность их изготовления, так как тонкие шлифовальные круги
быстро осыпаются, теряют свою форму и требуют частой правки;
довольно сложен процесс образования лунок и электроискровым
способом с помощью медного или латунного электрода.
В целях устранения отмеченных недостатков на Челябинском
тракторном заводе внедрены резцы с м е л к о й лункой1, получае-
V Ь)
Рис. 146. Резец с мелкой лункой
а — размеры лунки; б — схема заточки мелкой лунки
мой на передней поверхности твердосплавных пластинок притиркой
их бронзовым или чугунным диском, шаржированным карбидом бора
(рис. 146). Такие лунки хорошо зарекомендовали себя при точении,
растачивании и подрезании заготовок из конструкционных и леги-
рованных сталей с s 0,25 мм/об при угле ср = 45° и s 0,2 мм/об
при <р = 90°; глубина резания t = 0,5 4- 15 мм. Ширина фаски / (см.
рис. 146, а) при s 0,6 мм/об на 0,1—0,2 мм меньше величины по-
дачи; при s > 0,6 мм/об f = s. Расстояние К = 0,1 4-0,6 мм. Длина
лунки I больше ширины стружки на 0,5—1,5 мм.
Схема заточки (доводки) мелкой лунки показана на рис. 146, б
(/ — шаблон для точной установки резца; 2 — пружина для поджа-
тия резца к притиру с определенным давлением). Скорость вращения
диска 60—90 мм/мин:, время доводки 15—30 сек.
Предложены на Липецком тракторном заводе в 1957 г,
176
Так как оптимальные размеры лунки во многом зависят от эле-
менте режима резания, то наиболее целесообразно их применение
в крупносерийном и массовом производстве, при постоянстве элементов
режима резания и централизованной заточке резцов.
Стружкозавивание с помощью уступов. Уступы на передней поверхности (см.
рис. 144) получают шлифованием или электроискровым методом. Стружка, упираясь
в такой уступ, завивается в спираль малого радиуса и ломается на небольшие
кусочки, особенно интенсивно при s 0,25 мм! об,
Стружколоматель с уступом усложняет изготовление резца, повышает расход
твердого сплава и обеспечивает надежное стружколомание только при вполне опре-
деленных его размерах, соответствующих конкретным элементам режима резания,
а потому в настоящее время применяется редко.
Накладные стружколоматели. Накладные стружколоматели позво-
ляют легко регулировать основные размеры для надежного стружко-
Рис. 147. Накладной стружколоматель конструкции МАИ
завивания (размер а и угол со; см. рис. 139), при этом сама твердо-
сплавная пластинка никаким дополнительным заточкам не подвер-
гается.
У резцов с механическим закреплением пластин и вставок роль
регулируемого стружколомателя выполняет прижим с впаянной в него
пластинкой твердого сплава. В зависимости от условий обработки
($, /, v, ср) оптимальными элементами накладного стружколомателя
являются: 8 = 125 4- 130°; а,= 1,5 4- 15 мм; <о = 0 ± 20° (см.
рис. 139).
Простым, но в то же время надежным является накладной стружколоматель
конструкции МАИ 1 (рис. 147). На переднюю поверхность / резца кладется пластина-
стружколоматель 2, сделанная из стали 45 и мешающая криволинейный профиль.
На рабочую поверхность этого профиля в целях повышения износостойкости струж-
коломателя наплавляется слой стеллита (ВЗК) толщиной 2—3 мм. Стружколоматель
имеет профрезерованный паз,, через который проходит крепежный болт 3. Стружко-
ломатель обеспечивает устойчивое стружколомание при обработке вязких сталей
с глубиной резания t — 1 4- 10 мм, подачей s= 0,08 4- 2 мм/об и v 50 4-
4- 600 м!мин. Завивание и ломание стружки на мелкие кусочки происходит не в пло-
скости,^нормальной к передней поверхности резца (как, например, у стружколома-
теля на* рис. 139), а в плоскости, параллельной направлению подачи. Стружколома-
тель, показанный на рис. 147, успешно применяется не только при продольном точе-
нии, но и при подрезке торцов.
1 Московский авиационный институт им. С. Орджоникидзе; предложение мастера
Н. И. Патутина.
177
Во избежание попадания стружки под стружколоматель он должен
плотно прилегать по всей передней поверхности резца.
Рассмотренные выше накладные регулируемые стружколоматели
имеют тот недостаток, чю не дают возможности устанавливать их под
различным углом X. Этот недостаток устранен в универсаль-
ном стружколомателе конструкции ВНИИ (рис. 148),
устанавливаемом на резцедержателе станка. Наряду с поворотом во-
круг вертикальной оси головка /, вставленная в стержень 2, имеет
возможность поворачиваться вокруг горизонтальной оси (при отвер-
Рис. 148. Стружколоматель конструк-
ции ВНИИ
Рис. 149. Кинематический метод
стружкодробления:
1 — деталь; 2 — резец; 3 — рычаг; 4 — пру-
жина; 5 — кулачковый валик; д’ —толкатель
тывании винта 3), что и дает возможность устанавливать головку на
передней поверхности резца под различным углом X. При износе
головки-вставки 1 или при ее повреждении она легко может быть за-
менена новой.
Надежное стружколомание может иметь место и при соответствую-
щей комбинации углов у, к, <р (см. стр. 133). Для резцов с углом (р = 90°
надежное стружкозавивание наблюдается при следующих геометри-
ческих элементах режущей части: X = + 15°; у = + 5 -ь + 10°;
f = 1 мм; У/ = — 5° (форма IIу см. рис. 115); г = 1 мм; а = = 8°
Кинематический метод стружколомания. Кроме указанных,
наиболее распространенных методов стружкозавивания (стружко-
ломания), дробление стружки на отдельные небольшие участки мо-
жет быть осуществлено, если обеспечить инструменту дополнительное
возвратно-поступательное перемещение в направлении движения по-
дачи (метод кинематического дробления стружки). В этом случае
17$
стружка будет иметь различную толщину, что и будет вызывать ее
легкое разрушение в наиболее тонких местах.
Такой метод (рис. 149) применен ВНИИ для некоторых резцов,
работающих на автоматических линиях.
Подрезной резец помещается в державке между пружиной и толка-
телем; толкатель получает перемещения от кулачка, в результате
чего резец будет срезать стружку различной толщины.
§ 4. МИНЕРАЛОКЕРАМИЧЕСКИЕ РЕЗЦЫ
Минералокерамические резцы делаются напайными, с механи-
ческим закреплением пластинок и закреплением их силами резания.
В напайных резцах (рис. 150) минералокерамическая пластинка
припаивается к державке в закрытый или врезной паз (красной медью
Рис. 150. Отогнутый проходной резец с напаянной керамической пла
стинкой (завод «Красный пролетарий»)
и другими припоями). Возможна и приклейка минералокерамиче-
ских пластинок специальным клеем БФ1 с микроасбестом, но, как и
припайка, этот метод не является надежным. Напайным минерало-
керамическим резцам присущи все недостатки напайных твердо-
сплавных резцов, усиливающиеся тем, что прочность припайки кера-
мических пластин еще ниже, чем твердосплавных. Поэтому напайные
или склеенные минералокерамические резцы применяют редко.
На рис. 151 приведена одна из конструкций механического креп-
ления минералокерамической пластинки. В державке 1 выстраги-
вается паз под углами 70 и 80° Керамическая пластинка 2 прижи-
мается к корпусу клином 5, затягиваемым винтом 4. Такое зажатие
179
пластинки с боков целесообразно, так как вследствие большой хруп-
кости минералокерамики она легко может быть разрушена, если соз-
давать зажим на пластинку сверху. В пластинку упирается винт 6,
ввернутый в палец 5, который запрессован в державке.
По мере переточки пластинки ее ширина уменьшается; подверты-
ванием винта 6 регулируется вылет пластинки, который не должен
превышать 0,5—0,8 мм.
Другие конструкции механического крепления минералокера-
мических пластинок аналогичны конструкциям крепления твердо-
Рив. 151. Резец с механическим креплением керамической пластинки
сплавных пластин. Наиболее рациональной из них является кон-
струкция с механическим креплением многогранных минералокерами-
ческих пластинок, подобная креплению твердосплавных многогран-
ных пластинок (см. рис. 140). Такие резцы с плоскими керамическими
пластинками применяют в основном для чистовой обработки чугуна
и закаленной стали; пластинки с выкружками вдоль режущих кромок
применяют для чистовой обработки машиноподелочной стали.
Методы стружкозавивания для минералокерамических резцов те же,
что и для твердосплавных.
Геометрические элементы режущей части и элементы режимов
резания для минералокерамических резцов подробно разработаны
в соответствующих справочниках [52, 56].
§ 5. АЛМАЗНЫЕ РЕЗЦЫ
Алмазные резцы, имеющие высокую размерную стойкость и обес-
печивающие получение высококачественной обработанной поверх-
ности (по 1-му классу точности, до 13-го класса чистоты, почти без
упрочнения), находят все более широкое применение при тонком точе-
нии и растачивании цветных металлов и неметаллических материалов.
Станки для алмазной обработки (токарные, алмазнорасточные)
должны быть жесткими, точными, высокоскоростными, с хорошо от-
балансированными вращающимися деталями и с кинематическими
данными, позволяющими установить оптимальное значение скоростей
резания и подач, приведенных в табл. 9.
180
Таблица 9
Значения скорости, подачи и глубины резания при работе
алмазными резцами [86]
Обрабатываемый материал Скорость ре- зания В Mi мин Подача в мм 'об Глубина реза- ния в мм
Алюминий 400—500 0,03—0,08 0,1—0,3
Сплавы алюминия 600 0,02—0,04 0,05—0,1
Латунь. 400—500 0,02—0,07 0,03—0,06
Баббит. 400—500 0,02—0,05 0,05-0,15
Бронза:
оловянистая 300—400 0,03—0,06 0,05—0,25
свинцовистая i i 800 0,02—0,04 0,025—0,05
Медь . /. 350—500 0,02—0,01 0,1—0,4
Титан... 200 0,03—0,05 0,03—0,05
Магний и его сплавы 800s—1000 100 0,02—0,1 0,1—0,4
Пластмассы . 0,02—0,03 0,05-0,15
Алмазные резцы делают двух типов: а) с напаянным алмазом
(рис. 152) и б) с механическим креплением алмаза (рис. 153).
Вес применяемых алмазов для резцов 0,5—0,8 карата х. Режущая
кромка алмазного резца должна быть расположена так, чтобы равно-
действующая сил резания не проходила по плоскостям спайности
алмаза.
Передняя поверхность у алмазных резцов делается плоской.
При обработке заготовок из латуни, алюминия и антифрикционных
сплавов у — 0°, а — 12°, г = 0,3 4- 0,6 мм; при обработке заготовок
из бронзы и твердых алюминиевых сплавов у = — 8°, а = 8“, г =
— 0,6 4- 1,5 [86]. Главный угол в плане ср = 45 4- 90°, вспомогатель-
ный срт = 20 4- 45е На стержнях резцов углы в плане делаются на 2°
больше по отношению к углам на самом алмазе.
Стержень расточных токарных алмазных резцов делается круглого
сечения (см. рис. 152 и 153, а), диаметром 6—20 мм; у токарных про-
ходных — круглого, квадратного и прямоугольного сечения (16 X
X 16, 20 20, 16 х 25).
При изготовлении резцов с напаянным алмазом (см.
рис. 152) в стержне резца фрезеруется врезной паз, в него вставляется
ограненный алмаз и запаивается серебряным припоем. Метод припайки
дает возможность использовать алмазы малых размеров; несложна
и конструкция резца.
К недостаткам этого метода относится сложность разборки резца
(алмаза) и опасность перегрева алмаза, который при нагреве сверх
720—750° С приобретает дефекты, снижающие его прочность и
стойкость. Поэтому метод припайки необходимо применять тогда, когда
1 Один карат равен 0,2 г.
181
вследствие ограничения размеров алмаз нельзя закрепить механи-
чески.
При механическом креплении алмаз (см. рис. 153)
легко может быть извлечен из стержня, осмотрен и перешлифован
(если это необходимо) и вновь установлен для работы; отсутствует
и опасность перегрева алмаза. К основным недостаткам механического
Рис. 152. Токарный расточной резец с напаянным алмазом
крепления алмаза относится необходимость применения более круп-
ных алмазов.
В разработанных стандартах на алмазные резцы [86] предусматри-
вается механическое крепление с использованием метода порошко-
вой металлургии, который заключается в следующем. В прессформу
засыпается смесь порошка (80% Си, 15% Sn и 5% РЬ), поверх которой
укладывается алмаз (с предварительно обработанными передними
гранями). Смесь вместе с алмазом сначала прессуется под давлением
150 кГ/мм2, а затем спекается при температуре 650° С вместе с алма-
зом;' эта температура не изменяет качества алмаза. После такого спе-
кания в спеченном брикете остается вмятина (гнездо), соответствующая
контуру алмаза. После извлечения алмаза брикет подвергают соот-
182
OcfMuibffoe
Рис. 153. Алмазные резцы с механическим креплением
алмаза:
а — токарный расточной; б — токарный проходной
183
ветствующей механической обработке, в результате чего получают
вставку 2 (см. рис. 153, а), устанавливаемую в закрытый паз стержня
1 резца. В полученное при спекании гнездо вставки 2 вставляется
алмаз 5, который прижимается накладкой 3 посредством винта 4.
В конструкции, показанной на рис. 153, б, вставка 4 с алмазом 3
крепится в закрытом пазу к стержню резца 1 накладкой 2 посредством
винта 5 через опору на штифт 6. Штифт 6 обеспечивает более плотное
прилегание накладки 2 к передней поверхности алмаза, который не-
сколько выступает из вставки 4. В зависимости от размера, на кото-
рый выступает алмаз от вставки, должен меняться и диаметр штифта.
Заточка и доводка алмазов производится на специальных станках
с помощью чугунных дисков, шаржированных смесью алмазного по-
рошка (зернистостью А5—АМ5) с оливковым маслом, со скоростью
30—40 м/сек. Заточку алмазного инструмента можно производить и
с помощью алмазного шлифовального круга (на металлической связке),
но с последующей доводкой на чугунном доводочном диске по передней
и задним поверхностям до V 12.
Глава ФАСОННЫЕ РЕЗЦЫ
XII
§ 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ФАСОННЫХ РЕЗЦАХ
Фасонным называют резец, режущие кромки которого имеют
форму, определяющуюся формой профиля детали. Они обеспечивают
высокую производительность, однородность формы профиля и точ-
ность размеров обрабатываемых деталей и применяются в крупно-
серийном и массовом производстве.
Фасонные резцы можно разделить на следующие группы [87]:
1) по форме — круглые (рис. 154, а — в, е), призматические (рис. 154, г
и д) и стержневые (рис. 154, ж); 2) по установке относительно детали
призматические резцы разделяются на резцы с радиально расположен-
ной режущей кромкой (рис. 154, г) и тангенциальные (рис. 154, б);
3) по расположению оси — с параллельным расположением оси по
отношению к оси детали (рис. 154, а — в) и с наклонным расположе-
нием оси или базы крепления (рис. 154, 4) по форме образующей
поверхности — круглые резцы с кольцевыми образующими (рис. 154, а
и б), круглые с винтовыми образующими (рис. 154, в), призматические
с плоскими образующими (рис. 154, г и б).
Резцы с наклонным расположением оси или базы (рис. 154, е)
ввиду их сложности применяются редко в случае, когда форма детали
(например, на участке аб) не дает возможности применить резцы с па-
раллельным расположением оси.
Фасонные резцы изготовляются в основном из быстрорежущей
стали, но все более широкое применение находит и твердый сплав.
184
Пластифицированный твердый сплав легко обрабатывается обычным
твердосплавным резцом. Полученные после токарной обработки и раз-
Сварка
ж)
Рис. 154. Типы фасонных резцов:
а — круглый резец с передним углом, равным
нулю;- б — круглый резец с передним углом
- больше нуля; в — круглый винтовой резец;
г — призматический резец с радиально располо-
женной режущей кромкой; О — тангенциальный
резец; е — резец с наклонным расположением
оси; ж — стержневой фасонный резец
Рис.
155. Фасонный резец, осна-
щенный твердым сплавом:
1 — корпус; 2 — профильные пластинки;
3 — упоры
резки профильные (еще «сырые») пластинки имеют размеры на 25—
30% больше по сравнению с окончательными размерами профиля
резца. Такие пластинки-заготовки подвергаются затем окончатель-
185
ному спеканию, после чего припаиваются (или крепятся механически)
к корпусу фасонного резца (рис. 155).
Применение твердосплавных фасонных пластин для резцов спо-
собствует повышению производительности труда на 30—40% (по срав-
нению с быстрорежущими фасонными резцами).
Фасонный резец должен иметь соответствующие задние и передние
углы, чтобы процесс снятия стружки проходил при достаточно выгод-
ных условиях. Значения переднего угла в зависимости от обрабаты-
ваемого материала приведены в табл. 10.
Таблица 10
Значения переднего угла в зависимости от обрабатываемого материала
Обрабатываемый материал Механические свойства обраба- тываемого материала 1’
ag в НВ
Алюминий, красная медь 20—25
Бронза, свинцовая латунь. . — — 0—5
Сталь мягкая До 50 До 150 25
Сталь средней твердости Св. 50 до 80 150—235 20—25
Сталь твердая » 80 » 100 235—290 12—20
Сталь весьма твердая » 100 » 120 290—350 8—12
Чугун мягкий — До 150 15
Чугун твердый... — 150—200 12
Чугун весьма твердый. — 200—250 8
Задний угол а режущей кромки резца зависит от типа фасонного
резца, у круглых фасонных резцов а =10 4- 12°, у призматических
фасонных резцов а = 12 4- 15° У резцов, предназначенных для за-
тылования фасонных фрез, задний угол а может приниматься до 25—
30°; его приходится брать большим потому, что угол |л (см. рис. 123)
наклона траектории относительного движения достигает 10—15°
Наружный диаметр резца определяется с учетом высоты профиля детали. Для
резцов с углом у > 0° можно рекомендовать графическое построение [87] (рис. 156).
Вокруг оси О детали проводим две концентрические окружности радиусами, равными
наибольшему и наименьшему радиусам детали. Через точку А под углом у проводим
линию, изображающую след плоскости заточки передней поверхности резца. Из
той же точки А проводим линию под углом а, равным заднему углу резца. На рас-
стоянии k от точки касания В проводим линию, перпендикулярную к линии ОО1.
Расстояние k представляет собой минимальное расстояние, необходимое для отвода
стружки от передней поверхности резца. Из полученной точки С пересечения верти-
кальной линии с линией передней поверхности проводим линию, делящую угол (о
пополам; точка пересечения этой линии и линии, идущей под углом а, будет искомой
точкой О2 — центром круглого резца. Размер k принимается в зависимости от тол-
щины и объема срезанной стружки в пределах 3—12 мм. Зная центр резца (точка О2),
можно, проведя окружность радиусом 7?, определить графически остальные размеры.
Для определения диаметра отверстия следует принять размер толщины стенки т
в пределах 6—10 мм.
186
У фасонных резцов для внутренней обработки диаметр принимается равным
0,6—0,85 диаметра отверстия. Если у резца невозможно изготовить отверстие
для оправки, то он выполняется за одно целое с хвостовиком и изготовляется
из целого куска металла, если хвостовик небольших размеров, или делается
сварным.
Для установки и закрепления круглого фасонного резца на одном из торцов
наносятся зубчики с 90°-ным профилем. Чаще всего число зубчиков принимается
Деталь Резей
Рис. 156. Схема графического определения на-
ружного радиуса резца при у > 0
Рис. 157. Крепление круглого
фасонного резца в державке
равным 34. С помощью несложного механизма эти зубчики используются для пово-
рота резца при его заточке. Например, в державке (рис. 157) для поворота резца
предусмотрен рычаг /, снабженный зубчиками на одной стороне и регулируемый
винтом 2 относительно корпуса державки.
В связи с тем, что профиль фасонного резца, как пра-
вило, не совпадает с исходным профилем обрабатываемой детали,
необходимо знать способы его определения. Профиль фасонного
резца можно найти графическим и аналитическим (расчетным) спо-
собами.
Графический способ нагляден, но имеет неточности, связанные с
графическими построениями. Аналитический способ позволяет полу-
чить любую высокую точность определения размеров. Недостатком
этого способа является сложность в вычислениях, особенно для криво-
линейных профилей.
187
§ 2. СПОСОБЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОФИЛЯ
ФАСОННЫХ РЕЗЦОВ
На рис. 158 показан графический способ определения профиля
фасонного круглого резца. Строим в левом углу чертежа профиль
детали. Проектируем точки профиля на ось / — /, перпендикулярную
Рис. 158. Графическое определение профиля круглого фасонного
резца
к оси детали; получаем точки 2', 3' и т. д. Из точки Ох проводим
окружности соответствующими радиусами г2, г3.
Задавшись определенными углами у и а, а также наружным диа-
метром резца (способ определения наружного диаметра резца см.
стр. 186), определяем центр резца О2, расположенный на линии // — II,
построенный выше центра детали на величину Н = sin а. Для
этого раствором циркуля, равным наружному радиусу фасонного
188
резца, делаем засечку из точки /, находящейся на пересечении гори-
зонтальной оси I — I с окружностью радиуса гх. Точка О2 пересечения
линии II — II с засечкой, сделанной из точки /, будет искомым цен-
тром окружности круглого резца. Теперь проведем линию аМ перед-
ней поверхности фасонного резца. Для этой цели из точки 1 проводим
линию под углом у к линии I — I Соединив точки пересечения 1,2,3,
линии передней поверхности с соответствующими окружностями ра-
диусов i\, г2, г3 с центром О2 фасонного резца, получим соответствую-
щие радиусы фасонного резца 7?1? R2, R3.
Чтобы построить профиль фасонного резца в радиальном сечении,
необходимо провести радиальную линию NN, отложить вправо на
линии, нормальной к NN, размеры 1Г и /2 (и т. д.), равные соответ-
ствующим осевым размерам детали (если ось круглого резца парал-
лельна оси обрабатываемой детали). Из крайней точки Г осевых раз-
меров отложим параллельно линии NN размеры Р2 и Р3 и равные раз-
ности соответствующих радиусов фасонного круглого резца (Rr — R2
и 7?! — 7?3). На пересечении линий, соответствующих размерам Р2 и
Р3, и линий, определяющих размеры Д и /2, получим точки 2" и 3"
Соединяя точки Г, 2" и 3", получим профиль фасонного резца в
радиальном сечении.
На рис. 158 показана также и схема расчета профиля круглого
фасонного резца. Соединив точки /, 2, 3 с центром О] детали, получим
ряд прямоугольных треугольников 1а015 2аОг, ЗаС\ и т. д. Для опре-
деления стороны Ai достаточно составить простое уравнение
Л1 rx cos у;
для определения стороны А2 — уравнение Л2 = r2 cos у2 и т. д.
Фасонный резец 187] обычно должен быть рассчитан по большому
числу узловых точек, и для удобства можно составить следующую
схему расчета размеров С2, С3 и т. д., а результаты занести в табл. 11:
1ги = rx sin у; С2 = Л2 — Лх;
Лх = rxcos у; sin у3 =
'3
sinT2 = 7L; ^3 = г3 cos у3;
г 2
Д2 = r2 cos у2; С3=Д3 — Др
Для расчета соответствующих радиусов фасонного резца можно
также составить ряд уравнений:
। D И Вг
В] = а 4- у; R2 = ------=--------;
1 1 1 2 sm е2 cos е2 ’
Н = /?х sin 8Х; В3 = Вг — С3,
Bi = Ri cos gp- tg e3 = 5-;
B2 = B1-C2; = tge2 = £.
Olli Cg WO wj
189
Схема расчета фасонного резца
Таблица 11
Расчетные формулы Обозначение размера Числовая величина размера Логарифмы размера
Г1 15,0 1,17610
Aa = r1sin7 sin 7 sin 20° 1,53405
Ли 5,136 0,71015
Г1 15,0 0,17610
Л1 = Г1СО5? cos 7 cos 2,0° 1,97299
Ai 11,187 1,04909
к flu 5,136 0,71015
• sm-r2 = — r2 sin 7з 24,0 sin 12°20'36" 1,38021 1,32994
rs 24,0 1,38021
4 а = ra COS 7s cos 7з cos 12°20'36" 1,98984
A, 23,445 1,37005
Аг 23,445
С2 /42 — Л1 11,187 —
c2 12,258 —
Ч = a + 7 a 7 20° 12°
4 32° —
Н = sin £i 4 50,0 1,69897
COS sin 32° 1,72420
H 26,496 1,42318
Ri 50,0 1,69897
Bi = COS £j COS Sj cos 32° 1,92842
Bi 42,403 1,62739
Bi 42,403
CD fed II CD П te c2 12,258 —
Bt 30,145 —
H H 26,496 1,42318
4, A 1 B, 30,145 1,47921
°S tg 4 tg 40°39'40" 1,93397
/?2=-Д-- sm e2 H sin e2 R> 26,496 40°39,40" 40,664 1,42318 1,81397 1,60921
190
На рис. 159 показан графический способ построения профиля
фасонного призматического резца. Аналогично расчету круглых рез-
цов профиль детали строим в двух проекциях и рассекаем его парал-
лельными прямыми. Точки пересечения параллельных прямых с
профилем детали проектируем на соответствующие окружностй гъ
г2, г3; получаем точки 2', 3' Вершина резца должна лежать на оси
Рис. 159. Графическое определение профиля призматиче-
ского фасонного резца
детали. Из точки 1 проведем линию передней поверхности резца под уг-
лом у и линию задней поверхности под углом а. Из точек /, 2 и 3 строим
линии параллельно задней поверхности. Для построения сечения резца
перпендикулярно его задней поверхности (сечение AW) проводим ли-
нию LL; от нее отложим отрезки и /2 и проведем через концы отрез-
ков линии 2—2", 3—3", параллельные линии задней поверхности,
так как размеры профиля резца, измеренные вдоль оси детали, будут
равны соответствующим размерам детали, измеренным вдоль ее оси.
Полученные точки 1", 2", 3" и есть точки профиля фасонного призма-
тического резца в сечении NN.
Можно производить также аналитический расчет призматического
фасонного резца. Как видно из рис. 159, для этого достаточно найти
191
размеры, обозначенные на чертеже буквами Р2, Р3. Если известны
расстояния С2, С3, которые могут быть вычислены по схеме, аналогич-
ной расчету профиля круглого фасонного резца, то нетрудно опреде-
лить и размеры Р2, Р3, которые являются катетами прямоугольных
треугольников 1А2, 1ВЗ. х
Уравнения для решения построенных прямоугольных треуголь-
ников приведены ниже:
ех = а + ?; == С2 cos Ер
Р3 = С3 COS 8р
Следует подсчитывать расстояния Р2> Р3 с точностью до 0,001 мм.
§ 3. ПРИМЕР РАСЧЕТА ТОЧЕК ПРОФИЛЯ
КРУГЛОГО ФАСОННОГО РЕЗЦА
Требуется спроектировать круглый фасонный резец 1 для детали
(рис. 160).
Принимаем передний угол у = 20°; задний угол а= 12°; диаметр резца 100 мм.
Определим размеры С2, С3 (см. стр. 190) и необходимые размеры радиусов резца
Bit В%, В3. _____
Для удобства расчета составим табл. 11, в ко- Г~
торой указаны логарифмы размеров; это сделано
с целью облегчения и ускорения действий умноже- —
Рис. 160. Круглый фасонный резец
Рис. 161. Схема заточки
фасонных резцов по пе-
редней поверхности:
а — призматического; б —
круглого
ния и деления, которые, как известно, заменяются сложением и вычитанием
соответствующих логарифмов.
В результате получим искомые радиусы резца: == 50,0 мм, /?2 = Вз
= 40, 664 мм.
1 Подробный расчет см. в литературе [81].
192
Заточка круглых и призматических фасонных резцов должна
производиться исключительно по передней поверхности. Заточку
следует производить чашечными -кругами на универсально-заточных
станках.
Если передний угол резца не будет точно выдержан по чертежу,
то профиль резца будет искажен, поэтому при заточке фасонных рез-
цов необходимо обращать особое внимание на правильное расположе-
ние резца относительно шлифовального круга. На рис. 161, а показана
схема заточки призматического фасонного резца. Приспособление
должно быть таким, чтобы резец мог быть установлен под определен-
ным углом, равным сумме заднего и переднего углов призматического
резца.
На рис. 161, б показана схема установки круглого фасонного резца
при заточке его на универсально-заточном станке. Ось круглого резца
должна быть расположена относительно плоскости вращения режу-
щих кромок шлифовального круга на расстоянии rK = Н.
7 В. А, Аршинов
Раздел
IV
СТРОГАНИЕ
Глава
XIII
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
СТРОГАНИЕМ
§ 1. ПРОЦЕСС СТРОГАНИЯ И РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ
Процесс строгания, применяемый для обработки плоскостей и
фасонных поверхностей, осуществляется на строгальных станках
с прямолинейным главным (рабочим) движением. Строгальные станки
делятся на поперечно- и продольно-строгальные. У продольно-стро-
гальных станков главное движение имеет стол с закрепленной на
нем заготовкой, а движение подачи-— инструмент (резец). У попе-
речно-строгальных станков (рис. 162), наоборот, главное движение
имеет резец, закрепленный в ползуне станка, а движение подачи —
стол, на котором крепится заготовка. Размерность подачи — мм/дв. ход.
У строгальных станков имеется рабочий ход, во время которого
происходит процесс резания, и холостой (обратный) ход, когда заго-
товка или резец перемещаются в обратном направлении. При холо-
стом ходе резания не происходит, а в конце холостого хода начи-
нается движение подачи, т. е. относительное перемещение резца
и заготовки, необходимое для снятия следующего слоя металла при
рабочем ходе.
Для уменьшения времени на обработку скорость холостого хода
у строгальных станков больше скорости рабочего хода.
К строгальным станкам относятся и долбежные станки, у которых
возвратно-поступательное движение осуществляется не в горизон-
тальной, а в вертикальной плоскости (рис. 163). У этих станков ско-
рости рабочего и холостого ходов равны.
В качестве режущего инструмента при строгании применяют
строгальные резцы, а при долблении — долбежные.
На рис. 164 показан левый проходной строгальный резец с пла-
стинкой твердого сплава, предназначенный для обработки горизон-
тальных поверхностей, на рис. 165 — левый подрезной, предназна-
ченный для обработки вертикальных поверхностей, а на рис. 166 —
194
отрезной (прорезной) изогнутый резец, предназначенный для отрезки
или прорезки пазов. Форма передней поверхности строгальных резцов
та же, что и у токарных резцов.
В связи с тем, что строгальный резец вступает в работу каждый
раз с ударом, у строгальных резцов, изготовленных из быстрорежущей
стали, передний угол у делается на 5—10° меньше (по сравнению
с токарными резцами); угол на фаске yf = + 5° У резцов, осна-
щенных пластинками твердых сплавов и изготовленных по форме I
(см. рис. 115), при обработке чугунов угол
у = 0 4- 5°, а по форме 1,1V (при обработке
сталей) от 0 до — 15° При обработке сталей
резцами с передней поверхностью по форме //
и III угол на фаске у\ ---15°
Рис. 162. Элементы резания при стро-
гании
Задний угол а у проходных строгальных резцов из быстрорежу-
щей стали равен 6—8°; у проходных резцов с твердосплавными пла-
стинками — от 10 до 16° У подрезных, отрезных и фасонных резцов
угол а = 12 4- 14°. Главный угол в плане <р у проходных строгаль-
ных резцов равен 30—75°
При обработке вертикальной плоскости у подрезного резца угол
ф = 90° применяется в случае необходимости получения уступа,
составляющего с вертикальной плоскостью угол 90е При обработке
же вертикальной плоскости на проход, чтобы не прострогать поверх-
ность стола, угол ф может быть и больше 90° (см. рис. 165). Однако
если есть возможность обработать вертикальную плоскость на про-
ход, не испортив стола станка \ то лучше использовать проходной
отогнутый резец с углом ф < 90°, так как чем меньше угол ф, тем
больше стойкость резца. У отрезных резцов ф = 80 4- 90°.
1 Для этого иногда применяют подкладки под заготовку.
7*
195
Вспомогательный угол в плане фх у проходных и подрезных рез-
цов делается равным 10—30°, у отрезных и прорезных 2 или 3°
Для сохранения вершины и уменьшения разрушающего дей-
ствия удара, а также для более плавного входа резца в заготовку
и выхода из нее угол наклона главной режущей кромки X у проход-
ных и подрезных строгальных резцов делается обязательно положи-
тельным (до 4-20°). С той же целью у этих резцов радиус закругления
при вершине г < 1 мм не рекомендуется (1—2 мм). У отрезных (про-
резных) резцов г =0,5 ~ 2,5 мм.
Угол врезания пластинки принят 4-12°.
Чтобы уменьшить заклинивание резца при резании, стержень
строгальных резцов рекомендуется делать изогнутым г. При прямом
Рис. 164. Левый проходной строгальный резец с пластин-
кой твердого сплава
стержне (рис. 167, а) |под влиянием сил, действующих на резец, изгиб
стержня вокруг точки О вызовет внедрение вершины резца в обрабо-
танную поверхность. При изогнутом стержне это внедрение будет
меньше и в случае, если вершина резца будет находиться в плоскости
опоры (рис. 167, б), его не будет совсем, так как радиус окружности R,
по которой будет перемещаться вершина резца, будет равен вылету /.
При строгании на крупных строгальных станках успешно при-
меняют строгальные сборные резцы (рис. 168), способные выдер-
живать нагрузки при резании чугуна с глубиной резания до 30 мм
и подачей до 2—2,5 мм/дв.ход. Применение таких резцов понижает
затраты на их изготовление на 40—50% и повышает производитель-
ность на- 20—30% (по отношению к обычным стержневым строгаль-
ным резцам) [84].
Для окончательной (чистовой) обработки применяют чистовые
резцы, имеющие большой радиус закругления или большую длину
1 Размеры изогнутых быстрорежущих строгальных резцов приведены в ГОСТе
10045—62, на твердосплавные резцы — в ГОСТе 9796 — 61.
196
<74 Остальное
1^5°
Рис. 165. Левый подрезной строгальный резец с пластинкой твердого
сплава
Рис. 166. Отрезной изогнутый строгальный резец
197
(до 40 мм и более) режущей кромки с углом <рх = 0 (так называемые
широкие чистовые или лопаточные резцы).
Чистовое строгание — высокопроизводительный процесс оконча-
тельной обработки плоскостей, заменяющий при обработке чугуна
такую трудоемкую операцию, как шабрение [89]. При этом тяжелый
ручной труд заменяется машинным и производительность повышается
до 10 раз. В отдельных случаях чистовое строгание заменяет и шлифо-
вание, так как при работе на станке широкими резцами можно полу-
чить высокую точность и чистоту обработанной поверхности (у7 — при
подаче до 20 мм/дв. ход, глубине резания до 0,1 мм и соответствующей
смазывающе-охлаждающей жидкости).
Рис. 167. Форма стержней строгаль-
ных резцов:
а — прямой; б — изогнутый
Рис. 168. Схема сборного изогнуто-
го строгального резца (конструкции
ВНИИ):
/ — державка; 2 — нож; 3 — штифт; 4 — винт
На рис. 169 показан резец, оснащенный пластинкой твердого
сплава ВК8, успешно применяемый при чистовом строгании чугуна.
Передняя и задняя поверхности тщательно доведены (у 10); режущая
кромка острая и прямолинейная, что существенно влияет на повыше-
ние качества обработанной поверхности. Для обеспечения постепен-
ного входа и выхода резца по всей ширине среза, а также для умень-
шения разрушающего действия ударной нагрузки на вершину резец
имеет угол наклона режущей кромки 2с = + 15° На длине 10 мм
режущая кромка имеет угол <р = Г, а на остальной части режущей
кромки угол срг = 0. Длина части режущей кромки с углом = 0
должна быть не менее 1,5 s; по ней резец устанавливается в резцедер-
жателе (по шлифованной плитке, положенной на предварительно
простроганную поверхность). Обработку таким резцом рекомендуется
вести не менее, чем с двух проходов: предварительного с глубиной
резания 0,5—0,8 мм, окончательного с глубиной резания не более
0,08 мм. При строгании чугунов для первого прохода рекомендуется
скорость резания 15—20, а для окончательного 4—12 м/мин. Величина
198
подачи назначается в зависимости от длины режущей кромки aXi
имеющей угол = 0; s = (0,7 4- 0,3) Для повышения качества
обработанной поверхности чугуна и охлаждения режущего инстру-
мента применяют керосин, подавая его небольшой струей на резец.
Хорошие результаты по чистоте обработанной поверхности дают
и широкие резцы, оснащенные пластинками твердых сплавов, с ре-
Вид 6
Рис. 169. Резец для чистового строгания
жущей кромкой, повернутой на угол 60° по отношению к направле-
нию рабочего движения.
При чистовой обработке плоскостей крупногабаритных деталей
применяют и строгальные вращающиеся (чашечные) резцы конструк-
ции ВНИИ (рис. 170).
Чашка 1 из быстрорежущей стали 1 с цилиндрическим хвосто-
виком вращается в бронзовой втулке 7, которая запрессована в дер-
жавке 2. Во втулке 7 чашка 1 крепится с помощью шайбы 6, пру-
жины 5 и гайки 5; во избежание отвинчивания гайки в ней сделано
отверстие, в которое вставляется шплинт 4.
Для образования заднего угла а ось отверстия в державке имеет
наклон под углом 3° Кроме этого наклона резец (державка) развора-
чивается в резцедержателе на угол 5° — 5°30' в плоскости, перпенди-
1 Применяют и твердосплавные чашки из сплава Г5К10.
199
кулярной к направлению главного движения; делается этот разворот
для обеспечения рационального стружкообразования и стружко-
' отвода.
Чашечными вращающимися строгальными резцами работают с глу-
биной резания до 11 мм, с подачей до 5 мм/дв. ход, при скорости
резания до 8 м/мин. Стойкость резцов (при износе /z3 = 0,2 4- 0,3 мм)
очень высокая (22—24 ч), что дает возможность обрабатывать пло-
скости площадью до 30 м2 без переточки резца. Высокое качество
Рис. 170. Чистовой строгальный вращающийся резец
для обработки стали
обработки (плоскостность в пределах 0,03—0,05 мм, чистота у5),
получаемое при работе этими резцами, дает возможность снизить
трудоемкость отделочных работ и в отдельных случаях исключить
шабрение.
Как и при точении, в процессе стружкообразования при строга-
нии имеют место упругие и пластические деформации, трение, тепло-
выделение, упрочнение, наростообразование и износ режущего ин-
струмента. Типы стружек, получаемых при строгании, аналогичны
типам стружек, образующихся при точении. Однако процесс резания
при строгании имеет и некоторые особенности.
При непрерывном точении резец, врезавшись однажды в обраба-
тываемый металл, находится под воздействием стружки вдоль всей
длины обработки. При строгании же резец находится' под воздей-
ствием стружки только во время рабочего хода. Во время холостого
200
хода процесс прерывается; при этом резец не режет, а охлаждается,
что положительно сказывается на его стойкости. Но строгальный
резец каждый раз входит в заготовку с ударом, разрушительная сила
которого возрастает с увеличением скорости резания, площади попе-
речного сечения среза и твердости обрабатываемого металла. Нали-
чие такой ударной нагрузки отрицательно сказывается на прочности
и стойкости резца, что вынуждает делать строгальные резцы более
массивными, жесткими и с более вязкими материалами режущей
части, а также работать на относительно низких скоростях резания.
Работу на высоких скоростях резания затрудняет и сама специ-
фика строгального станка, имеющего возвратно-поступательное дви-
жение. Большие перемещающиеся массы и большие инерционные силы
вызывают тяжелые условия реверсирования (т. е. переключения с ра-
бочего хода на холостой и обратно), а потому на современных стро-
гальных ставках скорости резания не превышают 80 м/мин.
В связи с тем, что подача осуществляется в конце холостого хода,
когда резец не имеет соприкосновения с заготовкой, она не влияет на
передний и задний углы в процессе резания. На эти углы не влияют
также размер заготовки и расстояние вершины резца от его опорной
плоскости.
Процесс резания при строгании производится обычно без охлаж-
дения (за исключением окончательного — чистового строгания).
§ 2. СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА РЕЗЕЦ,
СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ И МОЩНОСТЬ ПРИ
СТРОГАНИИ
На силы резания при строгании оказывают влияние те же фак-
торы, что и при точении:
р2 = сРе^кг кг.
Значения коэффициента Cpz, показателей степеней xz и yz и по-
правочных коэффициентов, входящих в общий коэффициент /<\,
приводятся в справочниках по режимам резания [90].
Скорость резания, допускаемая режущими свойствами
строгальных резцов, подсчитывается по формуле
v = м/мин.
Значения коэффициентов и показателей степеней см. [90]. Ре-
комендуемая стойкость для всех строгальных резцов 120 мин [67].
Высокопроизводительное строгание резцами,
оснащенными пластинками твердых сплавов, как более произво-
дительный метод находит в металлообрабатывающей промышлен-
ности широкое применение. Однако, как уже было сказано выше,
скорость резания на современных строгальных станках не превы-
шает 80 м/мин, а на станках старых моделей 40—50 м!мин, несмотря
201
на то, что продольно-строгальные станки, как правило, имеют элек-
тродвигатели большой мощности. Для повышения производитель-
ности и полного использования мощности станка остается другой
фактор — увеличение подачи, т. е. строгание с большими
подачами.
Большие подачи (до 20 мм/дв. ход и более) успешно применяют
при чистовом строгании (с глубиной резания /^0,1 мм) широкими
резцами.
При получистовой обработке стали с подачами до 6 мм/дв. ход
применяют строгальные резцы, имеющие режущую кромку под углом
виЗна резцы
по стрелке А
Рис. 171. Схема многорезцового строгания
=0° длиной (1,2 4- 1,8) s. Но при работе такими резцами часто
не используется полностью мощность станка, да к тому же при стро-
гании чугуна с относительно большими t и подачами более
1 —1,5 мм/дв. ход может происходить скалывание заготовки по краям,
т. е. в местах входа и выхода резца. Учитывая все это, Средневолж-
ский станкостроительный завод предложил строгание, основанное на
применении многорезцовой державки, в которой закрепляются сразу
четыре резца (рис. 171). Конструкция державки позволяет смещать
вершины двух соседних резцов относительно друг друга на величину
подачи s, приходящейся на каждый резец. В результате этого сум-
марная величина подачи за один двойной ход будет 4s и машинное
время сократится соответственно в 4 раза.
Мощность, затрачиваемая на резание при строгании,
^Рез “ 6(Ь Ю2 К6П1'
202
Необходимая (расчетная) мощность электродвигателя станка
N
* Т]
где т] — коэффициент полезного действия (к. п. д.).
§ 3. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА
РЕЗАНИЯ
Принципы и порядок назначения элементов режима резания при
строгании те же, что и при токарной обработке.
1. Определяют глубину резания в зависимости от припуска
на обработку (см. стр. 145).
2. Выбирают подачу, максимально допустимую по техноло-
гическим требованиям.
При черновом строгании чугуна обычными резцами с твердо-
сплавными пластинками (при ф = 45'
В зависимости от чистоты обрабо-
танной поверхности для обычного
резца подачу можно назначать
такой же, как и при наруж-
ном продольном точении (вместо
мм/об — мм/дв. ход), с последую-
щей корректировкой по станку. При
работе широкими чистовыми рез-
цами подача s = 1 4- 20 мм/дв. ход.
При работе специальными сбор-
ными резцами с режущей кромкой
длиной до 150 мм при получисто-
вой обработке подача может быть
до 100 мм/дв. ход [92].
’) подача равна до 5,5 мм/дв. ход.
Рис. 172. Элементы пути, проходи-
мого строгальным резцом в направле-
нии подачи
3. После выбора глубины резания и подачи подсчитывают ско-
рость резания, допускаемую режущими свойствами резца.
4. По найденной скорости резания определяют необходимое
число двойных ходов в минуту, которое корректи-
руют по станку, и затем подсчитывают действительную скорость
резания. Скорость резания по станку при строгании подсчитывается
по формуле
kL (1 + т) .
vp.x— ГЙАЛ М/мин,
где k — число двойных ходов в минуту;
L — длина хода стола (ползуна) в мм\
т — отношение скорости рабочего хода к скорости холостого
хода (дается в паспорте на станок; тср =0,75).
5. Проверяют достаточность мощности электродвигателя станка,
для чего подсчитывают сначала N реэ\ при недостаточности мощности
203
электродвигателя станка, т. е. если NM >> Ncm, целесообразнее умень-
шить скорость* резания (число двойных ходов), а не подачу. Для
поперечно-строгальных станков с качающейся кулисой проверку
необходимо вести по минимальной силе, развиваемой ползуном в се-
редине длины хода; необходимо, чтобы Pz Pmin (см. [33]).
6. Подсчитывают машинное время:
где В1 — ширина обработанной поверхности (размер в направлении
подачи) в мм]
В± — боковое врезание резца в мм (рис. 172); В± = t ctg ср;
В2 — боковой сход резца в мм (2—3 мм)]
k — число двойных ходов в минуту;
s — подача в мм/дв. ход.
7, При тяжелых условиях работы необходимо провести проверку
по прочности резца.
При решении задач по назначению элементов режима резания
при строгании см. [90].
Раздел
V
СВЕРЛЕНИЕ, ЗЕНКЕРОВАНИЕ,
РАЗВЕРТЫВАНИЕ
Г л a а РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ СВЕРЛАМИ
XIV
Сверление является одним из самых распространенных методов
получения отверстия. Режущим инструментом здесь служит сверло
(рис. 173), которое дает возможность получать отверстия в сплошном
материале и увеличивать диаметр ранее просверленного отверстия
(рассверливание). Главное движение при сверлении — вращатель-
ное, движение подачи — поступательное. На обычных сверлильных
станках оба эти движения имеет сверло: оно вращается, будучи за-
крепленным в шпинделе станка, и одновременно перемещается в глу-
бину обрабатываемой заготовки, которая неподвижно закреплена на
столе станка.
Режущая часть сверла изготовляется из инструментальных сталей
(Р18, Р9, 9ХС, Р9К5) и из твердых сплавов.
§ 1. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ СВЕРЛА
Как и резец, сверло имеет передний и задний углы. Перед-
ний угол у.— угол между касательной к передней поверхности
в рассматриваемой точке режущей кромки и нормалью в той же точке
к поверхности вращения режущей кромки вокруг оси сверла. Перед-
ний угол рассматривается в плоскости, перпендикулярной к режущей
кромке (плоскость ББ, рис. 174). В каждой точке .режущей кромки
передник угол является величиной переменной. Он может быть опре-
делен (без учета ширины перемычки) по формуле
где гх — радиус окружности, на которой расположена рассматри-
ваемая точка;
R — радиус сверла;
со — угол наклона винтовой канавки;
Ф — половина угла при вершине сверла.
205
Спинка зуда-------
Задняя поверхность
Канавки
Режущие
кромки
Зуб
Ленточка
Кромка ленточки
Передняя поверхность
Сердцевина
Ленточка
Поперечная
кромка
Режущая
кромка
Рис. 173. Части и элементы спирального сверла
Рис. 174. Передний и задний
углы сверла
Рис. 175. Изменение пе-
реднего угла сверла вдоль
режущей кромки
206
Наибольшее значение угол у имеет на периферии сверла, где
в плоскости, параллельной оси сверла (плоскость АА), он равен
углу наклона винтовой канавки со. Наименьшее значение угол у
имеет у вершины сверла. На поперечной кромке угол у имеет отри-
цательное значение, что создает угол резания больше 90°, а следо-
вательно, и тяжелые условия работы. Такое резкое изменение перед-
него угла вдоль всей длины режущей кромки является большим недо-
статком сверла, так как это вызывает более сложные условия образо-
вания стружки. На периферии сверла, где наибольшая скорость
резания и наибольшее тепловыделение, необходимо было бы иметь
и наибольшее тело зуба сверла. Большой же передний угол умень-
шает угол заострения, что приводит к более быстрому нагреву этой
части сверла, а следовательно, и к наибольшему износу.
Изменение переднего угла сверла вдоль всей длины режущей кромки можно
видеть из графического построения (рис. 175). Винтовая линия при развертывании
на плоскость представляет собой гипотенузу прямоугольного треугольника, одним
катетом которого является шаг винтовой канавки, а другим — длина окружности
того диаметра, на котором образована винтовая линия. Так как шаг винтовой
канавки одинаков в любом осевом сечении, то, рассматривая винтовую канавку
на цилиндре диаметром Dr < D, видим, что угол < со,- а так как в осевом
сечении передний угол равен углу наклона винтовой канавки, то и < у,
т. е. по мере приближения точки режущей кромки к оси сверла передний угол
уменьшается.
Задний угол а — угол между касательной к задней по-
верхности в рассматриваемой точке режущей кромки и касательной
в той же точке к окружности ее вращения вокруг оси сверла. Этот
угол принято рассматривать в плоскости АА, направленной по каса-
тельной к цилиндрической поверхности (см. рис. 174), на которой
лежит рассматриваемая точка режущей кромки. Ось такой цилин-
дрической поверхности совпадает с осью сверла. Для точки, находя-
щейся на периферии сверла, задний угол в нормальной плоскости Б Б
может быть определен по следующей формуле:
tgaH = tga sin
Действительное значение заднего угла во время работы иное по
отношению к тому углу, который мы получили при заточке и изме-
рили в статическом состоянии. Это объясняется тем, что сверло во
время- работы не только вращается, но и перемещается вдоль оси.
Траекторией движения точки будет не окружность (как это прини-
мают при измерении угла), а некоторая винтовая линия, шаг которой
равен подаче сверла в миллиметрах за один его оборот. Таким обра-
зом, поверхность резания, образуемая всей режущей кромкой, пред-
ставляет собой винтовую поверхность (рис. 176), касательная к ко-
торой и будет действительной плоскостью резания. Действительный
задний угол в процессе резания <хр заключен между этой плоскостью
и плоскостью, касательной к задней поверхности сверла (рис. 177).
207
Он меньше угла, измеренного в статическом состоянии, на некоторую
величину р:
ар = а — р;
Чем меньше диаметр окружности, на которой находится рассматри-
ваемая точка режущей кромки, и чем больше подача s, тем больше
угол р и меньше действительный задний
Рис. 176. Поверхности при
сверлении
угол ар.
Действительный же- передний угол в
процессе резания ур соответственно будет
больше угла у, измеренного после заточки
в статическом состоянии:
Ур = Y + И-
Чтобы обеспечить достаточную вели-
чину заднего угла в процессе резания у то-
чек режущей кромки, близко расположен-
ных к оси сверла, а также для получения
более или менее одинакового угла заостре-
ния зуба вдоль всей длины режущей
кромки задний угол заточки делается на периферии 8—14°, а у сердце-
вины 20—27°
Кроме переднего и заднего углов, сверло характеризуется углом
наклона винтовой канавки со, углом наклона поперечной кромки ф
и углом при вершине 2 ср. Угол со = 18 4- 30°, ф =55°; у сверл из
инструментальных сталей 2 ср =116 4- 140°.
с
Развернутая окружность пв
'направление * I
вращения
Развернутая винтовая линия
Направление подачи
Рис. 177. Углы режущих кромок сверла в процессе резания
Из рассмотрения геометрических элементов спирального сверла
видно, что оно имеет ряд особенностей, отрицательно влияющих на
протекание процесса стружкообразования при сверлении. К этим
особенностям относятся: а) уменьшение переднего угла в различных
точках режущих кромок по мере приближения рассматриваемой точки
к оси сверла; б) неблагоприятные условия резания у поперечной
208
кромки (так как угол резания здесь больше 90°); в) отсутствие заднего
угла у ленточек сверла, что создает большое трение об обработанную
поверхность.
Таблица 12
Формы заточки сверл
Диаметр
сверла
в мм
Форма заточки
Обозна-
чение
Эскиз
Обрабатываемый материал
От 0,25 Обыкновенная (нор- Н
до 12 * мальная)
Сталь, стальное литье,
чугун
Обыкновенная с под- НП
точкой поперечной
кромки
Стальное литье с <зв до
50 кГ/мм2
От 12
до 80
Двойная с подточ-
кой поперечной кром-
ки
Двойная с подточ-
кой поперечной кром-
ки и ленточки
ДП
ДПЛ
Стальное литье с ав>
>50 кГ1мм2, с неснятой
коркой,чугун с неснятой
коркой
Сталь и стальное’литье
<зв > 50 кГ/мм2, со снятой
коркой; чугун со снятой
коркой
Двойная с подточ-
кой и срезанной по-
перечной кромкой (по
методу В. И. Жирова)
ДП-2
Чугун со снятой кор-
кой
* Обыкновенная (нормальная) заточка употребляется и на сверлах диа-
метром, более 12 в, тех случаях, когда одно и то же сверло применяется
для различных обрабатываемых материалов при работе по корке и со сня-
той коркой, что часто имеет место в условиях мелкосерийного производства.
С целью .облегчения процесса стружкообразования и повышения
режущих свойств сверла производят двойную заточку сверла и под-
точку перемычки и ленточки. В табл. 12 приведены различные формы
заточки спиральных сверл из инструментальных сталей. Элементы
заточки и подточки спиральных сверл даны на рис. 178.
209
При двойной заточке сверла вторая заточка производится
под углом 2 ф0 =70°, на ширине В =2,5-4- 15 мм (рис. 178). Такая
заточка повышает стойкость сверла, а при одной и той же стойкости
позволяет увеличить и скорость резания.
А-А
Рис. 178. Элементы заточки и подточки спиральных сверл
Подточка перемычки (сердцевины) производится на
длине 7=3-4-15 мм. От такой подточки уменьшаются длина попе-
речной кромки (размер А = 1,5 4- 7,5 мм, см. рис. 178) и величина
угла резания в точках режущих кромок, расположенных вблизи пере-
мычки сверла.
Для уменьшения трения ленточек об обработанную поверхность
(о стенки отверстия) производится подточка ленточек под
Рис. 179. Сверло конструкции сверловщика-ско-
ростника В. И. Жирова
углом 04 = 6 4- 8° на длине = 1,5 4- 4 мм (форма ДПЛ), что при-
водит к повышению стойкости сверла.
У сверл, заточенных по методу В. И. Жирова (см. форму ДП-2,
табл. 12, рис. 179), наряду с двойной заточкой и подточкой попереч-
ной кромки (под углом Д = 25 4- 30°) производится прорезка пере-
210
мычки (ширина а = 1 4- 6 мм; угол ц = 50 4- 56°; передний угол
у дополнительной режущей кромки = 3-г-5°). Такая комбиниро-
ванная заточка облегчает врезание сверла (осевая сила уменьшается
по отношению к обычному сверлу в 3—4 раза), что дает возможность
повысить подачу в 2—3 раза и соответственно уменьшить машинное '
время.
При сверлении на большую глубину сверлом большого диаметра
образуется широкая, трудно отводимая по канавкам стружка, что
увеличивает трение и затрудняет
подвод охлажденной жидкости
к месту резания. Во избежание
этого у сверл делают специальные
стружкоразделительные канавки,
которые могут быть на передней
'вид А
Рис. 180. Стружкораздели-
тельные канавки у сверла:
а — по передней; б — по задней
поверхности
Рис. 181. ПоДточка перемычки
у сверл, оснащенных твердым
сплавом
поверхности сверла (рис. 180, а) и на задней (рис. 180, б). Глубина
канавки примерно равна 0,05 D, ширина примерно 0,07 D. Такие
канавки разделяют широкую стружку на несколько узких, облегчают
условия работы сверлом, снижая силы, действующие при резании, и
тепловыделение.
Во избежание разбивки отверстия и увода сверла в сторону (от
оси отверстия) оно должно иметь после заточки режущие кромки оди-
наковой длины и симметрично расположенные.
Сверла, оснащенные пластинками твердых сплавов (см.
рис. 193), обладают высокой стойкостью, обеспечивают более высо-
кую производительность, повышают качество обработанной поверх-
ности и в результате снижают стоимость обработки. Особенно эффек-
тивно применение сверл с пластинками твердых сплавов при сверлении
211
чугунов и рассверливании чугунов и сталей. ТвердоспЛавные сверла
имеют передний угол у =0 4-7°, задний угол а =8-4- 16°, угол
2 ф = 118 4- 150°, у/ =0° на фаске f =0,5 4- 1,5 мм. При обра-
ботке сталей рекомендуется применять твердый сплав марки Т15К6,
при обработке чугунов — ВК8.
У сверл с пластинками твердых сплавов, как и у сверл, изготов-
ленных из быстрорежущей стали, производится подточка перемычки
(рис. 181) и двойная заточка под углом 2ф0 = 70°, В = 0,2 D.
Большое значение для успешной работы сверла с пластинкой твер-
дого сплава имеет симметричность заточки обеих режущих кромок.
Биение по режущим кромкам желательно иметь не более 0,02 мм,
а по ленточкам не более 0,03 мм.
§ 2. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ И СРЕЗА
ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Скорость резания для различных точек режущей кромки
сверла различна: на периферии сверла скорость резания наибольшая,
а по мере приближения к оси сверла она уменьшается и в центре равна
нулю. В расчет принимается наибольшая скорость резания на пери-
ферии:
nDn
V = Тобо м1мин>
где D — диаметр сверла в мм\
п — число оборотов сверла в минуту.
Подача (s мм/об.) — величина перемещения сверла вдоль оси
за один его оборот (или за один оборот заготовки, если она вращается,
а сверло только перемещается). У сверла две главные режущие кромки;
подача, приходящаяся на каждую из них,
Sz = у ММ/об.
Как и при токарной обработке, подачу можно измерять и в мил-
лиметрах за 1 мин (минутная подача):
sM = sn мм/мин.
Толщина среза а (рис. 182, а) измеряется в направлении,
перпендикулярном к режущей кромке:
s .
а = s2 sin ф = у sin ф мм.
Ширина среза b измеряется вдоль режущей кромки и равна
ее длине:
b = — мм.
2 sm ф
212
Площадь поперечного сечения среза, приходя-
щаяся на одну режущую кромку,
Г 1 S • Z) Ds а
f = ab = -тг sin Ф --= -г- мм.
'z 2 т 2 sin ф 4
Общая площадь поперечного сечения среза, приходя-
щаяся на обе режущие кромки,
г qx ^Ds Ds п
/ = = —= т мм2.
Под глубиной резания при сверлении (которая обычно
в расчетах не фигурирует) подразумевается расстояние от обработан-
ной поверхности до оси сверла, т. е.
t = ММ.
При рассверливании (рис. 182, б) глубина резания
. D — Dq
t =---------------------------мм>
где D — диаметр сверла в мм\
Dq — диаметр ранее просверленного отверстия в мм.
Рис. 182. Элементы резания:
а — при сверлении; б — при рассверливании
Толщина среза при рассверливании опреде-
ляется так же, как и при сверлении в сплошном материале:
s
а = -% sm ф мм.
Ширина среза при рассверливании
b = мм.
2 sin ф
213
Площадь поперечного сечения среза при рас-
сверливании, приходящаяся на одну режущую кромку,
f _____________па__A cin m _ № А») S мм2
lz — ЯО — 2 sin ф 2 sin (р “ 4 ММ ‘
Общая площадь поперечного сечения среза при рассвер-
ливании
f S ял ял2
/ =----2----ММ •
При рассверливании скорость резания пере-
менна вдоль всей длины активной части режущей кромки и изме-
nDn itD^n
няется от v = до у0 == м/мин.
Во всех расчетах принимается наибольшее значение скорости реза-
ния, соответствующее наружному диаметру сверла D.
Рис. 183. Элементы пути, проходимого сверлом:
а — при сквозном (на выход) сверлении; б — при глухом сверлении;
в — при рассверливании
рассверливании
Машинное время при сверлении и ]
L I “г у А
Тм = — = - мин,
ns ns ’
где L — полный путь, проходимый сверлом в направлении подачи,
в мм\
I — глубина сверления в мм (глубина отверстия, рис. 183);
А — величина перебега (1—2 мм)\
п — число оборотов сверла в минуту;
s — подача в мм!об\
у—величина врезания в мм-, z/= ctg ф (из треугольника
OMN-, рис. 183, а); для обычных сверл одинарной заточки
при угле 2ф = 116 4- 118° у 0,3 D\ для сверл с двойной
заточкой у 0,4 D; при рассверливании у = t ctg ф (из тре
угольника 0MN-, рис. 183, в).
214
§/3. ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ
ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Сверло — более сложный инструмент, чем резец. В более слож-
ных условиях протекает и процесс резания сверлом: затруднен отвод
стружки и подвод охлаждающей жидкости; наблюдается значительное
трение стружки о поверхность канавок сверла и самого сверла об
обработанную поверхность; вдоль режущей кромки возникает резкий
перепад скорости резания (от г/тах до нуля), так что в отдельных точках
режущей кромки срезаемый слой деформируется и срезается с разной
скоростью; различная деформация получается и в связи с переменным
углом у вдоль всей режущей кромки спирального сверла, а потому
по мере приближения точки режущей кромки к периферии сверла
деформации (усадка) уменьшается (вследствие увеличения v и у).
Все это вызывает более тяжелые, по сравнению с точением, условия
процесса стружкообразования при сверлении, большие деформации
срезаемого слоя, увеличенное тепловыделение и повышенный нагрев
сверла. Если рассматривать процесс стружкообразования на неболь-
шом участке режущей кромки, то он подчиняется тем же закономер-
ностям и сопровождается теми же явлениями, что и при точении;
упругие и пластические деформации, тепловыделение, наростообразо-
вание, упрочнение, износ инструмента здесь возникают по тем же
причинам.
Как и при точении, на температуру резания при сверлении ско-
рость резания оказывает большее влияние, чем подача; температура
резания возрастает с увеличением глубины (длины) сверления, но
уменьшается с увеличением диаметра сверла (из-за усиления тепло-
отвода вследствие большей массы сверла и большей поверхности со-
прикосновения с заготовкой, а также вследствие облегчения подвода
охлаждающей жидкости и отвода стружки по канавкам большего
сечения).
При сверлении сталей образуется в основном сливная стружка,
а при обработке чугунов — стружка надлома.
§ 4. СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА СВЕРЛО
На все элементы сверла при резании действуют некоторые силы.
Разложим равнодействующие сил сопротивления в каждой точке
режущей кромки на силы в трех взаимно перпендикулярных направ-
лениях: Р2, Рв и Рг (рис. 184). Горизонтальные силы Рг, действующие
на обеих режущих кромках, можно считать * взаимно уравновешен-
ными. Силы Рв, направленные вверх, препятствуют проникновению
сверла в глубину заготовки. В этом же направлении действует и
сила Рг на поперечной кромке. Кроме того, продвижению сверла
Принимая вследствие малого значения толщины перемычки сверла действие
сил вдоль одной прямой.
215
от станка должна
Рис. 184. Силы,
действующие на
сверло
препятствуют силы трения на ленточках сверла (в результате трения
об обработанную поверхность отверстия) и силы трения от сходящей
стружки Рт.
Для проникновения сверла в обрабатываемую заготовку к сверлу
быть приложена такая сила Р', которая могла бы
преодолеть сумму сил сопротивления, действующих
вдоль оси сверла:
^>2(2^+^+^).
Суммарная сила от указанных сил сопротивле-
ния в осевом направлении сверла называется
осевой силой Р (или усилением подачи).
Измерения показывают, что силы сопротивле-
ния проникновению сверла Рв, возникающие на
режущих кромках, составляют около 40% общего
сопротивления (или силы Р); силы сопротивления,
возникающие^ на поперечной кромке (Р2), состав-
ляют 57% и" силы от трения Рт — около 3%.
Силы, препятствующие продвижению сверла в
материал, преодолеваются механизмом подачи свер-
лильного станка, который и рассчитывается по
максимальной осевой силе Р.
При эксплуатации станка с заданными усло-
виями сверления необходимо, чтобы сумма сил
сопротивления, действующих вдоль оси сверла,
или осевая сила Р, была меньше или, в крайнем
случае, равна наибольшему усилию Ртах, допу-
скаемому механизмом подачи станка (во избежание
поломки слабого звена механизма подачи), т. е.
Р Ртах- Наибольшее усилие Ртах рассчитывается при конструиро-
вании станка и приводится обычно в его паспорте.
Сила Pz создает момент сопротивления
Л4С. р = Р zx.
Суммарный момент от сил сопротивления реза-
нию складывается из момента от сил Р2, момента от сил скобления
и трения на поперечной кромке Мпк> момента от сил трения на лен-
точках Мл и момента от сил трения стружки о сверло и обработанную
поверхность Мс, т. е.
Л1 = Л4С р + МПг к + Мл 4- Мс,
Измерения показывают, что 80% общего момента сопротивления
резанию приходится на долю режущих кромок, 8% — на поперечную
кромку и 12% — на трение стружки о сверло и стенки отверстия и
сверла своими ленточками об обработанную поверхность (Мл + Мс).
Для того чтобы на данном станке могло быть осуществлено реза-
ние, кроме указанного выше условия проникновения сверла необ-
21$
ходимо, чтобы суммарный момент сопротивления резанию был пре-
одолен вращающим (крутящим) моментом станка, т. е. Мвр^М.
Вращающий момент станка подсчитывается по формуле
Мв0 = 975 000^ кГмм,
ер п ’
где NMn — мощность на шпинделе в квт\
п — число оборотов шпинделя (сверла) в минуту.
В свою очередь,
/ шп = ст^\ч
где Ncm — мощность электродвигателя станка;
т) — к. п. д. станка.
Суммарной момент сопротивления резанию М должен быть меньше
или, в крайнем случае, равен не только вращающему моменту М.вр,
развиваемому электродвигателем станка на данной ступени числа
оборотов шпинделя, но и меньше, или, в крайнем случае, равен макси-
мальному крутящему моменту М'вр, допускаемому слабым звеном
механизма главного движения станка (во избежание поломки его),
т. е. Л4 < М'вр.
Если момент Мвр легко подсчитывается по приведенной выше
формуле, то момент М'вр рассчитывается при конструировании станка
и приводится обычно в его паспорте.
По силе Р и моменту М можно рассчитать необходимую (потреб-
ную) мощность электродвигателя сверлильного станка.
Мощность, затрачиваемая н.а резание, будет
складываться из мощности, затрачиваемой на вращение, и мощности,
затрачиваемой на движение подачи, т. е.
N = N 4- N
рез "ер i под*
Мощность, затрачиваемая на вращение,
Мп -г
Nвр ~ 975 000 ZC6m’
где М — момент от сил сопротивления резанию в кГмм-,
п — число оборотов сверла в минуту.
Мощность, затрачиваемая на подачу св.ерла,
^под = 60 • 1000 • 102 Квт’
где Р — осевая сила в кГ *.
Расчеты показывают, что, как и при токарной обработке, мощ-
ность, затрачиваемая на движение подачи, мала (0,5—1,5% мощ-
* По системе СИ 1 кГ =9,81
217
ности, затрачиваемой на вращение сверла) и ею можно пренебречь.
Поэтому
»т * т
^Рез = Nep = g75 ооо
или
., Ми
~ 3060 D Квт'
Зная мощность, затрачиваемую на резание, легко подсчитать и
необходимую (потребную) мощность электродвигателя
станка, которая обеспечит проведение процесса резания при сверле-
нии при определенных условиях работы:
Сравнивая NM с действительной мощностью электродвигателя
станка Ncm, легко проверить возможность осуществления процесса
сверления на заданном станке при заданных условиях сверления
(резания), для чего должно быть соблюдено условие NM Ncm*.
Однако, как и при проверке возможности осуществления процесса
сверления на заданном станке по моменту, необходимо учитывать
не только мощность электродвигателя станка, но и мощность на
шпинделе по слабому звену механизма главного движения станка Ышп.
Во избежание поломки этого слабого звена должно быть соблюдено
условие N рез N’lun.
В практике наиболее слабое звено механизма главного движения
станка проверяют * 1 по моменту или по мощности в зависимости от
того, какие данные приводятся в паспорте станка.
Знание осевой силы и момента сопротивления резанию, возни-
кающих при сверлении, необходимо как для расчета и конструиро-
вания станков, сверл и приспособлений, так и для правильного исполь-
зования их в производстве.
§ 5. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ВЕЛИЧИНУ ОСЕВОЙ СИЛЫ И МОМЕНТА ПРИ
СВЕРЛЕНИИ
На возникающие при сверлении осевую силу и суммарный момент
сопротивления резанию оказывают влияние следующие основные
факторы: 1) обрабатываемый металл; 2) диаметр сверла и подача;
* При кратковременной работе допустима перегрузка электродвигателя станка
на 20—25%, т. е. /Vw^l ,25 Ncm.
1 Эта проверка необходима при работе на малых числах оборотов шпинделя,
когда Мвр по мощности привода велик, а реализовать его нельзя из-за слабости
того или иного звена механизма главного движения станка, так как при малой
скорости, но при одной и той же мощности привода (полностью используемой на
резание) на это звено будут действовать слишком большие силы.
218
3) геометрические элементы сверла; 4) смазывающе-охлаждающие
жидкости; 5) глубина сверления; 6) износ сверла и 7) скорость
резания.
Обрабатываемый металл. Чем выше предел прочности при растя-
жении ов или твердость НВ обрабатываемого металла, тем больше
осевая сила и момент от сил сопротивления резанию при сверлении.
Математически эта зависимость может быть выражена следую-
щими уравнениями:
при обработке сталей сверлами из быстрорежущей стали
Р =
м = с2<73;
при обработке серых чугунов сверлами, оснащенными твердым
сплавом,
Р = С3Н В1’08;
М = С^НВ^.
Диаметр сверла и подача. Чем больше диаметр сверла и величина
подачи, тем больше площадь поперечного сечения среза, тем больше
сопротивление стружкообразованию, тем больше, следовательно,
осевая сила и момент от сил сопротивления резанию.
Экспериментальные исследования показывают, что диаметр сверла
оказывает большее влияние на увеличение’ Р и М, чем подача. Это
объясняется тем, что диаметр сверла выражает как бы глубину реза-
ния при сверлении, которая по сравнению с подачей оказывает боль-
шее влияние на силы, возникающие в процессе резания (см. стр. 81).
Кроме того, если подача влияет на значения Р и М примерно одина-
ково, то диаметр сверла на момент от сил сопротивления оказывает
значительно большее влияние, чем на осевую силу. Последнее объяс-
няется тем, что наряду с увеличением сил, влияющих на общий момент
сопротивления, увеличивается и плечо, на котором эти силы дей-
ствуют. Различное влияние величины диаметра сверла и подачи учи-
тывается величиной показателей степени в формулах для подсчета
осевой силы Р и момента М (см. стр. 222).
Геометрические элементы сверла. Угол наклона винто-
вой канавки со оказывает влияние на значения Р и М по-
стольку, поскольку он влияет на передний угол сверла. Из формулы
следует, что чем больше угол со, тем больше передний угол в каждой
точке режущей кромки сверла, тем легче стружкообразование, а сле-
довательно, меньше осевая сила Р и момент от сил сопротивления М
(рис. 185). Наиболее резко это уменьшение идет до величины со = 30°
219
Угол при вершине сверла 2 <р влияет на соотношение
сил Рг и Рв, а также на толщину среза (рис. 186), а потому он не может
не влиять на силу Р и мо-
мент М. При уменьшении
угла 2 ср увеличиваются го-
ризонтальные силы Рг и
уменьшаются вертикальные
силы Рв, аналогично измене-
нию сил Ру и Рх при умень-
шении главного угла в плане
у резца (см. стр. 85); умень-
шение сил Рв приводит
к уменьшению осевой силы Р;
Рис. 185. Влияние наклона винтовой канав-
ки со сверла на момент (а) и на осевую силу (6)
при увеличении же угла 2 ф при вершине сверла увеличивается и
осевая сила Р.
Толщина среза, приходящаяся на одну режущую кромку,
а = sg sin ф
уменьшается с уменьшением угла 2 ф (рис. 186). Тонкие стружки
деформируются полнее, а потому сила Pz будет увеличиваться с умень-
шением угла 2 ф и умень-
шаться с его увеличением Ч
Увеличение или уменьшение
силы Pz приводит к соответ-
ствующему увеличению или
уменьшению момента от сил
сопротивления резанию. Та-
ким образом, при увеличении
угла 2 ф осевая сила увели-
чивается, а момент от сил со-
противления резанию умень-
шается (при прочих одинако-
вых условиях резания).
Выше указывалось, что
поперечная кромка
оказывает большое влияние
на осевую силу, так как
более 50% величины общей
силы Р приходится на по- Рис. 186. влияние угла при вершине сверла
перечную кромку, которая на осевую силу и момент
имеет неблагоприятные углы
резания. Следовательно, чем больше длина поперечной кромки,
тем большим будет момент от сил сопротивления резанию и осо-
бенно осевая сила (рис. 187). Для уменьшения Р и М произво-
1 Здесь та же зависимость, что и при рассмотрении влияния главного угла
в плане на силу Рг при точении для резца с радиусом закругления г=0 (см. стр. 83).
220
дится подточка перемычки, благодаря которой уменьшается как
длина поперечной кромки (размер А; рис. 178), так и угол резания
в точках режущей кромки, близко расположенных к оси сверла;
осевая сила Р при такой подточке уменьшается на 30—35%
(по отношению к сверлу, не имеющему подточки). У сверл со сре-
занной поперечной кромкой (форма заточки ДП-2, см. табл. 12)
углы резания еще более благоприятны; такая заточка способ-
ствует снижению силы Р до 4 раз и повышению стойкости сверла.
Мк[см
Рис. 187. Влияние длины по-
перечной кромки сверла на мо-
мент (а) и на осевую силу (б)
Рис. 188. Износ сверла из быстро-
режущей стали
При работе сверлом сдвойной заточкой сила Р и мо-
мент М практически мало отличаются от Р и М при работе сверлом
с одинарной заточкой.
Смазывающе-охлаждающие жидкости. В гл. IV было рассмотрено
влияние смазывающе-охлаждающих жидкостей на силу резания при
токарной обработке. Положительное действие жидкости проявляется
и при сверлении, так как процесс резания при сверлении сопровож-
дается теми же явлениями, что и при точении. Поэтому применение
соответствующих смазывающе-охлаждающих жидкостей и особенно
поверхностно активных эмульсий приводит, по сравнению с обработ-
кой всухую, к уменьшению осевой силы (силы подачи) и момента от
сил сопротивления резанию на 10—30% при обработке сталей, на
10—18% при обработке чугунов и на 30—40% при обработке алю-
миниевых сплавов.
Глубина сверления. С увеличением глубины сверления условия
резания ухудшаются. Отвод стружки и подвод охлаждающей жид-
кости затрудняются, тепловыделение увеличивается, упрочнение воз-
растает. Все это приводит как к снижению стойкости сверла, так и к
221
повышению осевой силы и момента от сил сопротивления резанию.
Для облегчения резания на большой глубине у сверл делаются струж-
коразделительные канавки (см. рис. 180), которые разделяют стружку,
облегчают ее отвод, уменьшают тепловыделение, осевую силу и мо-
мент от сил сопротивления резанию.
Износ сверла. С увеличением износа сверла по задней поверх-
ности h3 (рис. 188) Р и М увеличиваются. Затупленное сверло по
отношению к острому повышает Р и М на 10—16% <
Скорость резания. С увеличением скорости резания значения Р
и М сначала увеличиваются \ а затем уменьшаются [96], причем
с увеличением подачи это влияние уменьшается, и начиная с s
0,4 мм/об скорость v практически не влияет на силу Р и момент М.
§ 6. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПОДСЧЕТА ОСЕВОЙ СИЛЫ
И МОМЕНТА ПРИ СВЕРЛЕНИИ
В общем виде для сверл из инструментальных ста-
лей
P = CpD*PsyP/<p кГ;
7И = CMDz^sy^KM кГмм,
где Ср и См — коэффициенты, характеризующие материал и
условия его обработки;
D — диаметр сверла в мм\
s — подача в мм/об\
zp, Ур', Ум — показатели степеней;
Кр и Км — общие поправочные коэффициенты на изменен-
ные условия обработки.
Таблица 13
Значения Ср, См, ур, ум, zpi zM в формулах для подсчета
осевой силы и момента от сил сопротивления резанию при сверлении 1
Обрабатываемый металл Коэффициенты и показатель степени
и материал инструмент) СР I с.« 1 >'м гр гм
Сталь конструкционная углероди- стая, аб = 75 кГ1мм2, НВ 215; Р18. . Чугун серый, НВ 190; сплав ВК8 68 42 34,5 12 0,7 0,75 0,8 0,8 1 1,2 2 2,2
1 Для гр)гих обрабатываемых металлов см. литературу [97,98].
В табл. 13 приводятся значения CPi См, yPi ум, zp, zM при обра-
ботке сверлами с нормальной геометрией режущей части (форма
1 Для установления количественного влияния v на Р и М необходимы дальнейшие
исследования.
222
заточки НП, ДП, ДПЛ) различных металлов с определенным значе-
нием ов и НВ, с охлаждением (в случае обработки стали) и всухую
(в случае обработки серого чугуна). При других условиях обработки
на приведенные значения Ср и См необходимо вводить поправочные
коэффициенты, что в самих формулах для Р и М учитывается коэф-
фициентами Кр и Км-
§ 7. ИЗНОС СВЕРЛ
Как и всякий другой инструмент, сверло в процессе резания
изнашивается. В общем случае сверла из быстрорежущих
сталей изнашиваются по задней поверхности, по передней по-
верхности, по ленточкам и по уголкам (в месте перехода от режущих
кромок к ленточкам, рис. 188).
Износ сверла вызывает повышение значения М или Р, или той и
другой величины вместе. Так, в случае, износа ленточки момент от
сил сопротивления резанию резко возрастает, а осевая сила почти не
изменяется. Объясняется это тем, что дополнительная сила трения,
вызванная износом, будет действовать на плече, равном радиусу
сверла, что в большей степени скажется на моменте от сил
сопротивления резанию М и в меньшей степени — на осевой
силе Р.
В случае износа поперечной кромки более резко увеличится Р и
меньше М, так как такой износ образует еще более тупой, закруглен-
ный угол у вершины сверла, что будет препятствовать внедрению
сверла в обрабатываемый металл. Незначительное же увеличение
момента М в этом случае объясняется малым плечом, на котором дей-
ствуют силы, так как длина поперечной кромки по отношению к диа-
метру сверла относительно невелика. Большой износ поперечной
кромки считается ненормальным, и проявляется он у сверл, плохо
термически обработанных (несквозная прокалка), или у сверл, имею-
щих большую длину поперечной кромки.
В случае износа уголка и задней поверхности происходит увели-
чение осевой силы Р и момента М.
При обработке сталей за лимитирующий износ прини-
мается износ по задней поверхности. На рис. 188 видно, что износ
по задней поверхности происходит неравномерно: больше на перифе-
рии сверла и меньше в центре. Это объясняется тем, что на периферии
сверла скорость резания наибольшая, что вызывает наибольшее тепло-
выделение и наибольшую скорость относительного скольжения точек
сверла по отношению к поверхности резания; за один и тот же про-
межуток времени точки, близко расположенный к периферии, прехо-
дят больший путь трения, чем точки, расположенные вблизи к оси
сверла, что вызывает соответственно и большой износ. Для сверл из
быстрорежущих сталей при обработке сталей в качестве критерия за-
тупления принимается износ по задней поверхности h3 = 0,8 4- 1,2 мм
(для сверл D > 20 мм).
223
Рис. 189. Износ сверла,
оснащенного пластинкой
твердого сплава
При обработке чугунов сверлами из быстрорежущей
стали за лимитирующий износ принимается износ по угол-
кам с максимально допустимой величиной
0,5—1,2 мм. Сверла, оснащенные твер-
дым сплавом, изнашиваются по зад-
ней поверхности, уголку, перемычке и
ленточкам (рис. 189); при сверлении чугуна
в качестве критерия затупления сверл ре-
комендуется износ по задней поверхности
h3 = 0,4 4- 1,3 мм для сверл диаметром
D = 15 4- 30 мм.
Закономерность износа сверл аналогична
износу резцов (см. рис. 96). Точке пере-
гиба b соответствует оптимальный износ,
т. е. износ, при котором общий срок служ-
бы сверла будет наибольшим. Оптимальный износ и принимается
за критерий износа сверл.
§ 8. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
На скорость резания при сверлении оказывают влияние следую-
щие основные факторы: стойкость режущего инструмента, физико-
механические свойства обрабатываемого металла, материал режущей
части сверла, диаметр сверла, подача, глубина сверления, форма
заточки сверла, смазывающе-охлаждающие жидкости.
Зависимость между скоростью резания и стойкостью. Чем больше
скорость резания, тем больше тепловыделение, тем интенсивнее износ,
тем скорее затупится сверло, тем меньшую стойкость оно будет иметь.
Математически эта зависимость между скоростью резания и стой-
костью выразится так:
А
ИЛИ
^2 \Л/
где т — показатель относительной стойкости; при работе свер-
лами из быстрорежущей стали т = 0,2 для сталей
и т = 0,125 для чугунов; при резании сверлами с пла-
стинками твердых сплавов (ВК8) чугунов т = 0,2;
Vi и — скорости резания, соответствующие стойкостям и Т2.
Для сверл D = 5 4- 60 мм из быстрорежущих сталей при
обработке стали стойкость Т = 15 4- НО мин, а при обработке чугуна
Т = 20 4- 170 мин\ для сверл, оснащенных твердым спла-
вом ВК8, при обработке серого чугуна Т =40 4- 80 мин [97].
224
Физико-механические свойства обрабатываемого металла. Чем
выше механические свойства обрабатываемого металла, тем больше
работы затрачивается на стружкообразование при сверлении, тем
больше тепловыделение и термодинамическая нагрузка на единицу
длины режущей кромки, тем интенсивнее протекает износ сверла и
меньше его стойкость, а следовательно, меньше и скорость резания,
допускаемая сверлом при одной и той же стойкости.
В зависимости от значения предела прочности стали при растяже-
нии скорость резания, допускаемая сверлами из быстрорежу-
щей стали (при одной и той же стойкости),
При сверлении автоматных сталей показатель степени х = 1,05;
при сверлении углеродистых сталей с ой < 55 кГ/мм2 величина
х = — 0,9; при ов 55 кГ/мм2 величина х =0,9; при сверлении
хромистых, никелевых, хромоникелевых, хромомолибденовых, ин-
струментальных быстрорежущих и других легированных незакален-
ных сталей х =0,9.
Для сверла, оснащенного твердым сплавом ВК8, при обработке
серого чугуна скорость резания в зависимости от твердости чугуна.
С2
V — -----—
НВ™ •
Металл режущей части сверла. Чем больше теплостойкость мате-
риала режущей части сверла, тем больше допускаемая скорость реза-
ния. Так, сверла из инструментальных углеродистых сталей допу-
скают скорости резания в 2 раза меньшие по сравнению со сверлами из
быстрорежущих сталей Р18 и Р9, сверла же с пластинками твердых
сплавов — в 2—3 раза большие.
Сверла из легированной стали 9ХС допускают меньшую скорость
резания по сравнению со сверлами из стали Р18 (коэффициент умень-
шения 0,6).
Диаметр сверла. С увеличением диаметра сверла (при прочих
одинаковых условиях) скорость резания, допускаемая сверлом, по-
вышается. Это объясняется тем, что при увеличении диаметра сверла,
несмотря на увеличение площади поперечного сечения среза и увели-
чение работы, затрачиваемой на резание, отвод тепла от поверхностей
сверла в его тело и в заготовку более интенсивен, что снижает тепло-
вую напряженность на поверхностях трения сверла и повышает его
стойкость. Повышение интенсивности теплоотвода от поверхностей
сверла вызывается большей массой тела сверла при увеличении его
диаметра, большей поверхносеью соприкосновения с заготовкой по
поверхности резания, а также и большим объемом канавок сверла,
что наряду с облегчением подвода охлаждающей жидкости к месту
стружкообразования облегчает и выход стружки из отверстия. Бла-
8 в. А. Аршинов 225
гоприятное влияние на повышение v с увеличением D оказывает и
повышенная жесткость сверл большего диаметра.
Подача. С увеличением подачи увеличивается площадь попереч-
ного сечения среза, что вызывает повышение сил, действующих на
сверло, увеличение количества работы, затрачиваемой на резание,
а следовательно, и общего количества выделяемого тепла. Все это
повышает термодинамическую нагруженность сверла и снижает его
стойкость (или скорость резания при одинаковой стойкости).
Математически зависимость между скоростью резания и подачей
можно выразить так:
Экспериментальными исследованиями установлено (см. табл. 14),
что показатель степени #<1, т. е. увеличение подачи, например,
в 2 раза приводит к необходимости снизить скорость резания меньше,
чем в 2 раза.
Глубина сверления. С увеличением глубины сверления условия
работы сверла становятся более тяжелыми: затрудняется выход
стружки (она большее время находится в соприкосновении со сверлом
и стенками отверстия, что сопровождается трением); затрудняется
подвод свежей охлаждающей жидкости к месту резания; повышается
упрочнение обработанной поверхности (т. е. на больших глубинах
ленточки сверла будут тереться о более твердые, более наклепанные
стенки отверстия). Все это приводит к большему нагреву сверла и
к снижению его стойкости (в большей степени для сверл меньших диа-
метров). Поэтому при сверлении на глубину более 3D скорость реза-
ния необходимо снижать. Это учитывается поправочным коэффициен-
том К1ъ:
Глубина отверстия в диаметрах до 3Z) W 5D 6Z) 8D 10£)
Коэффициент Kiv. 1,0 0,85 0,75 0,7 0,6 0,5
Форма заточки. Двойная заточка под углом 2ср0 = 70° (см.
рис. 190) дает возможность повысить скорость резания в среднем
на 15—20/6 при сверлении стали (по сравнению с одинарной заточ-
кой) и на 30% при сверлении чугуна; стойкость сверл (при одной
и той же скорости резания) повышается в 2—3,5 раза. Повышение
скорости резания, допускаемой сверлом, объясняется тем, что режу-
щая кромка становится длиннее, стружка у кромки, образованной
дополнительной заточкой, будет тоньше (рис. 190), а уголок (в месте
перехода от режущих кромок к ленточкам), являющийся наиболее
слабым местом сверла, — более массивным. Это повышает прочность
уголка и снижает термодинамическую нагрузку на единицу длины
режущей кромки.
Повышению скорости резания на 10—15% содействует и под-
точка перемычки (см. размер А; рис. 178); стойкость при
одинаковой скорости резания повышается в 1,5—2 раза.
226
и производитель-
Рис. 190. Двойная
заточка сверла
Подточка ленточки на длине Zx под углом 6—8° (см. рис. 178)
снижает трение, повышая тем самым в 2 раза стойкость сверла и, соот-
ветственно, допускаемую им скорость резания (в среднем на 15% при
одной и той же стойкости). Такая подточка ленточки целесообразна
при сверлении заготовок с предварительно снятой коркой. При на-
личии же корки ослабленная подточкой ленточка может выкрошиться,
и тогда эффект от подточки будет обратным.
Комбинированная заточка при обработке чугуна (см. рис. 179)
способствует еще большему повышению стойкости
ности (последнее в основном за счет возможности
увеличения подачи вследствие уменьшения осевой
силы; см. стр. 210).
Смазывающе-охлаждающие жидкости. Облегчая
процесс стружкообразования и снижая темпера-
туру нагрева сверла, смазывающе-охлаждающие
жидкости способствуют повышению стойкости
сверл (или скорости резания) и улучшению каче-
ства обработанной поверхности.
При сверлении применяются следующие жидко-
сти: при обработке сталей — эмульсии и компаун-
дированные масла (для легированных сталей);
при обработке ковкого чугуна — эмульсии; при
обработке серого чугуна — керосин (чаще всухую);
при обработке алюминия — эмульсия, керосин (чаще всухую); при об-
работке бронзы — эмульсия (чаще всухую).
Исследования, проведенные во ВНИИ [84], показали, что осо-
бенно эффективен подвод жидкости в зону резания под давлением
15 кГ/см2. При такой интенсивной подаче жидкости стружка полу-
чается дробленой и полностью вымывается из отверстия. Значительное
снижение температуры резания при этом приводит к повышению стой-
кости сверл из быстрорежущей стали марки Р9 до 10 раз, что обеспе-
чивает возможность соответствующего повышения элементов режима
резания и снижения машинного времени в 2 раза. В 1,75—2’ раза
снижается машинное время и при применении такого метода охлаж-
дения для сверл с пластинками твердых сплавов. Применение обыч-
ного метода охлаждения для сверл, оснащенных сплавом ВК8, при
обработке серого чугуна способствует повышению скорости резания
на 30—40%.
§ 9. ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПОДСЧЕТА СКОРОСТИ
РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
На основании изложенных выше факторов формулы для подсчета
скорости резания можно записать в следующем виде:
при сверлении
CvDzv rr
vu = ~=?пу Kv м/мин;
Т Sn
8‘
227
при рассверливании
CvDzv „ .
иа = - у- М/мин,
1 t vSv
где Cv — постоянный коэффициент, характеризующий мате-
риал и условия его обработки;
D — диаметр сверла в мм;
Т — стойкость сверла в мин;
s — подача в мм/об;
t — глубина резания при рассверливании в мм;
m — показатель относительной стойкости;
-Ч, yv — показатели степеней;
Kv — общий поправочный коэффициент, учитывающий все
другие конкретные условия обработки по отношению
к тем, для которых дается Cv.
Для сверл с формой заточки ДП (см. табл. 12) значения Cv, т,
zv, Xv и yv приведены в табл. 14 (при обработке горячекатаной стали —
с охлаждением эмульсией, при обработке чугуна — без охлаждения)
при глубине сверления до 3D. В случае измененных условий обработки
на приведенные значения коэффициента Cv необходимо ввести в виде
сомножителя поправочные коэффициенты, указанные в разделе «Влия-
ние различных факторов на скорость резания при сверлении».
Значения Cv, m, zv, yv и xv для сверл [97]
Таблица 14
Обрабатываемый металл 1
и материал сверла
Вид обработки
Подача
$
в мм!об
Коэффициент и показате.
степеней
Сталь конструкцион-
ная углеродистая, ав =
= 75 кГ!мм\ НВ 215;
Р18
Чугун серый, НВ 190;
сплав ВК8
Сверление
Рассверливание
Сверление
Для других обрабатываемых металлов см. литерат)ру [97, 98].
§ 10. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Назначение элементов режима резания при сверлении и рас-
сверливании для конкретных условий обработки (обрабатываемый
материал; материал и геометрия инструментов; требования, предъ-
являемые к обработанной поверхности; станок, на котором будет
228
производиться обработка, и др.) сводится к определению такой подачи
и такой скорости резания, при которых процесс резания будет наи-
более производительным и экономичным.
Порядок выбора элементов режима резания следующий:
1. Подача выбирается в зависимости от технологических и
механических факторов (качества обработанной поверхности, харак-
тера обработки, прочности сверла и др.) по таблицам, приводимым
в справочниках [51, 97, 98], и корректируется по кинемати-
ческим данным станка (берется ближайшая меньшая).
2. Подсчитывается при заданной стойкости скорость реза-
ния, допускаемая режущими свойствами сверла (см. стр. 227).
3. По найденной скорости подсчитывается число обор о-
т о в:
1ОСС%
п — —~ об мин,
w '
которое корректируется по кинематическим данным станка (берется
ближайшее меньшее или ближайшее большее, если оно не превышает
более чем на 5% расчетное).
По скорректированному числу оборотов Пд подсчитывается д е й-
ствительная скорость резания, с которой будет
производиться обработка:

л Dnd
= W м!мин-
проверка выбранных элементов ре-
4. Производится
жима по прочности слабого звена механизма подачи станка, по проч-
ности слабого звена механизма главного движения станка (при работе
на малых числах оборотов шпинделя) и по достаточности мощности
электродвигателя станка. Если окажется, что мала прочность слабого
звена механизма подачи, т. е. если Р > PmCx(cvP- 216), то необходимо
уменьшить подачу. Подачу необходимо уменьшить и в случае, если
будет недостаточна прочность слабого звена механизма главного дви-
жения станка, т. е. если М > Мзр или если Npe3 > №шп (см. стр.
217, 218).
Проверка по достаточности мощности электродвигателя станка
проверяется из условия, чтобы NM МСт* (или М <= Мвр). Если же
окажется, что М Мвр (или NM Ncm), то целесообразно умень-
шить п (v).
5. По окончательно найденным п3 и s подсчитывается машин-
ное время (см. стр. 214).
При определении vu, Р и Npe3 можно воспользоваться соответ-
ствующими таблицами справочников по режимам резания 151, 97,
98], с учетом поправочных коэффициентов.
* См. стр. 218.
229
Глава
XV
РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СВЕРЛ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ СВЕРЛ
По конструкции все существующие типы сверл сводятся к сле-
дующим основным группам: спиральные сверла, сверла с прямыми
канавками, перовые сверла, сверла для глубоких отверстий, сверла для
кольцевого сверления, центровочные сверла и специальные комби-
нированные сверла. Каждый из приведенных типов имеет значи-
тельное количество разновидностей конструкций.
Разберем основные конструктивные элементы наиболее распро-
страненных спиральных сверл (см. рис. 173). К конструктивным
элементам относятся: D — диаметр сверла; 2ф — угол режущей
части (угол при вершине); со — угол наклона винтовой канавки;
а, у, 6 — геометрические параметры режущей части сверла, т. е.
передний и задний углы и угол резания; d — толщина сердцевины
(или диаметр сердцевины); b — ширина пера (зуба); f — ширина
ленточки; обратная конусность; форма режущей кромки и профиль
канавки сверла; /0 — длина рабочей части; L — общая длина сверла.
Диаметр сверла всегда следует брать немного меньше, чем диаметр
просверливаемого им отверстия, так как происходит «разбивка», т. е.
увеличение диаметра отверстия при сверлении.
Данные для выбора диаметра сверла приведены в ГОСТе 885—64.
Допуски на диаметр спиральных сверл в зависимости от условий ра-
боты следовало бы давать различные, однако в действительности
трудно предвидеть точное назначение сверла, и поэтому допуски на
диаметр принимаются единые.
Диаметр направляющей части спирального сверла с целью умень-
шения трения о стенки отверстия уменьшается по направлению к хво-
стовику, т. е. направляющая часть сверла имеет обратную конус-
ность:
Диаметр сверла в мм. . . . 1—6 Св. 6 до 18 Св. 18
Обратная конусность в мм на каждые
100 мм длина 0,03—0,07 0,04—0,08 0,05—0,10
В табл. 15 приведены рекомендуемые значения угла со в зависи-
мости от диаметра у сверл общего назначения. В табл. 16 приводятся
рекомендуемые значения угла наклона со и угла 2ф для сверл в за-
висимости от обрабатываемого материала.
Сердцевина и поперечная кромка сверла. Размер (диаметр) сердце-
вины у спиральных сверл является важнейшим элементом. При недо-
статочном диаметре сердцевины сверло будет менее жестким, а следо-
вательно, будет выдерживать меньшие крутящие моменты. С другой
стороны, при уменьшении сердцевины значительно уменьшается
осевое усилие и облегчается процесс сверления, так как уменьшается
поперечная кромка.
230
Таблица 15
Угол наклона винтовой канавки и
Диаметр сверла в мм 0,25-0,35 0,4-0,45 0,5-0,7 0,75-0,95 1,0—1,9 2,0-2,9
Угол наклона винтовой канавки в град 18 19 20 21 22 23
Диаметр сверла в мм 3,0-3,4 3,5- 4,4 4,5-6,4 6,5-8,4 8,5-9,9 10-80
Угол наклона винтовой канавки в град у. . 24 25 26 27 28 30
Таблица 16
Значения « и 2<р, рекомендуемые для различных
обрабатываемых металлов для сверла из инструментальных сталей 1
Обрабатываемый материал Угол наклона винтовой канавки со в град Угол при вершине 2<р в град Обрабатываемы" материал Угол наклона винтовой канавки со в град Угол при вершине 2<р в град
Сталь, <зв до 70 кГ1мм2 . . 30 116—118 Медное литье и латунь 25—30 130
Сталь, <зв св. 70 до 100 кГ1мм2 . . 25 120 Бронза НВ 100 и выше . 15—20 135
Сталь, ав сД. 100 до 140 кГ1мм2 20 125 Мягкая бронза, НВ < 100 . 8—12 125
Нержавеющая сталь 25 120 Алюминиевые сплавы . . 35—45 130—140
Чугун Красная медь. . 25—30 34- 45 116—120 125 Пластмассы, эбо- нит, бакелит . 8—12 60—100
1 Данные табл. 16 относятся к сверлам, начиная с диаметра 10 мм и
выше; у более мелких сверл следует принимать иные углы; кроме того,
данные таблицы предусматривают изготовление сверл из быстрорежущей,
углеродистой или , легированной стали, , но не из твердого сплава.
Размер сердцевины для сверл из углеродистой и быстрорежущей
стали, по данным инструментального завода «Фрезер», принимается
в следующих пределах: у сверл диаметром от 6 до 10 мм в пределах
(0,2 4- 0,25) D\ у сверл свыше 10 мм диаметр сердцевины принимается
равным (0,13 4- 0,16) D. Сверла с пластинками твердого сплава имеют
другие соотношения: сердцевина у них делается относительно боль-
шой, так как такое сверло сильно ослабляется при врезании пластинки.
231
Принимаются следующие значения диаметра сердцевины для сверл
с пластинками твердого сплава: для сверл диаметром до 10 мм серд-
цевина равна (0,27 4- 0,3) D\ для сверл диаметром свыше 10 мм она
равна (0,25 4- 0,26) D.
У сверл, канавки которых обрабатываются на фрезерном станке,
диаметр сердцевины по направлению к хвостовику увеличивается
на 1,4—1,8 мм на 100 мм длины. Это обеспечивает большую проч-
ность и жесткость сверла.
Ширина пера, b выбирается из соображений прочности сверла,
а ширина канавки — из условия достаточного пространства для/
помещения стружки и отвода ее от режущей кромки во время работы
сверла. Обычно принимают ширину пера равной ширине канавки,
т. е. прй двух перьях равной V4 окружности сверла. Однако для
сверл с большим углом со ширину канавки следует немного увели-
чивать. В чертежах сверл ширина пера b дается перпендикулярно
винтовой канавке. Для быстрорежущих сверл заводом «Фрезер»
принимается
b d в мм
0,62D 3—8
0,59В 8—20
0,58В св. 20
Форма режущей кромки и поперечного сечения
канавки сверла [32]
Режущая кромка сверла — линия, образованная пересечением передней по-
верхности канавки сверла и задней поверхности заточки, — обычно выполняется
прямолинейной. Однако, как показали исследования, большего постоянства перед-
него угла у можно добиться при криво-
линейной (выпуклой) режущей кромке.
Форма поперечного сечения канавки
сверла в чертежах не указывается, а при-
водится другой элемент — профиль зуба
канавочной фрезы (у сверл с фрезерован-
ными канавками) или профиль прокатан-
ной заготовки (у витых сверл).
Профиль канавочной фрезы (форма
его показана на рис. 191) можно опреде-
лить двумя методами: графическим, когда
профиль фрезы строится по заданному
профилю сверла, и аналитическим, при
котором кривые профиля рассчитываются
по аналитическим формулам.
Рис. 191. Профиль канавочной фрезы Все элементы профиля [6 и 39]
канавочной фрезы (радиусы /?0,
RK и ширину В; рис. 191) можно определить упрощенным аналити-
ческим способом.
Приближенная формула для определения радиуса Ro профиля
фрезы для сверла диаметром D имеет следующий вид [99]:
Ro — СдС г^фВ.
232
Значения коэффициентов в этой формуле:
коэффициент С определяется в зависимости от углов 2ф и со следую-
щим образом:
г _ 0,026 • 2ф |Л2ф
коэффициент, учитывающий изменение диаметра перемычки,
r _/0,14 D\o,044
Сг~\ а )
где d — диаметр перемычки (сердцевины) сверла.
Коэффициент, учитывающий влияние диаметра канавочной фрезы,
од
г /13/5^
\ )
\ J
Оф — диаметр канавочной фрезы.
Радиус закругления вершины фрезы
RK = CKD,
Ск — коэффициент, определяемый по формуле
Ск = 0,015 со0’75.
Ширина фрезы
Так как угол фх обычно мал (равен 10°), можно приближенно
принять
В Rq + RK'
Построенный или рассчитанный профиль фрезы, строго говоря,
пригоден только для одного диаметра сверла при определенных зна-
чениях угла наклона винтовой линии, угла при вершине, размера
сердцевины. Но при таких условиях потребовалось бы большое коли-
чество фрез. Поэтому практически одной фрезой обрабатываются
сверла в определенном диапазоне диаметров; получающиеся при этом
неточности не имеют большого значения.
Рабочая часть сверла может быть получена не только фрезерова-
нием, но и завивкой.
Основное отличие витых сверл заключается в том, что винтовые
канавки у них получены не фрезерованием, а путем прокатки круглой
заготовки (рис. 192) и последующей завивки. При такой технологии
сокращается расход быстрорежущей стали.
233
Существует несколько способов получения витых сверл (секторный
прокат, поперечный прокат, продольно-винтовой прокат и т. д.) Ч
Ленточка f — узкая полоска зуба, отшлифованная по диа-
метру, принимается обычно в пределах (0,06—0,07) диаметра сверла
по ширине и (0,03—0,02)
диаметра сверла по высоте.
Ленточка — важный элемент;
от нее зависит направле-
ние сверла и потери на из-
лишнее трение при сверле-
нии.
Длина /0 рабочей
части сверл приводится
в соответствующих стандар-
тах. У сверл, оснащенных
твердым сплавом, длину ра-
бочей части следует брать
короче, чем у быстрорежу-
щих сверл, так как запас на
переточку из-за небольшой
длины пластинки будет зна-
чительно меньше. Как общая
длина сверла, так и длина
рабочей части влияет на жест-
кость сверла, поэтому там,
где нет необходимости при-
менять длинные сверла (на-
пример, при центровании),
следует применять укорочен-
ные сверла, чтобы уменьшить
опасность поломки.
Рис. 192. Схема секторной прокатки и за- Форма ХВОСТОВИ
ливки сверла: к а сверла определяется ме-
а — прокатка профиля заготовки; б — заливка ТОДОМ КреПЛСНИЯ СВерЛЗ. МеЛ-
кие сверла (диаметром до
10—12 мм) изготовляются с цилиндрическим хвостовиком и закреп-
ляются в зажимных патронах. Более крупные сверла изготовляются
обычно с коническим хвостовиком.
§ 2. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ОТДЕЛЬНЫХ
ТИПОВ СВЕРЛ
В настоящее время стандартами охвачены основные типы сверл,
в том числе: а) сверла из углеродистых и быстрорежущих сталей,
с цилиндрическим и коническим хвостовиками, различной длиной
1 Подробно приводится в курсах технологии режущего инструмента,
234
(короткие, нормальные, длинные и т. д.); б) сверла, оснащенные
твердым сплавом с цилиндрическим и коническим хвостовиками;
в) центровочные сверла. Основные конструктивные размеры сверл
указаны в ГОСТах. Ниже остановимся кратко на описании сверл,
Рис.
193. Твердосплавные сверла:
а — монолитное твердосплавное со стальным хво-
стовиком; б — монолитное твердосплавное, изго-
товленное по методу ВНИИ; в — с косыми канав-
ками, оснащенное твердым сплавом; г — спи-
ральное, оснащенное пластинкой твердого сплава;
д — с прямыми канавками и твердосплавной пла-
стинкой
оснащенных твердым сплавом,
и ряда нестандартизованных
конструкций, но нашедших
применение в промышлен-
ности.
Сверла, оснащен-
ные твердым спла-
вом, применяют для сверле-
ния чугуна, закаленной ста-
ли, пластмассы, стекла, мра-
мора и др., особенно в тех
случаях, когда сверление
производится на высоких ско-
ростях с небольшими по ве-
личине подачами. Существует
несколько типов сверл, осна-
щенных твердыми сплавами.
Цельные, так называемые
монолитные сверла, изготов-
ляют небольших диаметров.
На рис. 193, а показано сверло
конструкции института твер-
дых сплавов. На рис. 193, б
показана конструкция твердо-
сплавного монолитного свер-
ла, изготовляемого по спосо-
бу, предложенному ВНИИ.
Размеры сверл: D =
= 2-4-10 мм\ общая длина
L = 30 4- 65 жж; длина рабо-
чей части /0 = 15 4- 45 жж;
ширина ленточки f = 0,2 4-
4- 0,6 жж; толщина сердце-
вины k =0,94-5 жж. Сверла,
изготовляемые из твердого сплава марок ВК6М и ВК8М, предназна-
чаются для обработки закаленных, нержавеющих и жаропрочных
сталей, термореактивных пластмасс и керамики. Применение монолит-
ных твердосплавных сверл обеспечивает повышение стойкости до
10 раз и выше по сравнению с быстрорежущими.
Сверла с косыми канавками просты по конструкции: в цилиндри-
ческой державке (рис. 193, в) из стали 9ХС прорезается паз, в кото-
рый впаяна пластинка из сплава ВК8. Такие сверла удобны при
сверлении неглубоких отверстий.
235
Сверла с винтовыми канавками предназначаются для сверления
отверстий в хрупких и в вязких металлах при высоких режимах ра-
боты, а также в неметаллических материалах. На рис. 193, г показано
оснащенное твердым сплавом сверло с коническим хвостовиком. Вин-
товые канавки имеют переменный шаг. Вначале у режущей части угол
наклона coj = 5 4- 6°, а часто даже равен 0 (т. е. прямая канавка),
а дальше канавка идет под небольшим углом наклона (о = 15 4- 20°.
Длина канавки принимается от 4,5 до 5,5 диаметра. Общая длина
сверла также соответственно меньше, чем у сверл из быстрорежущей
стали.
Ввиду ограниченного числа переточек обратная конусность должна
быть больше, чем у нормального сверла, и равна 0,6—0,8 мм на
100 мм длины. Для возможности работы с кондуктором конусность
делается только на длине пластинки, а корпус сверла шлифуется по
цилиндру.
На рис. 193, д показано сверло с прямыми канавками (по данным
завода «Фрезер»). Такое сверло предназначается для сверления в чу-
гуне и в хрупких материалах отверстий глубиной до 2—3 диаметров.
Сверла для глубоких отверстий. Если глубина отверстий превы-
шает 5D, то такие отверстия принято называть глубокими.
При большой глубине отверстия условия резко изменяются:
ухудшается отвод стружки и тепла, уменьшается жесткость сверл
и т. д. Поэтому обычное спиральное сверло непригодно для глубокого
сверления. Применяют два способа сверления глубоких отверстий:
1) обычный способ, при котором весь материал, отделяемый от заго-
товки, превращается в стружку; отверстия диаметром до 70 мм чаще
всего сверлятся именно так; 2) способ кольцевого сверления, при
котором высверливается кольцевая полость, а в центральной части
отверстия остается стержень; таким способом сверлятся отверстия
больших диаметров, так как для меньших отверстий сверло оказы-
вается непрочным.
Сверла для глубокого сверления можно разделить на: 1) много-
кромочные сверла с перемычкой, т. е. сверла, имеющие две главные
режущие кромки; 2) однокромочные сверла, или сверла односторон-
него резания.
На рис. 194 показаны некоторые конструкции многокромочных
сверл. В настоящее время в СССР для изготовления многокромочных
сверл применяется технология, разработанная инж. П. Я. Овчин-
никовым. В короткой заготовке сверлятся два отверстия, в которые
вставляются стержни из наполнителя; затем производится прокатка
профиля сверла, и длина заготовки соответственно увеличивается.
После завивки в процессе нагрева (при термической обработке) на-
полнитель удаляется, и в сверле остаются глубокие отверстия для
охлаждения, располагающиеся по винтовой линии (рис. 194, а).
На рис. 194, б показано спиральное двухкромочное составное
сверло с четырьмя направляющими ленточками (вместо двух), обра-
зующими каналы для охлаждающей жидкости. Отвод стружки осу-
236
щесТвляется через внутренние отверстия и стебель, представляющий
собой трубку. Охлаждающая жидкость под давлением 10—20 ат
подается в пространство между наружным диаметром стебля и стен-
ками отверстия.
Сверление производится на специальном станке, имеющем устрой-
ство для подвода жидкости.
Спиральное короткое сверло с наружным отводом стружки
(рис. 194, в) также имеет две главные режущие кромки. При сверлении
Рис. 194. Типы много кромочных сверл для глубоких отверстий:
а — сверло с каналами; б — сверло с четырьмя ленточками и с внутренним отводом
стружки; в — сверло с наружным отводом стружки
жидкость подводится по каналу в стебле сверла и распределяется
при помощи отдельных мелких отверстий по режущим кромкам сверла.
Для спокойной работы сверла необходимо обеспечить форму стружки
в виде мелких завитых спиралей (это касается всех сверл для глубо-
кого сверления). Для этой цели на кромках сверла делают стружко-
разделительные канавки. Это сверло, однако, не обеспечивает прямо-
линейной оси отверстия, особенно если заточка произведена непра-
вильно и длина режущих кромок различна.
Можно обеспечить глубокое сверление, если взяты длинное сверло
с обычной геометрией и сверлить, часто приостанавливая процесс и
вынимая сверло, с тем чтобы охладить его и удалить накопившуюся
в канавках стружку. Такое сверление (оно носит название «шаг за
шагом») малопроизводительно. В СКБ-8 разработано сверло (рис. 195),
237
имеющее очень крутые винтовые канавки, со = 50 4- 65° (по виду
сверло напоминает бурав для дерева) и измененную форму стружечных
канавок по сравнению со стандартными сверлами. Сверло хорошо
выводит стружку из зоны резания и позволяет осуществлять сверление
глубоких отверстий. Предназначаются сверла для сверления отверстий
длиной более 10d в чугуне, стали, легких сплавах и дереве.
Рис. 195. Сверло конструкции СКБ-8
Для получения лучших результатов в отношении прямолиней-
ности оси отверстия необходимо устранить совсем или ослабить вред-
ное влияние перемычки на увод сверла в сторону. Достигается это
путем применения сверла с отверстием для образования сердечника.
Такое сверло не обращает в стружку весь металл, а оставляет тонкий
стержень (сердечник), благодаря чему улучшается направление сверла.
Основным преимуществом многокромочных сверл является их
высокая’производительность по сравнению с однокромочными. Вместе
Рис. 196. Однокромочное сверло (пушечное)
с тем все конструкции многокромочных сверл в той или иной степени
имеют общий недостаток — наличие поперечной кромки (перемычки).
Даже идеально заточенное многокромочное сверло с перемычкой не
гарантирует от увода сверла с оси детали. Многокромочные сверла не
гарантируют также чистоты поверхности отверстия, так как вслед-
ствие- наличия перемычки работают с вибрациями. Указанные недо-
статки многокромочных сверл частично устраняются при использо-
вании сверл одностороннего резания.
238
На рис. 196 показана простейшая конструкция однокромочного,
так называемого пушечного сверла (или лопаточного). Оно представ-
ляет собой стержень, передний конец которого срезан до центра и
заточен под соответствующими углами. Во избежание заедания сверла
в отверстии передняя поверхность расположена выше центра на
0,2—0,5 мм в зависимости от диаметра сверла.
Сверло имеет главную режущую кромку, направленную перпен-
дикулярно оси отверстия и на 0,5—0,8 мм проходящую через центр.
Вспомогательная режущая кромка может быть срезана под углом 10°.
Сверло работает с направлением по предварительно надсверленному
отверстию. Для направления по отверстию сверло имеет цилиндриче-
скую поверхность, которая опирается о стенки просверленного от-
верстия. Геометрия сверла невыгодная: угол резания 90°, задний
угол 8—10° Для уменьшения трения направляющей о стенки отвер-
стия срезана лыска под углом 30° и направляющая имеет обратный
конус в пределах 0,03—0,05 мм на 100 мм длины.
Для получения точных отверстий с прямолинейной осью приме-
няются так называемые ружейные сверла. Они также представляют
собой инструмент одностороннего резания. Такое сверло (рис. 197, а) *
На рис. 197, б в целях ясности чертежа показаны реакции сил Rw и R^, равные
им, но противоположно направленные.
239
состоит из двух основных частей: режущей части, изготовляемой из
быстрорежащей стали или из твердого сплава, и зажимной части
или стебля сверла, изготовляемого из углеродистой стали. Стебель
представляет собой длинную трубку, которой придают форму, пока-
занную в сечении по CD. По внутреннему отверстию в трубке к ре-
жущей части сверла под высоким давлением подается охлаждающаяся
жидкость, которая выполняет двойную роль: она отводит тепло от
режущей части сверла и удаляет образующуюся стружку из зоны
резания.
Сверло во время работы испытывает одностороннее кручение, сжа-
тие и продольный изгиб; необходимо ввиду этого обеспечить доста-
Рис. 198. Сверло для кольцевого сверления
точную жесткость державки, следовательно, канал должен быть наи-
меньшим; с другой стороны, для обеспечения свободного выхода
стружки из канавки сверла требуется дать максимальное сечение
канавке. Практически установлен и рекомендуется угол ф =
= 100 4- 120°.
Сверла для кольцевого сверления. При сверле-
нии отверстий большого диаметра (D > 80 мм) вырезается кольце-
вая полость, а в середине остается сердечник, который затем может
быть удален. Сверло для кольцевого сверления (рис. 198) состоит из
корпуса с закрепленными в нем ножами, причем режущие кромки
ножей выступают со стороны торца, наружного диаметра корпуса и
со стороны его внутреннего диаметра. При вращении ножи вырезают
кольцевую полость. За трапециевидным прорезным ножом следует
плоский зачистной. Для направления сверла при глубоком
сверлении в отверстии корпус сверла имеет направляющие лен-
точки (или иногда кулачки, которые изготовляются из пластмассы
или дерева).
240
§ 3 ЗАТОЧКА СВЕРЛ
Станки для заточки сверл можно разбить на три группы: 1) для
конической заточки, когда поверхности сверла, образуемые при за-
точке, являются коническими; 2) для винтовой заточки, когда поверх-
ности сверла, образуемые при заточке, являются винтовыми; 3) для
плоской заточки.
На рис. 199, а и б показаны два способа заточки сверл на стан-
ках, относящихся к первой группе. Они различаются между
Рис. 199. Схема заточки сверл:
а и б — коническая заточка; в — винтовая заточка
собой только схемой расположения оси воображаемого конуса отно-
сительно сверла.
Приспособление для установки сверл (губкодержатель) конструи-
руется таким образом, чтобы вершина конуса, по которому произво-
дится заточка, была расположена на определенном расстоянии от
оси сверла; при первом способе (рис. 199, а) это расстояние равно
1,16 D, а при втором способе (рис. 199, б) — 1,9 0. Кроме того, ось
конуса смещается от оси сверла на расстояние К, равное г/13—1/10
диаметра сверла. Различное расположение оси воображаемого ко-
241
нуса относительно оси сверла дает различную картину изменения
задних углов по всей длине режущей кромки сверла. Для сверла
лучше, когда задний угол у наружного диаметра меньше, чем у центра.
Поэтому наибольшее распространение получила заточка по второму
способу, которая резко увеличивает задний*угол по направлению
к центру сверла. Заточка по первому способу увеличивает задний угол
значительно меньше.
Широкое распространение имеет в и н т о в а я заточка (рис. 199, в)
Сверло, зажатое в патроне, медленно вращается вокруг своей оси СС.
Шлифовальный круг, кроме основного вращения вокруг оси АА,
получает еще дополнительные движения — вращение вокруг оси ВВ
Рис. 200. Схема плоской заточки сверл
(ось шпинделя смещена относительно оси втулки, и последняя полу-
чает независимое вращение) и возвратно-поступательное переме-
щение вдоль оси, которое осуществляется посредством кулака.
Дополнительное вращение шлифовального круга обеспечивает пе-
ремещение его рабочей поверхности по режущей кромке сверла.
Таким образом, все относительные перемещения шлифовального
круга и сверла так связаны между собой, что в результате полу-
чается заточка задних поверхностей сверла по винтовой поверх-
ности.
Такой метод заточки позволяет получить более резкое увели-
чение заднего угла (на 25 ?6) к центру сверла и имеет преимущества
перед более распространенной заточкой по первому и второму спо-
собам.
Плоская заточка (рис. 200) используется для мелких
сверл диаметром до 3 мм и реже для сверл больших диаметров. В по-
следнем случае необходимо иметь так называемую двухплоскостную
заточку, обеспечивающую необходимые задние углы для режущей
кромки и образование второго затылка на нерабочей части пера,
устраняющего затирание задней поверхности.
242
Глава
XVI
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ ЗЕНКЕРАМИ
И РАЗВЕРТКАМИ
Сверла из быстрорежущей стали обеспечивают обработку отвер-
стий по 4—5-му классу точности и по 3—4-му классу чистоты
(V 3 — v по ГОСТу 2789—59). Сверла с пластинками твердых спла-
вов, работающие на более высоких скоростях резания, обеспечивают
обработку отверстий по 3—4-му классу точности и до 4—5-го класса
чистоты (у 4 — v 5). Для получения более точных отверстий (4—3-й
Рис. 201. Основные части зенкеров;
а — цельного с конусным хвостовиком; б — насадного цельный
класс точности) и с более чистой обработанной поверхностью (до
6-го класса чистоты) применяют зенкерование.
Процесс зенкерования осуществляется при помощи инструмента,
называемого зенкером (рис. 201), который служит для даль-
нейшей обработки отверстий, полученных после отливки, штамповки
или сверления. Эта обработка отверстия может быть либо оконча-
тельной, либо промежуточной (получистовой) перед развертыванием,
дающим еще более точные отверстия и с более чистой обработанной
поверхностью (3—1-й класс точности, 7—9-й класс чистоты).
По характеру работы зенкер подобен сверлу при рассверливании
отверстия. По конструкции и оформлению режущих кромок зенкер,
243
предназначенный для увеличения диаметра отверстий, несколько от-
личается от сверла.
Процесс развертывания осуществляется при помощи инструмента,
называемого разверткой. Развертка (рис. 202) во многом напо-
минает зенкер. Основное ее отличие от зенкера заключается в том,
Рис. 202. Основные части развертки
что она снимает значительно меньший припуск и имеет большее число
зубьев 1 — от 6 до 12 (у зенкера три-четыре зуба).
Зенкеры и развертки изготовляют как из инструментальных быстро-
режущих сталей Р18 и Р9, так и с пластинками твердых сплавов
(Т15К6 при обработке сталей; ВК8, ВК6 и ВК4 при обработке чугу-
нов); ручные развертки изготовляют из стали 9ХС.
§ 1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ
ЗЕНКЕРА И РАЗВЕРТКИ
Рабочая часть зенкера (см. рис. 201 и 202) и развертки
снабжена режущими перьями и состоит, в свою очередь, из_ двух
частей: режущей В и калибрующей Г Режущая (заборная) часть,
наклоненная к оси под главным углом в плане ср (угол конуса режущей
части 2<р), выполняет основную работу резания.
За исключениехМ специальных однозубых и двузубых разверток.
244
Калибрующая часть служит для направления Инстру-
мента при работе, для калибрования отверстий и сохранения размера
инструмента после его переточки. У развертки, в отличие от зенкера,
калибрующая часть состоит из двух участков: цилиндрического Д
и конического £, так называемого обратного конуса (рис. 202). Обрат-
ный конус делается для уменьшения трения инструмента об обрабо-
танную поверхность и уменьшения величины разбивки отверстия.
Режущие части зенкера и развертки имеют передний угол у, задний
угол а, угол заострения р и угол резания б.
Передний угол у у зенкеров из инструментальной стали
равен 10—40°, у разверток у = 0 4- 10° (0° — для чистовых разверток
и при резании хрупких металлов). У зенкеров с твердосплав-
ными пластинками угол у равен от + 5 до — 5°, а у разверток от 0
Д° — 5° s
3 а д н и й' у го л а на режущей части у зенкеров и разверток
делается (большие значения для малых диаметров); задний
угол на калибрующей части равен нулю, так как имеется цилиндри-
ческая ленточка /.
Главный угол в плане <р у зенкера 30—60° У развер-
ток из инструментальных сталей: для ручных разверток ср = 0,5 4-
-ь 1,5°; для машинных при обработке сквозных отверстий в вязких
металлах (стали) ср = 15°, при обработке сквозных отверстий в чугу-
нах ср = 5° При развертывании глухих, а также сквоз-ных отверстий
по 3-му классу точности и грубее <р = 45 4- 60° У разверток, оснащен-
ных пластинками твердые сплавов, ср = 30 4- 45°
§ 2. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ И СРЕЗА
Как и сверло, зенкер и развертка совершают два движения: вра-
щательное и поступательное (рис. 203 и 204).
Скорость резания
jtDn
v = Тбоб м/мин>
где D — диаметр в мм;
п — число оборотов в минуту.
Подача — величина перемещения зенкера или развертки вдоль
оси за один оборот (s мм/об). Подача, приходящаяся на один зуб зен-
кера (развертки),
sz = у мм./зуб,
где z — число зубьев инструмента.
Минутная подача
8ЛГ = SYI MM/MUH.
Толщина среза, снимаемая каждой режущей кромкой
(рис. 203, а и 204),
s .
a — sz smq> = — sin ср мм.
245
Толщина среза при развертывании (см. рис. 204) обычно незначи-
тельна (0,02—0,05 мм) и а р, что вызывает сосредоточение давления
Рис. 203. Элементы резания при зенкеровании
со стороны срезаеМого слоя вблизи режущей кромки, большую дефор-
мацию срезаемого слоя, а также большое трение по задней поверх-
ности зуба развертки и интенсивный ее износ.
Ширина срезай равна длине ак-
тивной части режущей кромки:
, t d — dq
b = —— = -у—.—- мм,
sin ф 2 sin ф
где t — глубина резания в мм.
Гл
L----в -J
Рис. 204. Элементы реза-
ния при развертывании
у би на резания
t = —мм,
— диаметр инструмента в мм\
— диаметр ранее полученного отвер-
стия в мм.
Глубина резания определяется припус-
ком на обработку; при зенкеровании
t до*7 мм (на сторону).
Ниже приведены средние значения
в а н и е после сверления:
где D
DQ
припусков под з е н к е р о -
Диаметр зенкера
в мм До 20
Припуск на сторо-
ну в мм 0,5
21—35 36—45 46—50 51—60 61—70 71—80
0,75 1 1,25 1,5 1,75 2
Глубина резания для чистовых (окончательных) разверток
принимается 0,05—0,25 мм на сторону. Для предварительной (черно-
вой) развертки припуск на сторону может быть увеличен в 2—3 раза.
246
Ниже приведены средние значения припусков при чистовом (окон-
чательном) развертывании.
Диаметр разверт-
ки в мм . До 5 6—10 11—15 16—30 31—50 51—60 61—80
Припуск на сторо-
ну в мм. 0,05 0,075 0,1 0,125 0,15 0,2 0,25
Площадь поперечного сечения среза, приходя-
щаяся на одну режущую кромку,
f _ Q einrn ________ S & _ S (D— A)) M
'2 ~ ab — sz sin ф sin — z • 2 — 2z MM .
Общая площадь поперечного сечения среза
f _ f ~ _ S (D А)) м ..2
/ — I zZ — 2 ММ .
Машинное время
считывается по формуле
при зенкеровании и развертывании под-
L, ___I у 4~ А
ns ~ ns
тм =
мин,
где L — полный путь, проходимый инструментом в направлении
подачи, в мм;
I — глубина обрабатываемого отверстия в мм (см. рис. 203, б);
у — величина врезания в мм; у = t ctg ср, при одинарной заточке;
у (t — 0,5) ctg 60° + 6,5 ctg 30°, при двойной заточке под
углами ср = 60° и ср = 30°;
Л — величина перебега в мм (А = 1 ч- 3 мм).
§ 3. ОСЕВАЯ СИЛА И МОМЕНТ
В результате сопротивления срезаемого слоя разрушению (струж-
кообразованию) на зенкер и развертку в процессе резания будут дей-
ствовать силы, которые необходимо преодолеть механизму главного
движения и механизму подачи станка.
Как и при сверлении, на зенкер действуют осевая сила1
(сила подачи) и момент от сил сопротивления резанию.
Момент
М = CMDzMtx*syM Км кГ • мм.
При зенкеровании конструкционных сталей с = 75 кПмм2
зенкером, оснащенным сплавом Т15К6, См = 943; zM = 0,75; хм = 0,8;
ум = 0,95 [07].
Осевая сила и момент при развертывании незначительны (вследст-
вие малой глубины резания), а потому подсчитываются редко.
1 Обычно незначительной величины.
247
Мощность, затрачиваемая на резание,
^ре{ = 975 000 Квт
ИЛИ
Мрез = 3060 D Квт'
Необходимая (потребная) мощность электродвигателя станка
§ 4. ИЗНОС И СТОЙКОСТЬ ЗЕНКЕРОВ
И РАЗВЕРТОК
В общем случае при обработке сталей зенкер из быстро-
режущей стали изнашивается по задней поверхности, по угол-
кам, по ленточке и по передней поверхности (см. рис. 205, а).
При обработке зенкером отверстия, к поверхности которого не
предъявляется особых требований по чистоте, или когда зенкерование
Рис. 205. Износ зенкеров:
а — из быстрорежущей стали; б — с пластинками твер-
дого сплава
является промежуточной (не окончательной) операцией, за критерий
износа принимается оптимальный износ. Если же зенкер предназна-
чается для окончательной обработки поверхности (у5—уб), то за кри-
терий износа принимается технологический износ (т. е. такая его вели-
чина, начиная с которой не получается допустимая точность или чи-
стота обработки). За лимитирующий износ зенкеров из инстру-
ментальных сталей при обработке сталей принимается из-
нос по задней поверхности h3 = 1,2 4- 1,5 мм, при обработке чугунов—
износ по уголкам 6 = 0,8 4- 1,5 мм.
Зенкеры с пластинками твердых сплавов изна-
шиваются в основном по задней поверхности и уголку (рис. 205, б).
24$
За лимитирующий износ принимается износ по задней поверхности
h3 = 1 4- 1,6 мм.
Средние периоды стойкости для зенкеров 30—100 мин [67].
Так как развертки работают с малыми толщинами среза
и на относительно низких скоростях резания, то они изнашиваются
в основном по задней поверхности и уголку; захватывается при этом
и ленточка.
Развертка является чистовым (отделочным) инструментом, а по-
тому за критерий ее износа принимается технологический износ. Мак-
симально допустимая величина износа по задней поверхности для раз-
верток из и н с т р у м е н т а л ь н ы х сталей h3 = 0,6 4- 0,8 мм.
Для разверток с пластин-
ками твердых сплавов
h3 = 0,4 4- 0,7 ,мм (рис. 206).
При работе изношенной разверт-
кой отверстие становится эксцент-
Рис. 207. Отжим изношенной
развертки
ричным и может быть меньше и больше номинального размера раз-
вертки. Последнее объясняется тем, что зубья развертки изнаши-
ваются обычно неравномерно. Мелкая стружка и металличе-
ская пыль, образующиеся при развертывании, заклиниваясь
между стенкой отверстия и изношенным в большей степени зубом, соз-
дают отжим развертки на некоторую величину (рис. 207). Противо-
положный зуб начинает срезать слой большей глубины, увеличивая
диаметр отверстия и создавая его эксцентричность. Заклиненная мел-
кая стружка царапает при этом обработанную поверхность, ухудшая
ее чистоту (микрогеометрию).
Кроме указанного, по, мере увеличения износа нарост становится
более прочным, что также приводит к увеличению диаметра отверстия
и к ухудшению чистоты обработанной поверхности.
На разбивку отверстия1 (увеличение диаметра обработанной
поверхности) -большое влияние оказывает соосность развертки и
1 В практике встречаются случаи «отрицательного» разбивания отверстия,
т. е. уменьшение диаметра обработанной поверхности по отношению к диаметру
развертки, которой данная поверхность была получена. Это может быть при малых
углах ср, когда увеличиваются упругие деформации обработанной поверхности.
249
предварительно обработанной поверхности: чем точнее соосность, тем
меньше разбивка.
Для машинных разверток из инструментальных сталей при обра-
ботке стали стойкость Т = 40 4- 120 мин, а при обработке чугуна
Т = 60 ч- 180 мин [97].
Для разверток с твердосплавными пластинками Т = 23 4- 180 мин
при обработке незакаленных сталей и Т = 30 4- 240 мин при обра-
ботке чугуна [100].
§ 5. СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ЗЕНКЕРОВАНИИ
И РАЗВЕРТЫВАНИИ
На скорость резания, допускаемую режущими свойствами зенкера
и развертки, оказывают влияние следующие факторы: обрабатывае-
мый материал, материал режущей части, диаметр, глубина обрабаты-
ваемого отверстия, подача, период стойкости и смазывающе-охлаждаю-
щая жидкость.
Скорость может быть подсчитана по формуле
CvDzv „
a m х у Ку M/MUH
Т t vs v
Iвсе обозначения те же, что и при рассверливании (см. стр. 228].
В табл. 17 приводятся значения Cv, zv, m, x.v и у^для зенкеров,
а в табл. 19 — для разверток. Приведенные в табл. 17 и 18 значения
применимы при обработке горячекатаной стали < охлаждением эмуль-
сией, при обработке серого чугуна — всухую. В случае измененных
условий обработки на приведенные значения Cv необходимо учесть по-
правочные коэффициенты, численно равные поправочным коэффи-
циентам, вводимым при сверлении (см. гл. XIV), или учесть их через
коэффициент Ку в формуле для vu.
Таблица 17
Значения Cw m, zv, xv и yv для зенкеров [97]
Обрабатываемый металл 1 и материал зенкера Коэффициент и показатели степеней
Сг. m \ 1 хт>
Сталь конструкционная углеродистая, ав = 75 кГ[ММ2', сталь Р18 . 16,3 0,3 0,3 0,2 0,5
Сталь конструкционная углеродистая, g6 = 75 кГ/мм2; сплав Т15К6 18 0,25 0,6 0,2 0,3
1 Для других металлов см. литературу [97]
При развертывании с охлаждением эмульсией конструкционных
углеродистых, хромистых и хромоникелевых незакаленных
250
сталей развертками с пластинками твердого сплава
марки Т15К6 НИБТН рекомендует следующую формулу [100]:
4900 Z)0’3
^11 р),7 s0.G5qU,9 М/мин.
Обращает на себя внимание отсутствие в этой формуле глубины
резания /, что объясняется ее малым влиянием на скорость резания,
допускаемую развертками с твердосплавными пластинками (в преде-
лах принятых припусков).
Таблица 18
Значения CVi т, zv, yv и xv для разверток
из быстрорежущей стали Р18 [97]
Обрабатываемый металл 1 Коэффициент и показатели степеней
Ст> tn 2v Уъ *v
Сталь конструкционная углеродистая, = 75 кГ<мм2, НВ 215 10,5 0,4 0,3 0,65 0,2
Чугун серы:'!, НВ 190 15,6 0,3 0,2 0,5 0,1
1 Для других металлов см. литературу [97].
При зенкеровании и развертывании применяют смазывающеохла-
ждающие жидкости. Так как процесс развертывания совершается при
относительно низких скоростях резания и с малыми толщинами среза,
то условия для проявления эффективных свойств жидкости здесь
особенно благоприятны. При соответствующем подборе жидкости
исчезают налипы мелкой стружки на поверхности зуба развертки,
уменьшается заедание развертки, повышаются качество и точность
обработанной поверхности и увеличивается стойкость развертки.
При обработке сталей применяют эмульсии, сульфофрезол (за ис-
ключением обработки легированных сталей), компаундированные и
растительные масла; при обработке ковкого чугуна — эмульсии; при
обработке серого чугуна—эмульсии, керосин или обрабатывают всу-
хую; при обработке алюминия применяют скипидар с керосином.
§ 6. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
ПРИ ЗЕНКЕРОВАНИИ И РАЗВЕРТЫВАНИИ
Порядок назначения режимов резания тот же, что и при сверлении.
1. Подача $ при зенкеровании, при прочих одинаковых усло-
виях, допускается большей, чем при сверлении и рассверливании.
Эго объясняется тем, что, имея лучшие условия работы (отсутствие
251
поперечной кромки, более рациональные углы резания вдоль режущей
кромки, меньшая глубина резания), зенкер имеет и большее число ре-
жущих кромок, так что при одной и той же подаче s2 общая подача s
при зенкеровании будет больше.
Рекомендуемые подачи приводятся в справочниках по режимам
резания [51, 97, 98, 100]. Выбранная по таблицам справочников подача
корректируется, затем, по кинематическим данным станка.
2. После выбора подачи, зная глубину резания (припуск на обра-
ботку на сторону) и задавшись стойкостью, определяют скорость
резания, допускаемую режущими свойствами инструмента.
3. По найденной скорости резания подсчитывают число обо-
ротов, которое корректируется по кинематическим данным станка
(берется ближайшее меньшее или ближайшее большее, если оно не пре-
вышает больше, чем на 5%).
По скорректированному числу оборотов подсчитывается дейст-
вительная скорость резания, с которой будет производиться обработка.
4. При зенкеровании производится проверка вы-
бранных элементов режима резания по прочности слабого звена меха-
низма главного движения станка (при работе на малых числах оборо-
тов шпинделя) и по мощности электродвигателя станка аналогично
тому, как это производится при сверлении (прочность механизма подачи
станка при зенкеровании обычно не проверяется, так как осевая сила
при зенкеровании незначительна).
При развертывании, вследствие незначительных вели-
чин момента, осевой силы и мощности, затрачиваемой на резание, эле-
менты режима резания по прочности и мощности станка обычно не про-
веряют.
5. Подсчитывают машинное время.
Глава РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗЕНКЕРОВ
XVII и РАЗВЕРТОК
§ 1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИЙ
ЗЕНКЕРОВ И РАЗВЕРТОК
Зенкер и развертка (см. рис. 201 и 202), помимо рабочей части
(см. стр. 244), определяемой такими конструктивными элементами,
как D — диаметр, /0 — длина рабочей части, г — число зубьев, углы
режущей части (2<р, а, у, X), / — ленточка на калибрующей части,
имеют соединительную часть в виде цилиндрического
или конического хвостовика (в случае насадного инструмента соеди-
нительной частью является отверстие). Имеются еще и другие конст-
руктивные элементы, определяющие конкретный тип зенкера или
развертки.
Диаметр зенкера и развертки. Зенкер предназначен для предва-
рительной обработки отверстия после сверла под развертывание; диа-
252
метр его выбирается меньше номинального диаметра отверстия на ве
личину припуска под развертывание.
Если зенкер предназначен для окончательной обработки отверстий,
диаметр его принимается с учетом допуска отверстия, величины раз-
бивки и запаса на износ.
По ГОСТу 1677—53 «Техни-
ческие условия» зенкер, пред-
назначенный для предвари-
тельного зенкеровании отвер-
стий под развертку, обозна-
чается «зенкер № 1», зенкер,
предназначенный для окон-
чательной обработки отвер-
стий — «зенкер № 2». В табл.
19 приведены 'отклонения раз-
меров диаметра.зенкера.
Развертка обрабатывает
более точные отверстия, и кон-
Таблица 19
Отклонения размеров диаметра
зенкеров
1 I Фи- нальный диаметр в мм Зенкер № 1 | Зенкер № 2
Отклонение в мм
верхнее 1 | нижнее верхнее нижнее
До 18 18—30 30—50 50 — 150 —200 —240 —290 —200 —250 —300 —365 +60 +70 +90 +105 +20 +20 +30 +30
структору при назначении диаметра развертки необходимо учитывать:
1) разбивку, так как отверстие, получаемое после развертки, почти
всегда несколько больше размера диаметра развертки; 2) запас на
износ, так как развертка изнашивается по диаметру от трения о стенки
обрабатываемого отверстия; 3) допуски
на изготовление самой развертки.
На рис. 208 схематично показано
расположение полей допусков на диаметр
развертки в зависимости от допуска об-
рабатываемого отверстия. Буквой А
обозначен допуск на отверстие. Линия
CD — верхнее отклонение диаметра раз-
вертки, она лежит ниже верхнего от-
клонения диаметра отверстия на вели-
чину максимальной 1 разбивки Ртах.
Максимальная величина разбивки зави-
сит от условий работы (в том числе и
соосности развертки с обрабатываемым
отверстием), диаметра развертки, класса
о „ точности развертываемого отверстия.
Рис. 208. Схема расположения п . „ „ г
полей допусков на диаметр Линия EF показывает нижнее отклоне-
развертки ние диаметра развертки, a Pnlin мини-
мальную величину разбивки. Таким об-
разом, между верхним CD и нижним EF отклонениями лежит поле
допуска Б на развертку. Это поле допуска разбивается на допуск
1 Разбивка в отдельных случаях может иметь не только положительную, но
и отрицательную величину, когда отверстие после развертывания может быть меньше
развертки (например; при обработке высокопрочных или очень вязких материалов).
253
на изготовление В и запас на износ И Ниже приводятся рекомендуе-
мые величины допусков (табл. 20).
Таблица 20
Величины допусков на диаметр развертки
Составляющие допуска Класс точно- сти отвср- СГИ '1 ( Величина допусков в мк в зависимости от номиналь- ного диаметра развертки в мм
1-3 1 3-6 6-10 10 18 18-30 30-50 50-80 80-120
Максимальная вели- чина разбивки Ртах Допуски на неточности изготовления В Минимальная величина разбивки Pmill' 2-й 3-й 2-й 3-й 2-й 3-й 4 7 3 7 3 3 5 8 4 9 4 4 6 ю 5 10 4 4 7 12 6 12 5 5 8 15 8 15 5 5 9 17 9 18 6 6 10 17 10 18 7 7 12 20 12 20 8 8
Угол режущей (заборной) части 2ф (см. рис. 201) у зенкеров, если
нет особых условий, вызванных технологическими причинами, реко-
мендуется принимать в следующих пределах: для обработки стали 12°,
для обработки чугуна 90 или 120°, для работы вподрезку 180°, для зен-
керов с твердыми сплавами 120°, для двузубых зенкеров 150°
Величины угла режущей части 2<р, рекомендуемые для различных
типов разверток, приведены в табл. 21.
Ниже приведены рекомендуемые значения переднего угла yN
режущих кромок зенкера.
В отдельных случаях в целях упрочнения режущих кромок при-
ходится уменьшить значение угла yN.
Обрабатывае-
мый материал
Алюминий, латунь . 25—30
Мягкая сталь . ... 15—20
Сталь средней твердости, стальное литье 8—12
Чугун средней твердости, НВ до 200 6—10
Твердая сталь, твердый чугун 5—0
Для черновых разверток по вязким металлам следует принимать
угол yN = 5 -ч- 10°; например, для котельных разверток по стали
= Ю°
Для рбеспечения скоблящего действия развертки можно прини-
мать даже отрицательный передний угол развертки. Завод «Фрезер»
254
Таблица 21
Значения 2с? для разверток
Развертка Значение 2? в град для разверток при обработке металлов
хрупких
Ручная Для всех метал- лов 1—3
Машинная цельная и сборная 10 30—90
в сборных развертках, оснащенных твердыми сплавами, принимает
отрицательный передний угол в пределах от — 3 до — 5° Развертки
с отрицательным передним углом дают чистую гладкую поверхность.
Однако применение таких разверток при обработке мягких металлов
может вызвать налипание струж-
ки; в таких случаях следует зато-
чить развертку с положительным
передним углом.
Цилиндрические ленточки f. На
режущей части зубразвертки зата-
чивается до остра с определен-
ным задним и передним углом
(см. рис. 202). На калибрующей
части развертки оставляется цилин-
дрическая ленточка /. Рекомендуе-
мые величины заднего угла а и ши-
рины лейточки f (по данным завода
«Фрезер») приведены в табл. 22.
Для чистовых ручных разверток
значение заднего угла а прини-
мается наименьшее (до 3—5°1. Ленточка должна быть чисто обрабо-
тана (доведена). Ленточка выглаживает обрабатываемую поверхность
и облегчает процесс изготовления и измерения развертки. У разверток
для получения чистового отверстия делают неравномерное распределе-
ние зубьев по окружности.
/ Таблица 22
Задний угол и ширина ленточки
в зависимости от диаметра развертки
Диаметр развертки в мм 3—10 1 10—18 18—30 30—50 50—80
Задний угол cl в град 8—15 6—10 6—10 6—10 6—8
Ширина f ленточки в мм 0,08—0,2 * 0,1—0,25 0,15—0,3 0,2—0,4 0,25—0,5
Для уменьшения трения о стенки обработанного отверстия калиб-
рующую часть развертки дел ают также ле полностью цилиндрической,
а с обратным конусом по направлению к хвостовику. ’ ‘
~ Для ручных разверток рекомендуется уменьшение диаметра к хво-
стовику на 0.008—0Ш05 аш для машинных разверток с жестким креп-
лением — на 0,04—0,06 мм и для машинных разверток с качающимися
патронами — на 0,06—0,08 мм.
Число зубьев зенкера может выбираться различное. Обычно зенкер
имеет три-четыре зуба. При выборе числа зубьев следует обеспечить:
1) достаточное пространство для отвода стружки, для этого удобнее
брать меньшее число канавок; например, у зенкеров, предназначенных
255
Для снятия больших припусков, делают две канавки; 2) достаточную
чистоту и точность отверстия; для этого выгоднее принимать большее
число канавок. Чем больше канавок, тем лучше направление зенкера.
Зенкер с большим количеством канавок приближается по своим качест-
вам к развертке. Профиль канавок зенкера делается различный. На
рис. 209 показаны наиболее распространенные профили канавок.
Рис. 209. Типы канавок зенкеров
Развертка предназначена для снятия небольших припусков, поэ-
тому из условий нагрузки на зуб можно было бы выбирать небольшое
число зубьев, однако для получения чистой поверхности и точной гео-
метрической формы отверстия следует делать значительное число
зубьев с небольшим окружным шагом. Междузубые канавки для
стружки делаются небольшими, так как стружки образуется немного.
Число зубьев развертки следует брать четным, с тем чтобы обеспечить
удобное измерение микрометром диаметра развертки. В табл. 23 при-
ведены ориентировочные числа зубьев разверток.
Таблица 23
Значения чисел зубьев разверток
Тип разверток Число зубьев разверток при диаметре в мм
3-10 11-19 20-30 32-45 46-50
С прямыми канавками: ручные 6 8 10 12 14
машинные 6 8 10 12 —
Машинные насадные — — 10 10 14
Сборные: хвостовые — — 6 8 10
насадные — — — 8 8
Котельные . — 4 4 4 —
Ручные разжимные. 6 8 8 10 12
Стружечные канавки у разверток могут быть прямыми и винтовыми.
Развертки с винтовыми (спиральными) канавками сложны в изготовле-
256
нии, поэтому в настоящее время применяются в основном развертки
с прямыми канавками.
Профиль канавок для разверток, оснащенных твердым сплавом,
показан на вис. 210— '
' При определении профиля канавки для этих разверток приходится
учитывать толщину пластинки твердого сплава и необходимость соз-
дания достаточно жесткой опорной поверхности под пластинкой. Так
как развертки имеют неравномерную разбивку зубьев по окружности,
то при фрезеровании канавок они, естественно, получаются разной
глубины, если, конечно, выдержана одна ширина ленточки. Для по-
лучения одинаковой ширины / ленточки необходимо канавочную фрезу
Рис. 210. Профиль канавки раз-
вертки с твердосплавными напаян-
ными пластинками
Фреза
Развертке
Рис. 211. Схема работы двузубой фрезы
для канавок разверток
на станке поднимать или опускать в зависимости от центрального
угла между зубьями. Это обстоятельство затрудняет изготовление
разверток.
При массовом изготовлении разверток предусматривают фрезеро-
вание канавок со специальными комбинированными фрезами с профи-
лем, изображенным на рис. 211. Такая фреза имеет как бы двойной
профиль и одновременно обрабатывает двумя своими выступами обе
стороны зуба; ширина ленточки / остается постоянной.. С целью улуч-
шения направления при работе каждый зуб зенкера также имеет ци-
линдрические ленточки. Иногда (например, двузубые зенкеры) эти
ленточки отсутствуют. Ширина ленточек принимается для обычных
зенкеров в пределах 0,8—2,0 мм. Цилиндрические ленточки направ-
ляют зенкер, но наличие их создает добавочное трение, ускоряя износ
и притупление зенкера. Поэтому ленточки шлифуют не по цилиндру,
а с небольшой конусностью. Обратная конусность зенкеров в зависи-
мости от условий работы может изменяться в некоторых пределах.
Рекомендуется принимать уменьшение диаметра к хвостовику от
0,05 до 0,15 мм на 100 мм.
9 В. А, Аршинов
257
Длина рабочей части зенкера или развертки
определяется из условия максимального количества переточек, а также
конструктивных технологических особенностей обрабатываемых дета-
лей (глубины отверстия, наличия уступов и т. д.).
В большинстве случаев длина рабочей части и общая длина зенке-
ров и разверток также принимаются по соответствующим стандартам,
причем общая длина зависит исключительно от глубины отверстия и
метода крепления. Если инструмент должен иметь направляющую
часть, то приходится в общую длину включать, кроме необходимой
глубины обработки, еще и длину направляющей части. Длину рабочей
части развертки рекомендуется делать в пределах 0,8 до 3 диаметров
развертки. Чем короче рабочая часть развертки, тем легче она режет,
но зато резко ухудшается направление развертки в отверстии, а часто
и чистота отверстий.
В случае наличия направляющей части можно сокращать длину
рабочей части развертки.
§ 2. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ОТДЕЛЬНЫХ
ТИПОВ ЗЕНКЕРОВ И РАЗВЕРТОК
Зенкеры применяются в основном в серийном и массовом произ-
водстве; поэтому к ним предъявляются повышенные требования в от-
ношении быстрого и правильного закрепления их на станке.
На рис. 212 показаны типы креплений зенкеров, получившие на-
ибольшее распространение (существуют и другие типы крепления, при-
меняемые на практике).
Цилиндрическая поверхность хвостовика зенкера правильно на-
правляется и центрируется, а захват и передача крутящего момента
осуществляются байонетным зажимом (при повороте штифт закреп-
ленный в оправке, входит в паз и закрепляет зенкер) в быстросменном
креплении типа а. Центрование по конусу, передача крутящего момента
квадратом хвостовика и затягивание винтом предусматривается в креп-
лении типа б. Это крепление надежно, но требует много времени для
закрепления. При креплении типа в крутящий момент передается ше-
стигранным хвостовиком. Короткий конус для центрирования и лапка,
которая может передавать крутящий момент, а также служит для вы-
бивания, имеются в креплении типа а.
На рис. 213 показан насадной зенкер со спиральными канавками.
Размеры даны по ГОСТу 1676—53. Зенкер предназначен для увеличе-
ния отверстий.
В зависимости от диаметра зенкер снабжается тремя или четырьмя
канавками.
На рис. 214 показан составной зенкер с укороченным хво-
стовиком. Такие зенкеры, оснащенные пластинками твердого сплава,
предназначаются для зенкерования глубоких стальных и чугун-
ных отверстий при больших глубинах резания. Диаметр зенкеров
30—80 мм.
258
CD
Рис. 212. Крепление укороченных зенкеров
Рис. 214. Составной зенкер
Эта конструкция зенкеров имеет существенные преимущества
перед цельными спиральными зенкерами; при износе пластинок твер-
дого сплава заменяется только короткий зенкер /; державка 2 исполь-
зуется для дальнейшей работы.
Для снятия больших припусков применяются двузубые сборные
зенкеры (рис. 215). Двузубые зенкеры могут применяться при рассвер-
ливании отверстий в различных материалах (стали, чугуне, бронзе,
Рис. 215. Двузубый зенкер с оправкой
меди и т. д.). Применяются эти зенкеры также и для предварительно
просверленных отверстий в коротких деталях, отливках, листах; для
получения фасонных отверстий (в этом случае необходимы специальные
зенкеры); для рассверливания глубоких отверстий (в этом случае зен-
керы снабжаются соответствующими длинными оправками).
Двузубый зенкер снабжен двумя затылованными зубьями, имею-
щими торцовые режущие кромки. Выточка на опорном торце служит
для центрирования зенкера 1 на оправке 2. Отверстия на опорном
торце предназначены для ведущих штифтов 3 (имеются и другие кон-
струкции).
На рис. 216 показано несколько наиболее распространенных кон-
струкций сборных зенкеров со вставными ножами.
В конструкции зенкера типа А корпус снабжен клиновидными па-
зами, в которые забиваются клиновидные рифленые ножи. Рифления
позволяют после износа зенкера переставлять ножи и тем самым уве-
личивать диаметр зенкера. Эта конструкция пригодна для зенкеров
с ножами из быстрорежущей стали и с ножами, оснащенными твер-
дыми сплавами. В последнем случае к ножам из стали У7 и У8 при-
260
паиваются пластинки твердого сплава. Эта конструкция вполне на-
дежна в отношении прочности крепления ножей. Большим ее недостат-
ком является невозможность увеличения вылета ножей. Стачивание
ножей происходит по режущей кромке, и после нескольких заточек
вылет ножа резко уменьшается.
В конструкции зенкера типа Б этот недостаток устранен. Нож
и паз корпуса снабжены продольными рифлениями, направленными
вдоль оси. Для закрепления ножа в паз корпуса предусмотрен клин,
имеющий на стороне, прилегающей к ножу, поперечно направленные
рифления, которые входят в соответствующие рифления ножа. Нож
и клин прикладываются друг к другу сторонами, имеющими попереч-
ные рифления, и в сложенном виде забиваются в корпус.
У зенкера типа В клинья и плоские ножи снабжены с одной сто-
роны продольными рифлениями. Этими рифлеными сторонами они
соприкасаются друг с другом и вставляются в паз. Пазы в корпусе
клиновидные, расширяющиеся к центру. Это обеспечивает двойную
Рис. 217. Конический зенкер (зенковка)
регулировку ножей. Недостатком данной конструкции является слож-
ность изготовления, а также ненадежное крепление ножей, особенно
при малых диаметрах зенкера. Из всех перечисленных конструкций
крепления ножей наибольшее распространение получил тип А.
Кроме зенкеров для увеличения диаметра отверстий, широкое рас-
пространение получили зенкеры для цилиндрических выемок под го-
ловки винтов и т. д. Такие зенкеры часто называют головочными.
Они изготовляются с направляющей цапфой. Цапфа служит для
направления зенкера по предварительно просверленному отверстию.
Режущая часть зенкера снабжена винтовыми зубьями для зенкерова-
ния углубления под винт с цилиндрической головкой; угол ф = 90°.
Если зенкер предназначен для зенкерования углубления под
винт с конусной головкой, он имеет соответствующий угол режущей
части. С целью облегчения заточки у зубьев, расположенных на торце
зенкера, направляющая цапфа делается сменной, отвертывается и
вынимается перед заточкой зенкера.
На рис. 217 показан зенкер (зенковка) для конических поверхно-
стей. В зависимости от диаметра зенкеры изготовляются с цилиндри-
ческими или коническими хвостовиками. Они изготовляются из различ-
ных марок сталей или оснащаются твердыми сплавами. Для обработки
261
сталей рекомендуются титановольфрамокарбидные сплавы, для обра-
ботки чугуна, бронзы и прочих материалов — вольфрамокарбидные
твердые сплавы. Наибольшее распространение получили конические
зенкеры с углом при вершине 2<р, равным 30, 60, 90 и 120°.
В машиностроении получили распространение для обработки
торцовых поверхностей бобышек, различных приливов и т. д. так назы-
ваемые торцовые зенкеры. В литературе встречается также название
«цековка». Оно относится к торцовым зенкерам.
У этих зенкеров зубья расположены только на торце. На рис. 218
изображен торцовый зенкер небольшого диаметра, который надевается
на цилиндрическую оправку и служит для подрезки торца ступицы
или прилива. Зенкер оснащен пластинками твердого сплава. Зубья
зенкера располфжены только
на торцовой поверхности.
§ 1т15 в При конструировании раз-
. вертки необходимо учитывать,
Рис. 218. Торцовая зенковка
что для точной работы очень
важно правильное закрепле-
ние развертки в шпинделе
станка, которое должно обес-
печить наилучшее совпадение
осей обрабатываемого отвер-
стия и инструмента. Это тре-
бование удовлетворяется при
использовании самоустанав-
ливающихся патронов для
крепления разверток.
Ручные развертки. Про-
стейший тип и наиболее
распространенный — цельные
цилиндрические развертки с
прямыми канавками (рис. 219, г). Такие развертки изготовляются
из углеродистой стали У12А или из хромистой стали 9ХС.
В ГОСТе 7722—65 приводятся основные размеры цельных ручных
разверток. Недостаток этих разверток — невозможность восстановле-
ния размера после износа развертки.
На рис. 220 и 221 показаны два типа ручных регулируемых раз-
верток, разжимная развертка с шариком и регулируемая раздвижная.
В корпусе 1 разжимной развертки (рис. 220), изготовленной из стали
9ХС, по центру просверлено отверстие, на одном конце которого наре-
зана резьба; в глубине отверстие имеет конусную часть. В отверстие
развертки вставлен шарик 3 и ввернут регулировочный винт 2. Если
начать ввертывать винт, то он будет нажимать на шарик, который,
в свою очередь, благодаря конусному отверстию будет стремиться раз-
жать стенки отверстия. В средней части корпус развертки снабжен
прорезями. По мере вдавливания шарика в отверстие корпус развертки
разжимается и увеличивается в диаметре, причем увеличение диаметра
262
D происходит только в центральной части развертки; размеры диа-
метра D2 и О3 существенно не изменяются.
Регулирование размера D у раздвижной развертки (рис. 221) осу-
ществляют перемещением ножей 2 по наклонным пазам корпуса 1
(отпуская и завертывая переднюю 3 и заднюю 4 крепежные гайки).
Рис. 219. Типы разверток:
а — оснащенные твердым сплавом с коническим хвостовиком; б — быстрорежущие
сварные с коническим хвостовиком; в — оснащенные твердым сплавом насадные;
2 _ ручная цельная
Для развертывания конических отверстий часто применяют конусные развертки.
Чем большие конусность, тем труднее развернуть отверстие одной разверткой, поэ-
тому приходится делать несколько разверток. Наиболее распространенные конусные
развертки для инструментальных конусов показаны на рис. 222. В комплект обычно
входят три развертки: черновая, средняя, чистовая.
Машинные развертки, в отличие от ручных, обычно имеют более
короткую рабочую часть и часто меньшее число зубьев.
Рис. 220. Регулируемая разжимная развертка
На рис. 219, а показаны машинные развертки с коническим хвосто-
виком, оснащенные твердым сплавом, а на рис. 219, б — сварные из
быстрорежущей стали. Начиная с 26—30 мм, развертки можно изготов-
лять не с хвостовиком, а насадные. Насадные развертки изготовляются
из легированной инструментальной или быстрорежущей стали; в по-
263
следнее время насадные развертки начинают изготовлять большей
частью с пластинками твердых сплавов. Изображенные на рис. 219, в
насадные развертки оснащены пластинками твердого сплава. Для
Рис. 221. Регулируемая раздвижная развертка
обработки чугуна рекомендуется твердый сплав марки ВК6 или ВК8;
для обработки стали рекомендуется применять твердые сплавы марки
Т15К6.
Перечисленные типы машинных разверток обладают одним общим
недостатком — невозможностью восстановления размера по мере из-
носа. Для обеспечения возможности
регулирования в настоящее время по-
лучают все более широкое распро-
странение раздвижные машинные раз-
вертки различных конструкций. Их
можно подразделить на следующие
группы.
1. Разжимные машинные разверт-
ки, в которых изменение диаметра
осуществляется путем регулирования
винта с шариком, аналогичные опи-
санной конструкции ручных разжим-
ных разверток или путем расклини-
вания развертки (рис. 223).
2. Машинные развертки с привер-
нутыми сменными ножами (рис. 224).
В корпусе развертки профрезерованы
продольные пазы, в которые встав-
ляются ножи и привертываются вин-
тами.
Рис. 222. Конические развертки:
а — черновая; б — промежуточная; в —
чистовая
3. Машинные регулируемые раз-
вертки применяются самых разно-
образных конструкций. Развертка,
показанная на рис. 225, а, имеет
обычные клиновидные рифленые ножи. Увеличение диаметра развертки
после износа достигается перестановкой ножей на одно рифление
в радиальном направлении. Рекомендуется в таких развертках делать
различное расстояние рифлений до дна паза. Переставляя ножи из
одного паза в другой, можно увеличить диаметр развертки, так как
расстояние от первого рифления до дна паза постепенно увеличивается.
264
Рис. 223. Разжимная развертка, оснащенная пластинками из твердого
сплава
Рис. 224. Развертки с привернутыми сменными ножами
Рис. 225. Машинные регулируемые развертки:
а — в результате перестановки ножей в радиальном направлении; б — в результате
осевого перемещения ножей эксцентриками
265
Развертка, показанная на рис. 225, б, имеет пазы с рифленой зад-
ней стороной, в которые вставляются плоские ножи, снабженные
также рифлением с одной стороны; ножи упираются своими торцами
в регулировочные кольца. Вследствие того, что рифления наклонены
к оси развертки под углом 5°, можно увеличить диаметр развертки,
передвигая нож вдоль оси корпуса.
Машинная насадная развертка, изображенная на рис. 226, более
проста по конструкции. В корпусе 1 развертки профрезерованы на-
Рис. 226. Насадная регулируемая развертка с гладкими
плоскими ножами
клонные пазы с гладкими параллельными стенками. В них встав-
ляются плоские ножи 2, которые могут быть изготовлены из быстроре-
жущей или из инструментальной стали 9ХС, с припаянными пластин-
ками твердого сплава. Ножи зажимаются в пазах шайбами 5, причем
каждая из них зажимает сразу два ножа. Зажим самих шайб осущест-
вляется винтами 4. Регулирование ножей происходит так же, как
и в описанной выше конструкции, с той только разницей, что поскольку
развертка не имеет рифлений в пазах, нож не может быть поднят на сле-
дующее рифление. Регулировочные кольца 5 и 6 также передвигаются
по резьбе. Для удобства отсчета диаметра при регулировании такие
развертки часто снабжают делениями. При повороте на определенное
деление диаметр развертки увеличивается на определенную величину.
Для обработки точных отверстий ножи развертки после регулирования
должны быть обязательно прошлифованы по диаметру и заточены.
§ 3. ЗАТОЧКА ЗЕНКЕРОВ И РАЗВЕРТОК
Заточка режущей части зенкера или развертки производится в зави-
симости от конструкции зуба по задней или по передней поверхностям.
Зенкеры и развертки в основном снабжаются зубьями, затачивае-
мыми по задней поверхности. Но имеются зенкеры, которые снабжены
266
затылованными зубьями (двузубые), затачиваемыми по передней по-
верхности.
Для затачивания применяются универсально-заточные станки.
Инструмент устанавливается в приспособлении, допускающем пово-
рот его на определенный угол.
На рис. 227, а показана установка
Зенкер
Рис. 227. Схема заточки зенкера:
а — насадного по задней поверхности; б — двузубого по передней по-
верхности
обычного насадного зенкера на заточном станке для затачивания по
задней поверхности зуба. Инструмент насаживается на оправку, уста-
новленную в приспособлении, и подво-
^^Развертка дится к кругу. Для фиксирования зуба
Рис. 229. Схема доводки развертки
вертки
Рис. 228. Схема заточки раз-
в определенном положении на столе станка устанавливается пере-
движной упор, который упирается в переднюю поверхность зуба.
Затачивание производится чашечным кругом, причем режущая кромка
затачивается доостра.
267
Иначе затачиваются зенкеры с затылованным зубом, например
двузубый зенкер (рис. 227, б). Такой зенкер необходимо перед заточкой
снять с его оправки и поставить на специальную оправку для заточки.
Перед заточкой рекомендуется вершины зубьев прошлифовать, т. е.
коснуться шлифовальным кругом обеих вершин зубьев. Затем на за-
точном станке в поворотном приспособлении, установленном под опре-
деленным углом, затачивают только переднюю поверхность зенкера.
Для заточки применяют тарельчатый или чашечный шлифовальный
круг.
Развертка является чистовым инструментом, поэтому к качеству
заточки ее предъявляются очень высокие требования; рабочие поверх-
ности зубьев развертки должны быть обработаны не ниже 8—9-го
классов чистоты.
На рис. 228 дана схема установки развертки при заточке ее по зад-
ней поверхности. После заточки развертка подвергается доводке.
Лучше доводку разверток производить на специальном точном
доводочном станке чашечным кругом, как показано на рис. 229. Ста-
нок по схеме такой же, как и заточной станок. Развертка устанавли-
вается в центрах, опирается передней поверхностью на упор; доводоч-
ный круг устанавливается на шпинделе станка.
Раздел
VI
Г л а в д
XVIII
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ
ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Фрезерование является одним из высокопроизводительных и рас-
пространенных методов обработки металлов резанием. Оно осуществ-
ляется при помощи инструмента, называемого фрезой. Фреза —
многозубый инструмент, представляющий собой тело вращения, на
образующей поверхности которого или на торце имеются режущие
зубья.
Главное движение при фрезеровании — вращательное (его имеет
фреза); движение подачи (обычно прямолинейное) может иметь как
заготовка, так и сама фреза.
Фрезерованием обрабатывают внешние плоскости (рис. 230, а—в, е),
пазы (рис. 230, а, д, ж) и фасонные поверхности, причем в последнем
случае необходимо иметь фрезу соответствующей формы (рис. 230, з;
рис. 231). Существуют также фрезы для обработки тел вра-
щения, для разрезки металлов (пилы), для изготовления резьбы
(резьбовые фрезы), для изготовления зубчатых колес (зуборезные
фрезы).
Фрезы делаются цельными, составными, сборными с режущей
частью из быстрорежущих сталей или с пластинками твердых
сплавов.
Ввиду больших преимуществ фрез, оснащенных пластинками твер-
дых сплавов (высокая производительность; высокое качество
обработанной поверхности, исключающее иногда применение шлифова-
ния; возможность обработки закаленных сталей; снижение себестои-
мости обработки и др.), они успешно применяются в металлообрабаты-
вающей промышленности и вытеснили многие фрезы из инструменталь-
ных сталей.
Наряду с особенно широко распространенными торцовыми
фрезами с пластинками твердых сплавов в промышленности при-
меняются твердосплавные дисковые, концевые, шпоночные и фасон-
ные фрезы.
269
Рис. 230. Виды фрезерования и основные типы фрез:
а — цилиндрические; б — торцовые; в и г — дисковые; д — прорезные и отрез-
ные; е и ж — концевые; зугловые
Рис. 231. Фасонные фрезы: а — с выпуклым профилем;
б — с вогнутым профилем
270
§ 1. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ФРЕЗЫ
На рис. 232 и 233 показаны геометрические элементы режущей
части фрезы.
Главный передний угол у рассматривается в плоско-
сти, нормальной к главной режущей кромке и проходящей
через данную точку (сечение ВВ).<
У торцовой фрезы (рис. 233)
главная режущая кромка направ-
Рис. 233. Геометрические элементы
режущей части торцовой фрезы
Рис. 232. Геометрические элементы ре-
жущей части цилиндрической фрезы
лена под некоторым углом ср, называемым главным углом в плане.
У цилиндрической фрезы с винтовым зубом (рис. 232) направление
главной режущей кромки совпадает с направлением винтовой линии.
Для фрез из быстрорежущих сталей величина главного
переднего угла колеблется в пределах 10—20° (дифференцированно,
см. [102]).
У торцовых и дисковых фрез, оснащенных пластинками
твердых сплавов, угол у = + 5 ч-----------10°
Отрицательное значение у делается на фаске 1—1,5 мм и приме-
няется при фрезеровании конструкционных и легированных сталей.
Иногда передние углы задают в плоскости, нормальной к оси фрезы
(угол у' в сечении Г Г).
Для перехода от угла у' к углу у можно пользоваться следующими
формулами:
tg у = tg у' sin <р + tg со cos ср
для угловой режущей кромки (т. е. для торцовой фрезы) и
tg у = tg у' cos (О
для цилиндрической фрезы.
271
В этих формулах со — угол наклона зубьев фрезы к оси фрезы;
ср — главный угол в плане угловой кромки фрезы.
Главный задний угол а рассматривается в плоскости,
нормальной к оси фрезы (сечение ГГ). Он заключен между касательной
к задней поверхности зуба фрезы в рассматриваемой точке главной
режущей кромки и касательной к окружности вращения данной точки.
Иногда задний угол задается в нормальном сечении к главной режущей
кромке (угол ап в сечении В В).
Для цилиндрической фрезы
tga = tga^cosco;
для главной режущей кромки торцовой фрезы
Задний угол на вспомогательной (торцовой) режущей кромке ах
рассматривается в сечении ВБ, перпендикулярном вспомогательной
режущей кромке.
У фрез из быстрорежущих сталей величина главного
заднего угла колеблется в пределах 12—30°* (в зависимости от типа
фрезы).
У торцовых фрез с твердосплавными пластин-
ками ап = 6 4- 15°; у дисковых фрез ад = 20 4-'25° при
обработке сталей и ал = 10 4 15° при обработке чугунов.
Увеличенное (например, по отношению к резцам) значение заднего
угла у фрез объясняется тем, что фрезы (особенно шлицепрорезные и
дисковые) работают с относительно малыми толщинами среза, когда
радиус округления режущей кромки р (в целях уменьшения трения и
износа задней поверхности) должен быть минимальным. В отдельных
случаях, например, при врезании зуба (см. рис. 236), толщина среза
даже равна нулю, и тогда особенно желательно иметь абсолютно
острую (р = 0) режущую кромку, чего в действительности никогда не
бывает; уменьшить же величину р можно за счет увеличения угла а,
а поэтому у фрез он значительно больше, чем у резцов.
Кроме разобранных углов, торцовые фрезы характери-
зуются углами в плане (рис. 234) и углом наклона главной режущей
кромки %.
Главный угол в плане ср оказывает влияние на толщину
срезаемого слоя (при одной и той же подаче), на соотношение соста-
вляющих сил, действующих на фрезу, на стойкость фрезы и качество
обработанной поверхности. Чем меньше этот угол, тем меньше толщина
среза и нагрузка на единицу длины режущей кромки (при одной и
той же подаче), тем выше стойкость фрезы, тем чище обработанная
поверхность, но тем больше осевая составляющая сил резания. Поэтому
малое значение угла ср = 10 4- 30° (так называемые торцово-кониче-
* Дифференцированно, см. литературу [102].
272
ские фрезы) можно применять лишь при достаточно жестких условиях
системы СПИД. Кроме того, малое значение главного угла в плане <р
затрудняет работу с большой глубиной резания, так как вызывает не-
обходимость увеличения длины режущей части кромки,а поэтому работа
фрезой сер < 30° рекомендуется при глубине резания не вышеЗ—4 мм.
Наиболее распространенным является значение угла ф = 60° (при
фрезеровании на проход).
Для упрочнения вершины зуба фрезы и для получения более
одинаковых элементов у всех ее зубьев у торцовых твердосплавных
Рис. 234. Углы в плане торцовой фрезы
фрез делается обычно переходная кромка /=14-2 мм, направленная
под углом ф0 = Ч2 ф (см. рис. 234).
Вспомогательный угол в плане фх делается для
уменьшения побочного резания и трения вспомогательной режущей
кромки об обработанную поверхность. Для торцовых фрез этот угол
составляет 2—10°, для дисковых трехсторонних 2—5°.
Угол наклона главной режущей кромки %
влияет на прочность и стойкость зуба; при положительном его значе-
нии + X место входа (место удара) зуба фрезы отодвигается от вер-
шины зуба, являющейся наиболее слабой и ответственной частью;
положительное значение угла X способствует и более плавному входу
зуба в заготовку и выходу из нее. Однако при увеличении угла + X
уменьшается продольный передний угол, что приводит к большим
силам при резании и большему расходу мощности. У торцовых твердо-
сплавных фрез угол X делается от 0 до + 15° (0° в случае обработки
жаропрочных сталей).
§ 2. ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА ФРЕЗЕРОВАНИЯ И ЭЛЕМЕНТЫ
РЕЖИМА РЕЗАНИЯ ПРИ ЦИЛИНДРИЧЕСКОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Процесс образования стружки при фрезеровании сопровождается
теми же явлениями, что и процесс стружкообразования при точении
(деформации, тепловыделение, наростообразование, износ инстру-
273
мента и др.), с аналогичными причинами их возникновения. Однако
процесс фрезерования имеет и некоторые особенности.
При точении резец, однажды врезавшись в обрабатываемый металл,
находится под постоянным воздействием примерно одинакового сече-
ния стружки вдоль всей длины обработки. При фрезеровании же зуб
Рис. 235. Фреза и заготовка в рабочем состоянии (а) и изменение
площадки поперечного сечения среза (б) вдоль дуги контакта
(у прямозубой фрезы)
за один оборот фрезы находится под воздействием стружки относи-
тельно малое время. Большую часть оборота он проходит по воздуху,
не производя процесса резания; при этом зуб охлаждается, что поло-
жительно сказывается на его стойкости. Для продолжения процесса
стружкообразования вдоль всей длины заготовки зуб должен вновь
врезаться в срезаемый слой, что сопровождается ударом о его режущую
кромку; ударная нагрузка при-
водит к снижению стойкости
зуба фрезы и в отдельных слу-
чаях — к его полному разру-
шению.
Кроме того, при указанных
на рис. 235, а движениях*фрезы
и заготовки (встречное цилин-
дрическое фрезерование) зуб
фрезы должен начинать резание
с малой (нулевой) толщины,
Рис. 236. Врезание зуба при встречном
цилиндрическом фрезеровании
чего, однако, вследствие нали-
чия радиуса округления между передней и задней поверхностями,
он сделать не может. Вместо начала резания в точке К (рис. 236) зуб
начнет стружкообразование только в некоторой точке Л4, где толщина
среза будет равна примерно радиусу округления р. На участке же КМ
зуб скользит по упрочненной поверхности резания, образованной
впереди идущим зубом, что вызывает большое трение и износ по зад-
ней поверхности.
274
Но и после начала стружкообразования в точке М зуб фрезы
находится в иных условиях, чем резец, так как толщина среза по
мере продвижения зуба фрезы под стружкой все время будет увели-
чиваться и достигнет своего наибольшего значения атах перед выходом
зуба (рис. 235 и 237, а). Наряду с изменением толщины среза у фрезы
с винтовыми зубьями будет переменной и ширина среза, или длина
соприкосновения режущей кромки с заготовкой (рис. 237, б).
Рис. 237. Элементы резания при работе цилиндрической фрезой:
а — с прямым и б — с винтовым зубьями
Периодичность работы зуба фрезы, переменная толщина и ширина
среза (а следовательно, и переменная площадь поперечного сечения
среза), а также непостоянное число зубьев, одновременно находящихся
в работе (см. ниже), вызывают переменное значение сил, моментов и
мощности, необходимых для осуществления процесса стружкообразо-
вания, и усложняют процесс фрезерования.по сравнению со всеми дру-
гими методами обработки металлов резанием, рассмотренными выше.
Рассмотрим элементы режима резания при цилинд-
рическом фрезеровании.
Так как главное движение — вращение фрезы, то скорость
резания
nDn .
V = ^MIMUH,
где D — диаметр фрезы в мм;
п — число оборотов фрезы в минуту.
275
Подача- величина поступательного перемещения между за-
готовкой и фрезой при вращении последней. У обычных фре-
зерных станков подача может происходить в горизонтальной (гори-
зонтальная подача) и в вертикальной (вертикальная подача) пло-
скостях.
При фрезеровании различают три размерности подачи: подача
на один зуб фрезы — s2 в мм/зуб, подача на один оборот фрезы — $0
в мм!об, подача за 1 мин — sM в мм/мин.
Между указанными подачами существует следующая зависимость
§ _s° __
г z nz
или
Sq $м — S2ZH,
где z — число зубьев фрезы.
Глубина t и ширина В фрезерования показаны
на рис. 235, 237, а, б и 230, а (Вфр на этих рисунках — ширина
фрезы).
Углом контакта фрезы S называется центральный угол,
соответствующий дуге соприкосновения фрезы с заготовкой, измеряе-
мой в плоскости, перпендикулярной к оси фрезы. Из рис. 237, а следует,
что
2
Толщина среза а есть переменное расстояние между двумя
последовательными поверхностями резания (образованными режу-
щими кромками двух смежных зубьев фрезы), измеренное в направле-
нии, нормальном к первоначальной поверхности резания в рассматри-
ваемой точке, т. е. толщина среза измеряется в радиальном направле-
нии (см. рис. 237, а) и переменна на протяжении всей дуги соприкос-
новения фрезы с заготовкой.
У цилиндрической фрезы с прямым зубом (см. рис. 237, а) толщина
среза постоянна вдоль всей длины зуба (для некоторого мгновенного
положения зуба) и может быть определена из треугольника кпр, если
принять линию пр за прямую:
kn = kp cos (90° — ф) = kp sin ф
или
а — sz sin ф,
где ф — мгновенный угол контакта, или угол, соответствующий дан-
ному положению зуба фрезы.
276
При входе зуба (положение /) толщина среза равна нулю. При
выходе зуба (положение IV) толщина среза соответствует полному углу
контакта S, имеет наибольшее значение и определится так:
amax = sz sin 6 мм.
Зуб прямозубой фрезы входит в обрабатываемую заготовку и вы-
ходит из нее сразу по всей ширине В (см. рис. 237, а), и его положение
в каждый данный момент определяется углом ф. Зуб же винтозубой
фрезы входит в заготовку постепенно (см. развертку на рис. 237, б),
достигает максимального соприкосновения с ней (когда он перекры-
вает всю ее ширину В) и затем постепенно выходит из нее. Мгновенное
положение зуба в этом случае характеризуется двумя углами: углом
входа гр! и углом выхода ф2.
Для положения IV угол входа
а угол выхода
Для положения I
4*1 = = °-
Для положения // угол входа ip/1 = 0, а угол выхода
,11 360° k"D
К в-
Для положения VI угол входа
а угол выхода
ipv> = ^-7<£^£ = 7<£).
Толщина среза для винтозубой фрезы подсчи-
тывается по той же формуле, что и для прямозубой фрезы. Но эта
толщина будет переменной как вдоль всей длины дуги контакта, так
и вдоль всей длины активной части зуба (см. рис. 237, б).
Для положения IV толщина среза на входе
а± = sz sin
толщина среза на выходе
а2 = sz sin
максимальная толщина среза
#max == sin д.
277
Ширина среза b измеряется вдоль режущей кромки й
представляет собой длину соприкосновения зуба фрезы с заготовкой.
Для прямозубой фрезы Ь = В. Для фрезы с винтовым зубом ширина
среза для каждого зуба переменна.
Площадь поперечного сечения среза, сни-
маемая одним зубом прямозубой фрезы, f = ab = bsz sin q>.
Для определения суммарной площади попереч-
ного сечения среза необходимо знать число зубьев,
одновременно находящихся в работе, и мгновенный угол контак-
та для каждого зуба (рис. 238).
Для прямозубой фре-
з ы число зубьев, одновре-
менно находящихся в
работе,
Рис. 238. Суммарная площадь попе-
речного сечения среза
где S — полный угол контакта;
v— угол между двумя сосед-
ними зубьями;
360°
v =-------.
Z
Если 1 < т < 2, то одновременно в работе находятся максимум
два зуба; если 2 < т < 3, то в работе одновременно находятся мак-
симум три зуба, и т. д.
Если учесть, что
sin 6 = V 1 —cos26 = 2 ]/ ^- — ^2
то число зубьев, одновременно находящихся в работе, будет зависеть
от соотношения , от диаметра фрезы и числа ее зубьев. Чем больше t
и z и меньше £), тем больше т. Для вполне конкретной фрезы, с задан-
ными D и z, число зубьев, одновременно находящихся в работе, зависит
только от глубины резания t.
Для фрезы с винтовым зубом число зубьев, одновременно
находящихся в работе, может быть определено графически (см.
рис. 237, б). Для этого в масштабе вычерчиваются фреза и заготовка и дается раз-
вертка поверхности резания. Под известным углом подъема зуба фрезы (угол т =
jtZ)
= 90° — со) проводятся лучи на расстоянии торцового шага/г = —, начиная с по-
ложения / — /. Число таких лучей, попавших в зону развернутой поверхности реза-
ния, и будет числом зубьев, одновременно находящихся в работе. На рис. 237, б
число зубьев, одновременно находящихся в работе, равно шести (т = 6). По-види-
мому, чем меньше /г, тем больше т (при прочих одинаковых условиях).
278
Аналитически число зубьев, одновременно находящихся в работе
для фрезы свинговым зубом может быть подсчитано по фор-
муле
360° ~г tcD ctg со *
Чем больше t *, z, В, со и меньше D (при прочих одинаковых усло-
виях), тем больше число зубьев фрезы, одновременно находящихся
в работе.
Суммарная пло-
щадь поперечного сечения
среза для фрезы с винто-
вым зубом [103]:
т
Р = — . _А_ V х
Г 2 sincoZj
1
X (COS^! — COS ф2) ММ2.
Машинное время
при цилиндрическом фрезеро-
Рис. 239. Элементы пути, проходимого заго-
товкой при цилиндрическом фрезеровании
вании
L = Z + у+Д
Тм
SM szZfl
мин,
где L — полный путь относительного перемещения фрезы и заготовки
в мм (из положения / в положение //; рис. 239);
I — длина обработанной поверхности в мм>
у — величина врезания в мм*,
из треугольника ОКМ
Д.— величина перебега в мм (1—5 мм)*,
sM — минутная подача в мм!мин.
§ 3. РАВНОМЕРНОСТЬ ФРЕЗЕРОВАНИЯ
Зуб прямозубой фрезы входит в заготовку и выходит из нее сразу
по всей ширине. Это приводит к резкому изменению площади попереч-
ного сечения среза, а следовательно, и сил, действующих в процессе
резания.
Представим себе, что в работе будет находиться только один зуб
прямозубой фрезы, т. е. впереди идущий зуб уже вышел из соприкос-
новения с заготовкой, а следующий за ним зуб только начинает входить
в заготовку. В этом случае площадь поперечного сечения среза будет
* Так как с увеличением t увеличивается д.
279
Рис. 240. Развертка поверхности резания
при работе цилиндрической фрезой с винто-
вым зубом
плавно изменяться от нуля до максимума, когда зуб находится под
стружкой, с последующим резким падением до нуля, когда зуб выйдет
из заготовки.
Процесс происходит более спокойно (болееравномерно), если в ра-
боте одновременно находятся два или три зуба.. В этом случае уже не
будет таких резких изменений в площади поперечного сечения среза.
Однако и при достаточно большом числе зубьев, одновременно
находящихся в работе, для прямозубой фрезы невозможно получить
равномерное фрезерование, т. е. такое фрезерование,
"при котором площадь попе-
речного сечения среза остава-
лась бы постоянной на всем
протяжении обработки.
Равномерное фрезерование
при определенных условиях
можно получить лишь при
работе фрезой с винтовым зу-
бом, у которой режущая
кромка каждого зуба посте-
пенно входит в заготовку,
а затем постепенно выходит
из нее (см. рис. 237, 6), что
создает менее резкое измене-
ние площади поперечного се-
чения среза, менее резкое
изменение сил, а следователь-
но, и более спокойную работу, обеспечивающую получение более
чистой обработанной поверхности.
Площадь поперечного сечения среза на всем протяжении обработки
можно считать постоянной в случае, когда ширина фрезерования равна
осевому шагу фрезы Ло или кратна ему в целых числах (рис. 240), т. е.
В = к/г0,
где к — целое число (1, 2, 3 и т. д.);
Ло — осевой шаг фрезы (расстояние между двумя соседними зу-
бьями, измеренное в направлении оси).
Зависимость между осевым h0 и торцовым h шагами легко опреде-
лится из треугольника MNK-
Ло =/ictg(D;
так как
h = —,
z '
то
. nD .
h0 = — ctga>.
28Q
Из схем на рис. 237, б и 240 видно, что шаг винтовой канавки
фрезы
Н = nD ctg со,
и потому
^0 ~~ ~
а
пи Я
В = кп0 = к —.
° Z
Окончательное условие равномерного фрезерования следующее:
= k (целое число).
§ 4. ФРЕЗЕРОВАНИЕ ПРОТИВ ПОДАЧИ И ПО ПОДАЧЕ
Фрезерование может быть осуществлено при противоположных
направлениях движений заготовки и фрезы (рис. 241, а) и при совпа-
дающих направлениях (рис. 241, б). Первый метод фрезерования назы-
вается фрезерованием против подачи, или встречным
Рис. 241. Схема встречного (а) и попутного (б) фрезерования:
1 — заготовка; 2 — стол станка; 3 — маточная гайка; 4 — ходовой винт
фрезерованием, второй — фрезерованием по подаче, или попут-
ным фрезерованием.
Встречное фрезерование характеризуется тем, что нагрузка
на зуб увеличивается постепенно, так как толщина среза изменяется
от нуля при входе зуба до максимума при выходе зуба из обрабаты-
ваемого металла. Зуб фрезы работает из-под корки, «выламывая» корку
снизу; фреза «отрывает» заготовку от стола, приподнимая также и стол
281
станка, увеличивая тем самым зазоры между столом и направляющими
станины, что при больших сечениях (больших усилиях) среза приводит
к дрожанию и ухудшению чистоты обработанной поверхности.
При попутном фрезеровании заготовка прижимается к
столу, а стол — к направляющим станины. Зуб фрезы начинает рабо-
тать почти с первого момента резания с наибольшей толщиной и сразу
подвергается максимальной нагрузке. При наличии у заготовки
корки зуб ударяется о нее; высокая твердость и загрязненность
корки приводит в этом случае к резкому снижению стойкости фрезы.
Поэтому, когда заготовка имеет твердую корку, применяют встречное
фрезерование, при котором вредное влияние корки сказывается в мень-
шей степени.
Работа из-под корки положительно характеризует встречное фре-
зерование. К этому же можно было бы отнести и постепенно увеличи-
вающуюся нагрузку на зуб, если бы зуб начинал резать сразу в точке К
(см. рис. 236). Однако вследствие наличия радиуса округления р зуб
начинает резание только в точке 7И, подвергаясь на участке КМ силь-
ному трению о наклепанную поверхность резания, образованную впе-
реди идущим зубом, вследствие чего происходит интенсивный износ
по задней поверхности. Поэтому при отсутствии у заготовки корки
стойкость фрезы при попутном фрезеровании (когда зуб начинает резать
сразу) выше по сравнению со стойкостью при встречном фрезеровании;
при одинаковой же стойкости попутное фрезерование дает возможность
работать с более высокой скоростью резания, обеспечивая более
высокую' производительность. Наибольшее повышение стойкости (в
3 раза) наблюдается при тонких стружках (sz 0,12 мм! зуб), когда
длина дуги скольжения КМ при встречном фрезеровании (см. рис. 236)
будет больше.
Исследования показывают, что попутное фрезерование обеспечи-
вает и более высокое качество (микрогеометрию) обработанной поверх-
ности (на один-два класса выше, чем при встречном фрезеровании).
Это объясняется тем, что при попутном фрезеровании заготовка при-
жата к столу, а стол — к направляющим, зазоры в плоскостях сопри-
косновения выбираются, и обеспечивается более спокойная работа.
Кроме того, при встречном фрезеровании возможно «затаскивание»
стружки на обработанную поверхность (зубьями фрезы), что исклю-
чается при попутном фрезеровании.
Попутное фрезерование вызывает и несколько меньший общий
расход мощности (за счет уменьшения мощности, затрачиваемой на
движение подачи).
Указанные положительные моменты попутного фрезерования можно получить
лишь при отсутствии твердой корки, при хорошем состоянии станка и при отсут-
ствии значительного зазора (люфта) в винтовой паре (ходовой винт — маточная гайка)
стола фрезерного станка. При фрезеровании против подачи (см. рис. 241, а) ходовой
винт 4, вращаясь и перемещая гайку 3 (а следовательно, и стол с заготовкой) в на-
правлении подачи, все время прижат одной и той же стороной профиля резьбы гайки.
Одностороннему прижиму содействует и горизонтальная сила Рн, действующая со
стороны фрезы на заготовку и имеющая в этом случае направление, обратное на-
282
правлению подачи. Благодаря этому люфт все время будет выбран односторонне и стол
будет равномерно перемещаться (от равномерного вращающегося ходового винта).
При фрезеровании по подаче (рис. 241, б) ходовой винт, вращаясь, начнет пере-
мещать гайку тогда, когда между профилями резьбы винта и гайки также односто-
ронне будет выбран люфт (положение /). Но так как скорость вращения фрезы больше
скорости подачи, то сила действующая на заготовку (в этом случае в направлении
подачи) и гайку, сместит профиль резьбы гайки по отношению к профилю резьбы
винта сначала в нейтральное положение //, а затем и в положение ///, при котором
их беззазорное соприкосновение будет уже на другой стороне. В положениях //
и /// винт своей резьбой не воздействует уже на резьбу гайки, и механическая по-
дача стола прерывается. Через некоторый момент профиль резьбы все время равно-
мерно вращающегося винта снова войдет в одностороннее рабочее беззазорное сопри-
косновение с гайкой (положение V, подобное положению /), и начнется перемещение
гайки — стола — заготовки в направлении подачи. Чем больше будет общий зазор
между профилем резьбы ходового винта и профилем резьбы маточной гайки, тем
более неравномерно и с большими толчками будет протекать процесс резания, что
может привести не к положительным, а к отрицательным результатам от попутного
фрезерования.
Во избежание этого (с целью исключения влияния люфта в винтовой паре стола
фрезерного станка) применяют специальные приспособления: два ходовых винта,
гидравлическую подачу стола, специальные конструкции маточных гаек и др.
§ 5. СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ФРЕЗУ
Для прямозубой ЦИЛИ
марную1 равнодействующую силу
7? можно разложить на следующие
ную Ру или горизонтальную Рн и
вертикальную Pv (рис. 242).
Касательная (окружная) сила Р2
создает момент сопротивления ре-
занию
М = кГмм
и изгибает оправку. Момент сопро-
тивления М. должен быть преодо-
лен вращающим (крутящим) момен-
том, развиваемым электродвига-
телем станка. Таким образом, по
силе Pz рассчитывается механизм
главного движения станка и мощ-
ность электродвигателя, необходи-
ндрической фрезы сум-
сопротивления срезаемого слоя
силы: касательную Pz и радиаль-
Рис. 242. Силы, действующие на ци-
линдрическую фрезу с прямым зубом
мая для резания.
Радиальная сила Ру оказывает давление на подшипники шпинделя
станка и изгибает оправку. Следовательно, оправка фрезы работает
на изгиб от двух сил: Pz и Ру или от их равнодействующей R, Кроме
изгиба, оправка испытывает и деформации кручения от момента соп-
ротивления резанию, а потому полный расчет оправки производится
на сложное сопротивление [81].
1 От всех зубьев фрезы, одновременно находящихся в работе.
283
По горизонтальной силе Рн (силе подачи) производится расчет меха-
низма подачи станка, силы закрепления заготовки и деталей при-
способления.
Сила Pv прижимает (затягивает) фрезу к заготовке. Сила реак-
ции Pi, действующая на заготовку (пунктиром справа от точки при-
Рис. 243. Силы, действующие на цилиндрическую фрезу с винтовым зубом
ложения силы /?), направлена вверх. В этом случае она является силой
отрыва заготовки от стола, а так как заготовка жестко скреплена со
столом, то она является и силой, стремящейся поднять стол. При
попутном фрезеровании, наоборот, сила Pv будет отжимать фрезу от
заготовки, а сила Pv прижимать заготовку к столу, а стол — к напра-
вляющим станины.
При фрезеровании фрезой с винтовым зубом, кроме сил Рг, Ру,
Рн и Pv, будет действовать еще осевая сила PQ (рис. 243, а), направле-
ние которой зависит от направления винтовой канавки фрезы, имею-
щей угол наклона со.
Из схемы на рис. 243, б следует, что
PQ = Pz tg®.
Как показали исследования проф. А. М. Розенберга, вдоль зуба
действует еще сила трения Т (рис. 243, в), уменьшающая силу Ро,
а потому для расчета силы Ро
рекомендуется пользоваться сле-
дующей формулой:
Ро = О,28 Рг tgco.
В зависимости от направле-
ния винтовой канавки фрезы
осевая сила Ро или сдвигает
фрезу с оправки, или прижи-
Рис. 244. Набор фрез с различным на- мает ее к буртику шпинделя
правлением винтовой канавки (последнее более благоприят-
но). Сила Ро оказывает также
воздействие на крепежные приспособления, на ходовой винт попереч-
ной подачи станка и на его направляющие.
Для уничтожения осевой силы применяют набор фрез с различным
направлением винтовой канавки (рис. 244).
284
Сила Pz может быть подсчитана по эмпирическим формулам, при-
водимым в справочниках по режимам резания. Но чаще в справочни-
ках [102, 51] приводятся формулы для подсчета мощности, потребной
(затрачиваемой) на резание Nрез (в квпг), зная которую можно подсчи-
тать силу Pz:
Рг = —р—--------- кГ
z V
Для цилиндрической фрезы из быстрорежущей стали Р18 (при
у = + 10°, с охлаждением) при обработке стали 1 с об = 75 кПмм2
Npe3 = 3,5- 10-5£)0’I4/°’s6sr2 Вп кет.
Необходимая мощность электродвигателя станка
Т| >
где т| — к. п. д. станка*
Исследования показывают, что мощность, затрачиваемая на дви-
жение подачи, не превышает 15% мощности, затрачиваемой на реза-
ние. С учетом этого полная расчетная (необходимая) мощ-
ность электродвигателя станка.
А/ —
м Т|
При определении сил Рн и Pv можно воспользоваться следующими
соотношениями:
Рн = (14-1,2) Р2
^=(0,24-0,3) Рг
при встречном цилиндрическом фрезеровании;
= (0,8 4-0,9)1
п /п п от п ПРИ попутном цилиндрическом фрезеровании.
г у -— (0,/ о • OjoOJ г % J
Зная Pz, Рн и Pv, легко определить и силу Ру.
§ 6. ИЗНОС И СТОЙКОСТЬ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ФРЕЗ
Цилиндрические, концевые, шлицевые, прорезные и фасонные
фрезы изнашиваются в основном по задней поверхности (рис. 245)
(по передней поверхности износа почти нет). При грубой обработке
за критерий износа принимается оптимальный износ, при получисто-
1 Для других обрабатываемых металлов и типов фрез (включали твердосплавные
фрезы) см. литературу [102].
285
вой и чистовой обработке — технологический износ. Прй грубой
обработке стали величина допустимого износа для цилиндриче-
ских быстрорежущих фрез = 0,4 + 0,6 мм, при
получистовой h3 = 0,15 4- 0,25 мм. При
~"*1 h3 грубой обработке чугуна h3 = 0,5 4- 0,8 мм,
I при получистовой h3 = 0,2 4- 0,3 мм.
|Г Для цилиндрических фрез, оснащенных
\ \ твердым сплавом, h3 = 0,5 4-
\ \ 4-0,8 мм.
\ \ Стойкость цилиндрических фрез из
быстрорежущих сталей Т =
--------------—-—= 120 4- 180 мин. Для цилиндрических
Рис. 245. Износ зуба фрезы ФРез- оснащенных твердым с п л а -
по задней поверхности В О М, СТОЙКОСТЬ Т = 180 MUH.
§ 7. СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Экспериментальные исследования показывают, что скорость реза-
ния, допускаемая режущими свойствами фрезы,
v- = FSfiw к-
где Cv — коэффициент, характеризующий материал и ус-
ловия обработки;
D — диаметр фрезы в мм;
Т — стойкость фрезы в мин;
sz — подача на один зуб в мм!зуб;
t— глубина резания в мм;
В — ширина фрезерования в мм;
z — число зубьев фрезы;
со — угол наклона винтовой канавки фрезы в град
q, р, т, х, у, г, п — показатели степеней;
Kv — общий поправочный коэффициент на измененные
условия обработки.
Из формулы видно, что скорость резания увеличивается с увели-
чением диаметра фрезы и угла со и уменьшается с увеличением стой-
кости, подачи, глубины резания, ширины фрезерования и числа зубьев
фрезы.
Увеличение скорости резания с увеличением диа
метра фрезы объясняется тем, что при прочих одинаковых условиях с увели-
чением D уменьшается толщина среза а, а следовательно, уменьшается и нагрузка на
режущую кромку зуба фрезы. Кроме того, общее количество выделившегося тепла
в этом случае будет меньше, так как при одном и том же числе зубьев у фрезы с боль-
шим D одновременно в работе будет находиться меньшее число зубьев, снимающих
в этом случае и меньшую суммарную площадь поперечного сечения среза.
Наряду с меньшим тепловыделением при увеличении D усиливается теплоотвод
в тело фрезы (за счет большей его массы), а также увеличивается время, в течение
которого зуб проходит в воздухе, не производя при этом работы. Все это способст-
286
Рис. 246. Влияние ширины фре-
зерования на число зубьев,
одновременно находящихся в
работе, для фрезы с винтовым
зубом
вует меньшей тепловой напряженности зуба фрезы, а следовательно, и повышению
скорости резания.
При увеличении подачи sz пропорционально увеличивается и тол-
щина среза а = sz sin ф, что приводит к увеличению силы резания, затрачиваемой
работы на стружкообразование, а следовательно, и к повышению тепловыделения.
В результате этого повышается термодинамическая нагрузка на единицу длины
активной части режущей кромки, что и вызывает снижение стойкости фрезы или
(при одной и той же стойкости) скорости резания.
При увеличении глубины резания t увеличивается полный
угол контакта 6 (или длина дуги соприкосновения фрезы с заготовкой), что увели-
чивает толщину среза, время нахождения зуба
под стружкой и уменьшает время «отдыха»
(время прохождения зуба по воздуху). Все это
приводит к повышению тепловыделения и тепло-
вой напряженности на единицу длины активной
части режущей кромки, а следовательно,
и к уменьшению скорости резания.
При увеличении ширины фре-
зерования В увеличиваются число зубьев,
одновременно находящихся в работе, и длина
режущей кромки зуба, принимающая участие
в стружкообразовании. Так, при ширине В
(рис. 246) в работе находилось бы максимум че-
тыре зуба, а при ширине 2В — пять зубьев.
Если же представленную картину рассматривать
как последовательные положения одного и того
же зуба, то при ширине В после положения IV
зуб не производил бы уже резания и «отдыхал»,
при ширине же 2В он еще продолжает работать,
и лишь положение V будет соответствовать его
выходу из заготовки. Кроме того, при макси-
мальной длине соприкосновения зуба с заготов-
кой (положение III) эта длина (ширина среза)
в первом случае равна Ь, а во втором случае 26.
Все это приводит к большему общему тепло-
выделению, большей тепловой напряженности
на единицу длины режущей кромки и соответ-
ствующему снижению скорости резания.
При увеличении числа зубьев
фрезы z увеличивается (при прочих одина-
ковых условиях) суммарная длина активной
части режущих кромок (число зубьев, одновременно находящихся в работе),
увеличивается суммарная площадь поперечного сечения среза и соответственно этому
общее количество выделений теплоты. Кроме того, сам зуб становится менее массив-
ным (при одном и том же D), что также содействует повышению температуры на-
грева мелкого зуба по сравнению с крупным, а следовательно, и снижению его
стойкости или допускаемой скорости резания.
Увеличение угла наклона винтовой канавки со приво-
дит, как показывают последние исследования [104, 105], к увеличению стойкости
или (при одинаковой стойкости) скорости резания. При увеличении угла со от 20
до 60° стойкость фрезы возрастает в 3—5 раз, причем наиболее сильное влияние
имеет место в диапазоне со = 30 ч- 60°, а также при обработке твердых и жаропроч-
ных сталей. Повышение скорости резания с увеличением угла со объясняется в основ-
ном тем, что при этом улучшается отвод стружки и повышается равномерность фре-
зерования (так как увеличивается число зубьев, одновременно находящихся в ра-
боте).
Скорость резания при работе цилиндрическими фрезами
из быстрорежущей стали Р18 с углом со = 20 4- 30°, при обработке
287
углеродистой стали1 об = 75 кГ!мм2 с охлаждением; при sz >
> 0,1 мм!зуб.
__ 35,4 Z)0’45
VU J,0»88s0»4^0»8^0.120»1 M/MUH.
Приведенная формула применима при обработке заготовки без
корки из горячекатаной стали с указанным ов. При других измененных
условиях необходимо ввести поправочные коэффициенты [102], кото-
рые в формуле на стр. 286 учтены общим поправочным коэффициен-
том
§ 8. ТОРЦОВОЕ ФРЕЗЕРОВАНИЕ
При торцовом фрезеровании ось фрезы располагается перпенди-
кулярно обработанной поверхности. Основную работу при торцовом
фрезеровании производят боковые (главные) режущие кромки; торцо-
вые кромки производят лишь зачистку обработанной поверхности.
На рис. 247, а показано неполное симметричное торцовое фрезеро-
вание фрезой, у которой главный угол в плане ср = 90°
Торцовое фрезерование называется полным, когда ширина фре-
зеруемой (обработанной) поверхности В будет равна диаметру фрезы D;
полный угол контакта 6 в этом случае будет равен 180° При непол-
ном симметричном фрезеровании полный угол контакта
6 определится из треугольника 0NM\
В
• А __ 2 _ В
Sln 2 ~ ON~ D_ ~ D •
2
Толщина среза а — величина переменная вдоль всей длины
дуги контакта. На входе и выходе она равна а±. Для произвольного
положения зуба, имеющего угол контакта ф, толщина среза опреде-
ляется из треугольника крп:
a — sz sin ф.
При ф = 90° (т. е. вдоль оси симметрии заготовки) толщина среза
имеет наибольшее значение:
Яшах = sin 90° = sz.
При встречном несимметричном фрезеровании
(когда ось фрезы не проектируется на середину ширины фрезерования;
рис. 247, б) толщина среза изменяется от нуля при входе до атахпри
выходе. Промежуточная толщина среза
а = sz sin ф.
1 Для других обрабатываемых материалов и фрез других типов см. литературу
[102], где приводятся формулы для подсчета скорости резания и для твердосплавных
фрез.
288
При попутном несимметричном фрезеровании, когда фреза
будет иметь вращение, обратное вращению, показанному на рис. 247, б,
толщина среза будет изменяться от атах при входе до а = 0 при выходе.
Рис. 247. Торцовое фрезерование: а — симметричное; б — не-
симметричное
Торцовая фреза с <р = 90° (рис. 247, а) применяется в случае необ-
ходимости обработки поверхности, имеющей со смежной вертикальной
ю В* As Аршинов
289
поверхностью угол 90° При фрезеровании же на проход применяются
фрезы с ср < 90° (см. рис. 234) как более производительные.
Если при (р = 90° (рис. 247, а) максимальная толщина среза атах =
= sz> то при угле ф < 90° (см. рис. 234).
#max = ф*
Отсюда следует, что для фрез с малым значением угла ф при одной
и той же толщине среза атах< определяющей нагрузку на режущую
кромку, подача sz может
быть значительно увели-
чена, что и вызовет по-
вышение производитель-
ности. Но малое значение
угла ф требует увели-
чения длины режущей
кромки и других разме-
ров фрезы. Кроме того,
даже при постоянном
значении sz с уменьше-
нием угла ф увеличи-
вается сила отжима фре-
зы от заготовки; увели-
чение осевой силы (как
и других сил, действую-
щих на фрезу) будет еще
бдльшим при сохране-
нии постоянной толщины
среза а, т. е. при увели-
чении sz с уменьшением ф.
Поэтому применение та-
ких фрез (ф = 10 4- 30°)
возможно при исклю-
чительно жестких ус-
ловиях системы СПИД.
*)
Рис. 248. Элементы пути, проходимого заготовкой
при торцовом фрезеровании:
а — при симметричном; б — при несимметричном
Геометрические элементы режущей части торцовых фрез даны
на стр. 272, подробнее см. литературу [102, 51].
Минутная подача и скорость резания при торцовом фрезеровании
определяются по формулам, приведенным выше для цилиндрического
фрезерования.
Машинное время при торцовом фрезеровании подсчиты-
вается по формуле
Тя = 1-+-у + ± мин.
При симметричном торцовом фрезеровании (рис. 248, а) величина
врезания у = R — ОМ, Из треугольника ОКМ через D и В опреде-
290
лится ОМ. В результате преобразований величина врезания при
симметричном торцовом фрезеровании
у = 0,5 {р — К D2 —В2) мм.
При несимметричном торцовом фрезеровании (см.
рис. 248, б) величина врезания у определится из треугольника 0Л1/С:
у = V B(D — В) мм.
Величина перебега Д = 1 4- 5 мм.
§ 9. СИЛЫ И МОЩНОСТЬ ПРИ ТОРЦОВОМ
ФРЕЗЕРОВАНИИ
При торцовом фрезеровании действуют те же силы (см. рис. 247),
что и при цилиндрическом.
При определении сил Рн, PVi PQ можно воспользоваться следую-
щими соотношениями [106]:
а) при симметричном торцовом фрезеровании (см. рис. 247, а)
Рн = (0,3 ч-0,4) Р2,
Pv = (0,85 4- 0,95) Р2,
Ро = (0,5 4-0,55) Р2;
б) при несимметричном встречном торцовом фрезеровании (см.
рис. 247, б)
= (0,6 4-0,9) P2-t
Р. = (0,45 4-0,70) Рг;
PQ= (0,5 4-0,55) Р2;
в) при несимметричном попутном фрезеровании
Рн = (0,15 -4- 0,30) Р2;
Р. = (0,9 4-1) Р2;
Ро = (0,54-0,55) Pz.
Мощность при торцовом фрезеровании углеродистой стали
с qq = 75 кПмм2* фрезами с твердосплавными пластинками при
у = — 10°; ф - 60°
Npe3 = 42,4 • IO"5 ts^B^n0'3 квт.
* Для других обрабатываемых металлов и условий обработки см, литературу
[51, 102].
10* 291
Зная TVpej, можно определить необходимую мощность электродви-
гателя Nu и среднюю окружную силу Pz:
NM
z
1,15 Npe3
------— кет;
п
60-102 ЛГрез
---------— кГ,
V--------’
где Npe3 — мощность, затрачиваемая на резание, в кет;
v — скорость резания в м/мин;
1,15 — коэффициент, учитывающий мощность, затрачиваемую на
движение подачи.
§ 10. износ и стойкость ТОРЦОВЫХ ФРЕЗ
При торцовом фрезеровании полный угол контакта обычно больше,
чем при цилиндрическом, стружка большее время соприкасается
с передней поверхностью, что и вызывает, наряду с износом по задней
поверхности фрезы, некоторый износ и по передней поверхности. Наи-
более сильно износ по передней поверхности проявляется при обра-
ботке сталей на высоких скоростях резания при толщинах среза
Яшах > 0,08 мм и при наличии отрицательного значения переднего
угла; при обработке чугунов и при обработке сталей с невысокими
скоростями резания и максимальными толщинами среза < 0,08 мм
этот износ незначителен. Как и для других видов фрез, основным и
лимитирующим износом для торцовых фрез является износ по задней
поверхности.
Для торцовых фрез из быстрорежущей стали средними
величинами максимально допустимого износа по задней поверхности
при обработке конструкционной стали и чугуна являются: 1,5—2 мм
при грубой обработке, 0,3—0,5 мм при получистовой. Для торцовых
фрез, оснащенных пластинками твердых сплавов, при об-
работке сталей h3 = 1 4- 1,2 мм, а при обработке чугунов h3 = 1,5 4-
4- 2 мм.
Зависимость между скоростью резания и стой-
костью выражается общей формулой
А
j'm •
Для торцовых фрез с твердым сплавом Т15К6 при обработке
сталей т =0,2; при обработке серых чугунов (сплав ВК6) т =0,32.
Для торцовых фрез из быстрорежущих сталей стойкость
Т = 120 4- 240 мин. Для торцовых фрез с пластинками твердых
с пл а вов Г = 120 420 мин [102]. -
293
§ 11. СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ, ДОПУСКАЕМАЯ ТОРЦОВЫМИ
ФРЕЗАМИ
При обработке углеродистой конструкционной стали с ав =
= 75 кГ/мм2 торцовой фрезой с пластинками твердого сплава 1 марки
Т15К6, имеющей угол ф =60°, при нормальном износе
__ 332Z>2
'j'0,2t0,is0,4B0,2 М/MllH.
При фрезеровании стали фрезами из быстрорежущей стали при-
меняются смазывающе-охлаждающие жидкости (в основном 5%-ная
эмульсия). При обработке же фрезами с пластинками твердого сплава
смазывающе-охлаждающие жидкости не применяются. Это вызы-
вается тем, ijto при фрезеровании во время срезания стружки поверх-
ностные слои зуба сильно разогреваются, а при выходе зуба из металла
резко охлаждаются жидкостью. Такое частое и резкое изменение тем-
пературы нагрева приводит к быстрому изменению объема, к местным
напряжениям и, как результат этого, к появлению мелких трещин на
поверхности зуба. Такие трещины ослабляют режущую кромку зуба
фрезы, и вместо нормального износа, которым сопровождается про-
цесс фрезерования при отсутствии охлаждения, начинается резкий
износ с обламыванием по возникшим трещинам более крупных частиц
[108].
При работе твердосплавными фрезами значительное повышение
стойкости (до 3—4 раз) дает применение распыленного масла («Ин-
дустриальное 20», 2—3 г/ч). В этом случае уменьшается трение и от-
сутствуют условия резкого изменения температуры нагрева твердо-
сплавных пластинок; жидкость в виде «масляного тумана» подается
в зону резания, мало охлаждая зуб фрезы при его выходё из заготовки
[129, 134].
При работе фрезами, оснащенными твердым сплавом, с большой
скоростью резания, т. е. при скоростном фрезерова-
нии, возникает ряд дополнительных условий, вытекающих из спе-
цифики процесса фрезерования.
Фреза — многозубый инструмент, а потому к ее конструкции,
заточке и эксплуатации предъявляются повышенные требования.
Фреза должна иметь надежное и жесткое крепление на шпинделе
станка (максимальное биение фрез с твердосплавными пластинками
по окружности 0,04—0,06 мм, по торцу 0,02—0,03 мм).
Станок, на котором предполагается производить скоростное
фрезерование, должен не только обеспечить возможность работы
на высоких режимах резания (исходя из его кинематических и дина-
мических данных), но и быть достаточно жестким.
У консольно-фрезерных станков с целью повышения жесткости
применяют специальные поддерживающие стойки. Для уменьшения
1 При других условиях обработки см, литературу [51, 102].
293
вибраций стола горизонтально-фрезерного станка на него ставят до-
полнительные грузы, а иногда уменьшают отрицательный передний
угол у зубьев фрезы.
Для обеспечения плавности вращения фрезы и уменьшения резких
изменений нагрузок на всю систему при скоростном фрезеровании
фрезами с отрицательным передним углом применяют специальные
маховики, крепление которых рекомендуется на нижнем конце шпин-
деля или на корпусе торцовой фрезы. Такие маховики способствуют
повышению стойкости фрезы и улучшению качества обработанной по-
верхности. У фрез большого диаметра роль маховика выполняет кор-
пус фрезы.
Особого внимания при скоростном фрезеровании заслуживают
вопросы техники безопасности, так как большое коли-
чество сильно разогретой
и с большой скоростью
отлетающей стружки пред-
ставляет опасность для ра-
бочего (особенно при тор-
цовом фрезеровании). Во
избежание травмирования
стружкой применяют за-
щитные экраны (кожухи),
которые, однако, не долж-
ны мешать наблюдению за
Рис. 249. Геометрические параметры зуба фрезы Процессом фрезерования И
для обработки с увеличенными подачами должны обеспечить свобод-
ный доступ к фрезе и заго-
товке. Этим условиям отвечают экраны из металлической сетки, уста-
навливаемые на шарнирах.
Производительность при чистовом фрезеровании может быть по-
вышена (по машинному времени в 2 раза и более) за счет увеличе-
ния подачи и применения в этом случае фрезы с дополнитель-
ной кромкой под углом фх = 0 (рис. 249).
Применение торцовых фрез с пластинками твердых сплавов, у ко-
торых резцы (ножи) имеют угол <p2 = 0, позволяет получать поверх-
ности настолько прямолинейными и чистыми (\/6 — \?8), что возможно
заменить тяжелое ручное шабрение механической обработкой не только
на чугунных заготовках х, но и на заготовках из стали и бронзы;
производительность труда при этом повышается в 8 раз и более [109].
При фрезеровании жаропрочных и нержавеющих сталей на стойкость фрезы
большое влияние оказывают условия выхода режущей кромки из заготовки [107, 110].
Стойкость фрезы повышается по мере выхода режущей кромки из заготовки при
возможно меньшей (вплоть до нулевой) толщине среза, что достигается смещением
фрезы относительно средней линии заготовки (рис. 250).
1 Ручное шабрение чугунных заготовок успешно заменяется и чистовым строга-
нием (см. стр. 198).
294
Объясняется это следующим. Вследствие высокой способности жаропрочных
и нержавеющих сталей к адгезии (свариванию) с твердым сплавом стружка прочно
приваривается к передней поверхности зуба фрезы. При врезании такого зуба вновь
в заготовку увеличивается общая разрушающая (ударная) нагрузка на зуб1, а
вновь образующаяся стружка сталкивает приварившуюся стружку вместе с кусоч-
ками твердого сплава. Все это вызывает более интенсивное разрушение режущей
кромки и снижает стойкость.
-Одним из факторов, влияющих на прочность приваривания стружки к перед-
ней поверхности зуба фрезы, является величина давления стружки на инструмент;
чем меньше давление, тем меньше и прочность
приваривания. Величина же давления зависит
от толщины среза, для уменьшения которой
на выходе зуба из заготовки и устанавливают
фрезы со смещением (а2 < аъ см. рис. 250).
Чем меньше расстояние от траектории дви-
Рис. 251. Поворот
шпиндельной головки
вертикаль но-фрезер ко-
го станка
Рис. 250. Схема смещения фре-
зы относительно заготовки при
фрезеровании жаропрочных и
нержавеющих сталей
жения режущей кромки до заготовки на выходе зуба (расстояние /С), тем
меньше толщина среза на выходе а2, тем меньше давление в этот момент, тем мень-
ше прочность приваривания стружки, тем менее интенсивно разрушение и износ
зуба, тем выше стойкость, а следовательно, допускаемая скорость резания и произ-
водительность. Так, уменьшение отношения — с 0,4 до 0,1 способствует повышению
скорости резания на 40% [51].
Увеличенное же значение толщины среза аг при входе зуба, вследствие высокой
пластичности жаропрочных и нержавеющих сталей, оказывает на стойкость мень-
шее влияние; превалирующим является условие выхода зуба (толщина а2). Поэтому
при фрезеровании жаропрочных и нержавеющих сталей цилиндрическими, дисковыми
и фасонными фрезами необходимо работать по методу попутного фрезерования.
Для повышения стойкости и чистоты обработанной поверхности при торцовом
фрезеровании жаропрочных и нержавеющих сталей желательно делать небольшой
поворот шпиндельной головки (рис. 251; Д 0,01 лии).
§ 12. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА
РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Глубина резания. Назначается в зависимости от припуска на
обработку h. Припуск h целесообразно снимать за один проход, т. е.
глубина резания t =h. При повышенных требованиях к точности и
1 Так как вместо доведенной передней поверхности зуба на срезаемый слой
начинает давить поверхность приварившейся стружки.
295
чистоте обработанной поверхности припуск снимается в два прохода:
черновой и чистовой (/2 =0,75 4-2 мм).
Подача. Основными факторами, ограничивающими выбор макси-
мально возможной величины подачи при черновом фрезеровании,
являются обрабатываемый металл, прочность материала режущей
кромки фрезы, жесткость системы, размеры обработки, прочность ме-
ханизма подачи станка.
При получистовом и чистовом фрезеровании основным ограничи-
вающим фактором величины подачи является шероховатость обрабо-
танной поверхности.
При грубой (черновой) обработке с целью повышения производи-
тельности необходимо назначать наиболее прочный твердый сплав,
т. е. сплав, допускающий наибольшую подачу s2. Если же по условиям
работы достаточно прочными
Рис. 252. Схема смещения фрезы
относительно заготовки при фрезе-
ровании конструкционных сталей
окажутся несколько марок твердых
сплавов (например, при чистовой обра-
ботке, когда sz должно быть относи-
тельно мало), то необходимо выбрать
из них твердый сплав, допускающий
наибольшую скорость резания.
Подача sz исходя из достаточной
прочности твердосплавной пластинки
может быть увеличена1 в 1,8—2 раза,
если обеспечить наивыгоднейшие ус-
ловия врезания зубьев торцовой фре-
зы в заготовку. К ним относятся:
1) удаление от главной и торцовой
режущих кромок в более прочное
место пластинки первоначального удара зуба о заготовку 2) умень-
шение толщины среза (площади поперечного сечения среза), приводя-
щее к уменьшению силы удара [111].
На соблюдение этих условий влияют как геометрические элементы
режущей части зуба, так и соответствующая установка фрезы по от-
ношению к заготовке. Установка фрезы по отношению к заготовке
зависит от диаметра D фрезы и ширины В заготовки. При обработке
конструкционных углеродистых, легированных сталей и чугуна, когда
~ =1,1 4- 1,7, рекомендуется устанавливать фрезу так, чтобы траек-
тория движения режущих кромок ее зубьев по отношению к заготовке
(со стороны входа зуба фрезы в заготовку) выступала на величину
С = (0,03 4- 0,05)0 (рис. 252), что, наряду с повышением стойкости
фрезы, способствует уменьшению вибраций и получению более чистой
обработанной поверхности.
Рекомендуемые подачи s2 мм/зуб приводятся в справочниках по
режимам резания [51, 102].
При жестких условиях обработки конструкционной углеродистой стали
средней твердости подача s2 может быть увеличена до 1,2—1,6 мм/зуб.
296
Скорость резания. После назначения глубины резания и подачи
при соответствующей стойкости, подсчитывается скорость резания,
допускаемая режущими свойствами фрезы (по формулам, приведен-
ным в разделах «Скорость резания, допускаемая режущими свой-
ствами фрезы»).
Число оборотов. По найденной скорости подсчитывается необхо-
димое число оборотов. Найденное число оборотов корректируется по
кинематическим данным станка, И'затем подсчитывается действитель-
ная скорость резания.
Минутная подача. Минутная подача определяется по формуле:
sM = szznd мм/мин.
Найденное sM корректируется по данным станка, и далее подсчиты-
вается действительная подача на зуб:
яд zn$
Мощность электродвигателя. Подсчитывается Npe3 и определяется
достаточность мощности электродвигателя станка.
Прочность механизма подачи. При тяжелых условиях резания
определяется сила подачи Рн и проверяется прочность меха-
низма подачи станка (сила Рн должна быть меньше или, в крайнем
случае, равна максимальному усилию, допускаемому механизмом
подачи станка).
Машинное время. Машинное время подсчитывается по соответ-
ствующим формулам.
Более коротким путем назначения элементов режима резания яв-
ляется непосредственное использование таблиц и карт справочников
[102, 51] с введением соответствующих поправочных коэффициентов.
Глава РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ФРЕЗ
XIX
Фрезы делятся на две основные группы — с остроконечными и
с затылованными зубьями,
§ 1. ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ ЗУБЬЯМИ
Фрезы с остроконечными зубьями позволяют производить заточку
в основном по задней поверхности. Преимущество остроконечных
зубьев: высокая стойкость (по данным сравнительных исследований,
стойкость фрез с остроконечным зубом в 1,5—3 раза выше стойкости
фрез с затылованным зубом); простота изготовления (кроме фасонных
фрез); повышенная чистота обработанной поверхности детали.
Остроконечная форма зуба получила широкое применение главным
образом для фрез общего назначения. В области фасонных фрез такая
297

форма зуба получает также применение, несмотря на некоторую слож-
ность заточки. Известны три типа остроконечных зубьев. При трапе-
цеидальной форме (рис. 253, а) зуб определяется углом ц, канавка —
углом v. Из рисунка ясно, что
, 360°
V=T] + —.
Эта форма проста в изго-
товлении, но зуб несколько
ослаблен.
Особенностью остроконеч-
ного зуба, показанного на
360
8)
остроконечных зубьев:
а)
Рис. 253. Типы
а — трапецеидальная форма зуба; б— параболическая форма зуба; в—с двой-
ной спинкой зуба
рис. 253, б, является параболическая форма его задней поверхности.
Эта форма определяется из условия равнопрочности всех сечений зуба
на изгиб. Если передний угол у не равен нулю, то профиль зуба
несколько отходит от параболы и заменяется дугой окружности.
Наибольшее распространение получил зуб третьего типа (рис. 253, в),
спинка которого образуется путем двойного фрезерования, что обес-
298
печивает получение формы зуба, близкой к равнопрочной параболиче-
ской. Определение угла v производится так же, как и для зуба первой
формы; затем строится второй угол v1} обычно равный 60—65°, а ра-
диус закругления г.
§ 2. ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ
ЗУБЬЯМИ
Цилиндрические фрезы с прямыми зубьями в настоящее время
почти не применяются (из-за неравномерности работы). Фрезы с пря-
мыми зубьями применяются лишь небольшой длины — как дисковые
пазовые.
Фрезы диаметром 60—90 мм применяются
в основном'при глубине резания до 5 мм,
диаметром 90—НО мм — при глубине реза-
ния до 8 мм, диаметром 110—150 мм — при
глубине резания до 12 мм. Ширина фрезы
должна быть несколько больше (на 2—5 мм)
ширины заготовки.
Диаметр фрезы D — важный конструктив-
ный элемент. От диаметра зависят отвод
тепла, толщина стружки, число зубьев, форма
зубьев и диаметр отверстия. Увеличенный
диаметр фрезы выгоднее; он позволяет при-
менить более жесткую оправку, лучше раз-
местить зубья и канавки фрезы и увеличить
Рис. 254. Основные кон-
структивные размеры ци-
линдрической фрезы
число зубьев, улучшить отвод тепла и повысить минутную подачу,
хотя и ведет к повышению расхода металла и увеличению расхода
энергии на фрезерование.
Если обозначить диаметр отверстия под оправку d, толщину
тела фрезы т и высоту зуба Н (рис. 254), то диаметр фрезы
можно определить по фор-
Таблица 24 муле
Значения диаметров оправок
в зависимости от диаметра фрез в мм D = d 2т + 2Н.
Диаметр цельных фрез Диа- метр сбор- ных фрез Диа- метр оправ- ки Диаметр цельных фрез Диа- метр сбор- ных фрез Диа- метр оправ- ки
40 16 100 125 40
50 — 22 — 160 50
63 80 27 — 200 60
80 100 32 — — —
Диаметр оправки d можно
рассчитать исходя из усилий,
действующих на фрезу. Одна-
ко расчет диаметра оправки
на прочность производится
редко; обычно при конструи-
ровании фрез для определе-
ния диаметра оправки исполь-
зуют указанные ниже реко-
мендации, учитывающие также необходимую жесткость оправок и
стандартный размерный ряд диаметров фрез (табл. 24).
299
Диаметр цилиндрической фрезы приблизительно в 2,5—3 раза
больше диаметра оправки.
Когда несколько фрез устанавливается на одну длинную оправку
(комплектом), рекомендуется максимально увеличивать диаметр
оправки, с тем чтобы сохранить ее жесткость.
В зависимости от назначения фрезы разделяются на крупнозубые,
т. е. фрезы с большим шагом и небольшим числом зубьев, и мелкозу-
бые, т. е. фрезы с малым шагом и большим числом зубьев. У фрез
с крупным шагом зуб получается более прочным. Крупный зуб лучше
отводит тепло от режущей кромки, допускает большее число переточек,
и впадины между зубьями имеют больший объем для помещения
стружки. Но, с другой стороны, к недостаткам фрез с крупным пря-
мым зубом следует отнести менее плавную работу. Эти соображения
заставляют применять крупный зуб при черновом фрезеровании, а
мелкий зуб — только при чистовом.
Для определения числа зубьев фрез используется ряд эмпириче-
ских формул, например,
z = mVD,
где т — коэффициент, зависящий от условий работы и конструкции
фрезы.
Значения коэффициента т приведены ниже.
Фрезы цилиндрические
Цельные:
т
крупнозубые с со до 30° . . 1,05
мелкозубые с со =15 4-20° 2
Сборные:
с ю = 20° 0,9
крупнозубые с ю = 45° 0,8
Цилиндрические фрезы с мелкими зубьями
(рис. 255) применяются для чистовых и получистовых работ. Они
непригодны для обдирочных работ, так как имеют небольшой шаг
зубьев и, следовательно, небольшой объем канавки для помещения
стружки.
Угол со =30 4- 35°. Число зубьев 10—18.
Цилиндрические фрезы с крупным зубом
(ГОСТ 3752—59) имеют меньшее число зубьев (6—12) и угол со =40°.
Диаметр, длина и диаметр отверстий такие же, как у фрез с мелким
зубом.
Поскольку принимают угол со = 30 4- 45°, при эксплуатации
фрез необходимо обеспечить- восприятие осевого усилия, которое
достигает значительной величины. Влияние осевого усилия можно
исключить применением сдвоенных фрез. Рекомендуется также не-
равномерная разбивка окружного шага зубьев.
зсо
Сдвоенные (составные) фрезы (рис. 256) могут ра-
ботать только в комплекте; они снабжены правыми и левыми винто-
выми канавками. Несмотря на большой угол наклона fco до 55°), осе-
Рис. 255. Цилиндрические фрезы с винтовыми мелкими зубьями
вые усилия правой и левой фрезы во время работы уравновешиваются,
так как они направлены в разные стороны.
В комплект входят две фрезы — правая и левая; в месте стыка
фрез предусматривается перекрытие режущих кромок одной фрезы
Рис. 256. Сдвоенные правые и левые цилиндрические фрезы
режущими кромками другой. Для этой цели на торце каждой фрезы
делаются выступы и впадины. Выступы одной фрезы входят во впадины
другой фрезы, и таким образом осуществляется перекрйтие. Для того
чтобы выступы приходились против соответствующих впадин, необ-
301
ходимо строго выдерживать угол под которым должна располагаться
шпоночная канавка по отношению к зубьям. Число зубьев выбирается
для таких фрез небольшим (4—6). Профиль криволинейного зу-
ба соответствует второй форме (см. рис. 253, б); высота зуба
Н = (0,15 4- 0,5)sOKp. Угол зуба г] = 50 4- 52° (в нормальном сечении).
Угол рабочей фрезы 0 принимается от 75 до 60° в зависимости от диа-
метра фрезы. Радиус закругления дна канавки г = 3,5 4- 4 мм устра-
няет образование трещин при закалке.
Цилиндрические фрезы начиная с диаметра 100 мм и выше обычно
изготовляются сборной конструкции. Это позволяет уменьшить расход
Рис. 257. Цилиндрическая фреза со вставными зубьями с углом со = 45°
(конструкция завода «Фрезер»)
дорогостоящей быстрорежущей стали, повысить срок службы корпуса
фрезы и облегчить термическую обработку.
Общий недостаток сборных конструкций — повышенная трудоем-
кость изготовления по сравнению с ценными и, кроме того, меньшая
жесткость.
На рис. 257 показана сборная конструкция цилиндрической
фрезы, изготовляемая заводом «Фрезер». В корпусе фрезы имеется
паз клиновидной формы; одна стенка паза снабжена продольными
рифлениями. В паз вставляется плоский нож, имеющий рифленую
опорную поверхность. Нож закрепляется в пазу корпуса гладким кли-
ном с углом 3° При переточке нож может быть переставлен на одно
или несколько рифлений, в результате диаметр фрезы сохраняется.
Фрезы с углом со = 20° дают сравнительно небольшое осевое уси-
лие, поэтому можно при эксплуатации устанавливать одну фрезу.
Фрезы с углом наклона со = 45° (см. рис. 257) дают значительные осе-
вые усилия. Для уравновешивания осевых усилий фрезы исполь-
зуются комплектом.
302
Как для фрез 1 с углом со = 20°, так и для фрез с углом со = 45°,
предназначенных для обработки стали средней твердости, передний
угол у в сечении нормальном режущей кромке зуба принимается 14—16°;
задний угол ап в том же сечении принимается равным 9—11°.
При заточке фрезы допускается ленточка по цилиндру до 0,1 мм.
Корпуса фрез изготовляют из стали 40Х, ножи — из быстрорежу-
щей стали. Размеры фрез приведены в ГОСТе 9926—61.
I
Рис. 258. Цилиндрические фрезы с винтовыми пластинками твердого
сплава
Цилиндрические фрезы, оснащенные твердыми сплавами, до послед-
него времени не получили широкого применения из-за трудностей
изготовления. Однако применение их показало хорошие результаты,
особенно на специальных горизонтально-фрезерных станках, а также
при обработке жаропрочных и нержавеющих сталей и сплавов.
В Советском Союзе разработана конструкция и технология произ-
водства винтовых твердосплавных пластинок [116]. По сравнению
с быстрорежущими фрезами применение цилиндрических фрез, осна-
щенных винтовыми пластинками из твердого сплава (рис. 258) марок
Т5КЮ, Т15К6, ВК8 и др., обеспечивает повышение производитель-
ности в 3—5 раз с одновременным повышением стойкости от 2 до 5 раз.
1 Подробнее см. литературу [81].
303
Пластинки должны быть припаяны так, чтобы на стыке они были рас-
положены в шахматном порядке, т. е. перекрывали друг друга при
работе фрезы. Основные размеры фрез предусмотрены ГОСТом
8721—58. Фрезы изготовляются диаметром 62, 80, 100 и 125 мм с
углом со в пределах 24—30°.
§ 3. ТОРЦОВЫЕ ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ ЗУБЬЯМИ
В настоящее время большинство работ по фрезерованию плоско-
стей выполняется торцовыми фрезами.
Фреза (см. рис. 233) предназначена для обработки плоскостей,
а также пазов и имеет, кроме торцовых кромок, длинные режущие
Рис. 259. Торцовая фреза с клиновидными рифлеными
ножами
кромки, расположенные на цилиндрической части. ГОСТом 9304—59
предусмотрены фрезы с мелким зубом (тип I), которые дают чистую
поверхность и служат для чистовых и получистовых работ. Число
зубьев z фрез с мелкими зубьями принято по формуле z =2]/Z).
Диаметр фрезы D, диаметр отверстия d и ширина фрезы определены
стандартом.
Геометрические параметры рекомендуются: передний угол у = 12°,
задний угол а = 14°; у фрез торцовых с мелким зубом со = 25 4- 30°,
у фрез с крупным зубом со = 35 4- 40°.
Для грубых обдирочных работ могут быть применены торцовые
фрезы с крупным зубом. Число зубьев фрезы рекомендуется принимать
по формуле z = 1,2J/ZZ
304
Основные размеры фрез регламентированы ГОСТом 9304—59
(тип. II). Изготовление подобных фрез большого диаметра цельными
из быстрорежущей стали нецелесообразно ввиду большого расхода
материала; лучше изготовлять их сборными.
На рис. 259 показана конструкция сборной фрезы с клиновидными
рифлеными ножами из быстрорежущей стали. Фрезы этой конструк-
ции получили наибольшее распространение и изготовляются диаметром
80—250 мм по ГОСту 1092—57. Корпус фрезы, изготовленный из кон-
струкционной стали, снабжен клиновидными пазами с углом 5°
На задней стенке нанесены рифления, направленные вдоль паза. Нож
забивается в клиновидный
паз и удерживается в кор-
пусе возникающими силами
трения. После переточки диа-
метр фрезы можно восстано-
вить перестановкой ножей на
следующее рифление.
Фреза, изображенная на
рис. 260, состоит также из
корпуса и ножей, но клино-
видный нож и паз в корпусе
имеют два угла: продольный
угол 5° и угол 2°30', т. е. паз
в корпусе расширяется по на-
правлению ко дну. Второй
угол 2°30' дает возможность
получить дополнительное вы-
Положение И
движение ножа ИЗ корпуса Рис. 260. Схема расположения ножа с двой-
при перестановке ножей на ним углом клина
следующее рифление. В самом
деле, если нож, имеющий один угол 5°, переставить на одно риф-
ление, то он займет положение II (на рис. 260 заштриховано);
вылет его из корпуса не изменится. Если же нож и паз имеют
двойной угол (угол 5° и угол 2°30'), то при перестановке на одно рифле-
ние нож в корпусе займет положение III, и вылет его из корпуса уве-
личится.
На рис. 261, б показана сборная фреза с клиновидными рифлеными
ножами, аналогичная фрезе со вставными ножами из быстрорежущей
стали.
Такие фрезы применяются преимущественно для обработки чу-
гуна, и поэтому они оснащены чаще всего твердым сплавом марки
ВК8. По ГОСТу 9473—60 фрезы выпускаются диаметром 80—630 мм.
Геометрия режущей части фрезы: передний угол у = 8°; угол
со = 0°; угол в плане главной режущей кромки (р = 90°; угол в плане
переходной кромки ф0 = 45°; угол в плане вспомогательной кромки
Ф1 =5°.
Ножи и пазы имеют двойной угол клина 5° и 2°30'.
305
Число зубьев г фрез, предназначенных для> обработки чугуна,
приведено в табл. 25.
Торцовая сборная фреза, предназначенная для скоростного фре-
зерования стали, показана на рис. 262. По ГОСТу 8529—57 фрезы
изготовляются диаметром 100—630 мм с z = 8 -4- 30.
Рис. 261. Фрезы торцовые: а — с напаянными пластинками твер-
дого сплава; б — со вставными ножами, оснащенными твердым
сплавом
Ножи 2 имеют трапециевидное поперечное сечение. Они крепятся
в клиновидном пазу корпуса 1 гладкими клиньями 3 с углом 5° Тра-
пециевидная форма придана ножам, для того чтобы возникающие при
работе фрезы радиальные усилия не вырывали нож из паза корпуса
фрезы. Как ножи, так и пазы в корпусе имеют гладкие стенки, без
рифлений.
306
Рис. 262. Торцовая фреза для обработкй стали (приведенная форма заточки
соответствует обработке чугуна с НВ 180—300 или стали ав < 80 кПмм2)
А~А
Рис. 263. Торцовая фреза конструкции
ВНИИ с заточкой ножей вне корпуса
Таблица 25
Основные размеры торцовых фрез в мм
D d в Z D d в Z
80 27 34 10 315 Исполнение I, 66 24
1-00 32 38 10 400 128,57; 66 28
125 40 38 14 500 Исполнение И, 71 34
160 50 42 16 630 d = 221,44 71 40
200 50 42 20
250 50 42 24
Кроме описанных типов фрез, существует большое разнообразие
других типов крепления ножей, которые приводятся в технической
литературе последних лет.
Все перечисленные конструкции крепления (одни в меньшей сте-
пени, другие — в большей) отличаются достоинствами и недостатками.
Рис. 264. Торцовая фреза с ножами, оснащенными многогранными
твердосплавными пластинками
Общей целью конструкторов является обеспечение хорошей и
быстрой установки ножей в корпусе, с тем чтобы при заточке ножей
снимался по возможности меньший слой твердого сплава. В отдельных
конструкциях обеспечивается заточка ножей перед сборкой их в кор-
пус. Такую заточку допускают, например, торцовые фрезы конструк-
ции ВНИИ (рис. 263). В корпусе 1 нсйк 2 устанавливают относительно
точно выполненных двух стенок паза, а с помощью торцового винта 3
и установочного кольца 4 фиксируют его вылет.
В последнее время появились конструкции фрез с механическим
креплением пластин твердого сплава. У торцовых фрез конструкции
308
ВНИИ (рис. 264) пятигранная твердосплавная пластинка 1 надевается
на штифт 2, сидящий в корпусе ножа 3. Клин 4 посредством винта 6
зажимает нож 3 в корпусе фрезы 6. У фрез с механическим креплением
улучшаются условия работы пластин твердого сплава, так как в пла-
стинках отсутствуют внутренние напряжения, которые получаются
после напайки, но, с другой стороны, при механическом креплении
увеличивается вес пластин. Однако если применять многогранные пла-
стинки, которые следует поворачивать по мере затупления, удельный
расход твердого сплава снижается и конструкция фрез с механическим
креплением становится рациональной.
§ 4. ДИСКОВЫЕ ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ ЗУБЬЯМИ
Дисковые фрезы предназначены для фрезерования различных
пазов и выемок. На рис. 265 показаны основные типы цельных диско-
вых фрез. Фрезы дисковые пазовые (рис. 265, а) снабжены зубьями
только на цилиндрической части и представляют собой как бы неши-
рокие цилиндрические фрезы с прямыми зубьями. С целью уменьшения
трения по торцам ширина фрез у периферии делается больше, чем
в центральной части у ступицы.
Такие дисковые фрезы по ГОСТу 3964—59 изготовляются шири-
ной 5—16 мм. Более тонкие фрезы шириной 0,2—5 мм называются
прорезными (шлицевыми) и изготовляются по ГОСТу 2679—61.
Дисковые двух- и трехсторонние фрезы (рис. 265, а, д) имеют зубья,
расположенные не только на цилиндрической поверхности, но и на
одной или обеих торцовых поверхностях.
Дисковые фрезы могут быть изготовлены с мелким и с крупным
зубом. Первые предназначаются для неглубоких выемок и чистовых
работ, вторые — для более глубоких выемок. Поэтому у вторых зуб
приходится делать крупнее, а ступенчатую канавку — больше по
объему для большого количества стружки.
Условия резания на торцовых кромках хуже, так как небольшая
глубина канавки у торца (большой глубины при узкой фрезе допустить
нельзя) не позволяет заточить достаточные задний и передний углы.
БоЛее производительны дисковые фрезы с разнонаправленными
зубьями (рис. 265, в). Такие фрезы дают возможность, получить хо-
рошие условия резания как на цилиндрической поверхности, так и
на торцовой за счет наклона зуба.
При переточках ширина фрезы уменьшается довольно быстро,
поэтому в тех случаях, когда фреза должна сохранять размер по
ширине, применяют сдвоенные дисковые фрезы (рис. 265, а), состоящие
из двух половин, между которыми закладывается тонкое кольцо.
Регулируя толщину кольца, можно, таким образом, регулировать
ширину паза или выемки.
В месте стыка должно быть обеспечено перекрытие режущих кро-
мок, для чего применяют замок, состоящий из выступов на одной из
соответствующих впадин на другой половине фрезы.
309
Рис. 265. Типы дисковых фрез:
а — пазовая; б — двухсторонняя; в — пазовая с разнонаправленными зубьями; г — сдвоенная пазовая фреза; 0 — трехсторонняя со встав-
ными ножами; е — двухсторонняя со вставными ножами
б)
Рис. 266. Дисковая трехсторонняя фреза:
а — с напаянными пластинками твердого сплава;
б — с ножами, оснащенными твердосплавными пла-
стинками
В целях экономии быстрорежущей стали дисковые фрезы изгото-
вляют сборными. На рис. 265, д и е показаны сборные фрезы с клино-
видными рифлеными ножами из быстрорежущей стали. Такие фрезы
наиболее широко распростра-
нены и изготовляются по
ГОСТу 1669—59 диаметром
80—315 мм с z = 12 4- 22.
Ножи клиновидной формы
с рифлениями забиваются в
клиновые пазы в корпусе;
рифления расположены ра-
диально. При переточке ши-
рина фрезы уменьшается. Это
уменьшение может быть ком-
пенсировано соответствующей
перестановкой ножей на дру-
гие рифления.
На рис. 266, а показана
дисковая трехсторонняя фре-
за с пластинками твердого
сплава, припаянными к кор-
пусу. Такие фрезы предназ-
начаются для обработки чу-
гуна, стали и других мате-
риалов.
Но при самой незначитель-
ной трещине хотя бы в одной
из пластин приходится пере-
делывать всю фрезу. Поэтому
дисковые фрезы рекомен-
дуется изготовлять сборны-
ми со вставными ножами
(рис. 266). Нож 1 плоский,
с одной стороны имеет риф-
ления. Пазы в корпусе кли-
новидные, с одной стороны
также снабжены рифления-
ми, идущими вдоль паза
в осевом направлении. Для
закрепления ножа в кор-
пусе имеются гладкие клинья 2 с углом 3—5°, которые заби-
ваются в радиальном направлении.
При расчете толщины ножа с припаянной пластинкой твердого
сплава следует толщину тела ножа брать в 3—3,5 раза больше тол-
щины пластины.
Ножи в корпусе крепятся и другими способами: коническими штиф-
тами, клиновидными сухарями, поперечными клиньями и клиньями
311
с винтами. Но эти крепления не имеют особых преимуществ перед
креплением радиальными клиньями.
Угловые фрезы предназначаются для фрезерования кана-
вок в инструменте или для фрезерования различных пазов. Число
зубьев принимается z = (2,8 4- 2,5) УЬ, причем больший коэффи-
циент берется для меньших размеров, меньший коэффициент — для
больших размеров фрез. Зубья угловых фрез расположены на кони-
ческих поверхностях, поэтому они имеют неравномерную высоту.
Длина зубьев и их форма зависят от угла 0. Фрезы с большими углами
получаются значительно лучше, так как тело фрез остается доста-
точно прочным.
§ 5. ПИЛЫ
Пила для холодной распиловки металла представляет собой остро-
заточенную фрезу для фрезерования узкой прорези. Пилы небольшого
Рис. 267. Дисковые сегментные пилы:
диаметра могут быть изго-
товлены в виде цельного
диска, у которого имеется
ряд зубьев, расположен-
ных на периферии.
С целью уменьшения
трения пилы о стенки
пропила толщина диска
должна уменьшаться по
направлению от перифе-
рии к центру. Каждый зуб
этой пилы представляет
собой отдельный резец, ко-
торый снимает стружку.
Объем стружки пропорцио-
нален пути, проходимому
этим резцом. При боль-
шом диаметре пилы объем
стружки, снимаемый одним
зубом, благодаря большой
длине дуги соприкоснове-
ния может быть значитель-
ным. Стружечное простран-
ство должно быть доста-
точно для помещения этой
стружки. В зависимости от
свойств обрабатываемого
а — пила в сборе; б — сегмент Материала И ОТ реЖИМОВ ре-
зания форма и размеры сни-
маемой стружки могут быть различными, поэтому число зубьев и форма
впадины зуба должны быть определены с учетом условий работы пилы.
312
В настоящее время круглые пилы диаметром больше 250 мм де-
лают сборной конструкции (рис. 267).
Наибольшее распространение получили сборные пилы с прикле-
панными сегментами (рис. 267, а). Корпус пилы выполнен в виде
диска, на периферии которого имеется тонкий кольцевой выступ. По
всей окружности к диску приклепаны заклепками сегменты из быстро-
режущей стали. Сегмент имеет узкий паз, которым он вставляется на
Рис. 268. Заточка дисковых пил на станке
кольцевой выступ диска пилы и закрепляется на этом кольцевом вы-
ступе заклепками, проходящими через диск пилы. Кроме заклепок,
скрепляющих сегмент с диском, два смежных сегмента скрепляются
между собой заклепкой Л, которая вставляется и заклепывается в месте
стыка двух сегментов.
По числу зубьев пилы делятся на три группы: мелкозубые, средне-
зуб'ые и крупнозубые. Первая группа пил предназначена для материа-
лов повышенной твердости: пилы этой группы имеют восемь зубьев
на сегменте. Вторая группа предназначена для материала пил средней
твердости; у пил этой группы меньшее количество зубьев (шесть зубьев
на сегменте). И, наконец, третья группа пил предназначена для рас-
пиловки мягких материалов, у пил этой группы минимальное коли-
313
чество зубьев (четыре зуба на сегменте); междузубое пространство
имеет больший объем.
На рис. 267, б показан отдельный сегмент крупнозубой дисковой
пилы. Режущая часть сегмента снабжена четырьмя крупными зубьями.
В зависимости от свойств обрабатываемого материала рекомен-
дуются следующие углы заточки зуба круглых пил:
Разрезаемый материал
Сталь с <зв до 50 к Г] мм2
» до 75 кГ/мм2 . . .
» ав свыше 75 кГ1мм2 и легированная сталь .
Латунь
Чугун
V° а°
18—22 14—16
15—20 10—12
10—15 8—10
0—8 8—10
18—22 14—16
В настоящее время за границей все большее распространение на-
чинают получать бесконечные лйточные пилы по металлу, так как
они позволяют резко уменьшить ширину пропила. Такие пилы рабо-
тают на специальных ленточно-пильных станках.
Для заточки диск пилы устанавливают на оправку заточного станка
(рис. 268). Шлифовальный круг закрепляется на шпинделе станка,
расположенного на вертикальных салазках. Станок имеет полуавто-
матический цикл работы. Вращение пилы связано с перемещением
вертикальных салазок станка. Таким образом, профиль зуба пилы
получается в результате двух движений: вращательного движения
пилы и поступательного движения вертикальных салазок.
После заточки одной впадины и зуба храповой механизм станка
поворачивает диск пилы на следующую впадину. На таком станке
можно получить определенную требуемую для разрезаемого материала
геометрию зуба пилы.
§ 6. КОНЦЕВЫЕ ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ
ЗУБЬЯМИ
Концевые фрезы с остроконечными зубьями имеют, в отличие от
торцовых и цилиндрических фрез, конический или цилиндрический
хвостовик (рис. 269). Зубья на цилиндрической части рассчитывают
так же, как зубья цилиндрических фрез: зубья на торцовой части —
аналогично зубьям на торцовой части у торцовых фрез.
Концевые фрезы выпускаются в настоящее время по предложению
новаторов В. Я. Карасева, Е. И. Савича, И. Л. Леонова двух типов:
с нормальным зубом, когда число зубьев выбирается в пределах
z = ]/D, а угол (о =30°, и с крупным зубом, когда число зубьев
а угол (о = 45° Окружной шаг от зуба к зубу у таких фрез
переменный с целью уменьшения вибрации; например, если фреза имеет
три зуба, то углы между зубьями будут не 120, а ПО, 123 и 127°
Фрезы с цилиндрическим хвостовиком имеют D = 3 -ь 20 мм и
I = 2 н- 45 мм\ с коническим хвостовиком D = 14 -? 50 мм и I =
= 32 -т- 70 мм (ГОСТ 8237-57).
314
Концевые фрезы большого диаметра можно делать сборными со
вставными ножами. Концевые фрезы могут иметь также коническую
форму и закругленную вершину. Такие фрезы применяют на копиро-
вально-фрезерных станках; они носят название копирных. При изго-
товлении конических копирных фрез возникают затруднения с изго-
товлением зубьев, расположенных на конической части. Свести все
зубья в одну точку не представляется возможным, поэтому концевую
Рис. 269. Концевая фреза с крупным зубом
часть копирных фрез конструируют таким образом, чтобы свести
к центру четыре, в крайнем случае два зуба, а остальные зубья до
центра не доходят.
Концевые фрезы от диаметра 16 мм и выше оснащают пластинками
твердого сплава (рис. 270), и по ГОСТу 8720—58 (тип II) эти пластинки
делаются винтовыми Ч
У концевых фрез малых диаметров делают режущую часть цели-
ком из твердого сплава 1 и припаивают ее к державке из конструк-
ционной стали (рис. 271). Такие фрезы называются фрезами, оснащен-
ными коронками 2 (ГОСТ 8720—58, тип I).
§ 7. ФАСОННЫЕ ФРЕЗЫ С ОСТРОКОНЕЧНЫМИ
ЗУБЬЯМИ
Фасонные фрезы изготовляют с затылованными и остроконечными
зубьями.
На рис. 272 показана наиболее распространенная фасонная фреза
с остроконечными зубьями для фрезерования канавок сверл, профиль
фрезы выпуклый. Число зубьев определяется в зависимости от назна-
чения фасонной фрезы. Можно пользоваться следующим соотноше-
нием:
г = тУо, где т = 1,5-т- 2.
Профиль зуба трапецеидальной формы (см. рис. 253, а), Угол ра-
бочей фрезы для фрезерования канавок 0 = 50 -4- 60°.
1 Н. А. Розно. Авторское свидетельство № 13298.
2 Н. А. Р о з н о, Г. В. К о м и с с а р о в, С. М. К о р о л е в, А. Я. Г р и н-
б е р г. Авторское свидетельство № 90411,
315
Б-Б
Рис. 270. Концевая фреза с винтовыми пластинками
Рис. 271. Концевая фреза с монолитной твердосплавной коронкой
316
Основным в конструкции фасонной фрезы является обеспечение
одинаковой фаски f на задней поверхности по всему профилю зуба
фрезы (рис. 272).
Заточка фасонных фрез с остроконечными зубьями производится
на специальных приспособлениях (рис. 273). Эти приспособления
имеют плоскую опорную линей-
ку, по которой обкатывается
(со скольжением или без сколь-
жения) копир, имеющий форму
профиля фрезы. С копиром жест-
ко связана затачиваемая фреза.
При качении копира по линейке
шлифовальный круг будет зата-
Чстанойочный Фреза
Рис. 273. Схема заточки фасонной фрезы
с остроконечным зубом
Рис. 272. Фаска в различных се-
чениях фасонной фрезы
чивать на зубе фрезы профиль, в точности совпадающий с профилем
копира. Задний угол на фрезе может быть получен путем сноса центра
шлифовального круга по отношению к центру детали на величину
TJ •
Н = -у- sin а,
где DKp — диаметр шлифовального круга;'
а — задний угол фрезы в нормальном сечении.
§ 8. ФРЕЗЫ С ЗАТЫЛОВАННЫМИ ЗУБЬЯМИ
Затылованный зуб проектируется в основном у фрез, предназна-
ченных для обработки фасонных поверхностей. Основная особенность
затылованного зуба состоит в том, что при переточках по передней по-
верхности профиль фрезы сохраняется до полного износа.
Рассмотрение всех кривых для затылования показывает, что наи-
более удобной кривой является архимедова спираль. Поэтому для за-
317
тылования фрез используется только архимедова спираль. На рис. 274
показана схема затылования зуба по архимедовой спирали и приме-
няемый при этом кулачок.
По мере равномерного вращения заготовки затыловочный резец
равномерно поступательно продвигается по направлению к центру
детали. Величина затылования характеризует продвижение затыловоч-
ного резца. Зная задний угол, диаметр и число зубьев затылуемой
фрезы, можно определить величину затылования.
Представим себе затылованный зуб. Задняя поверхность его огра-
ничена архимедовой спиралью. Если показанный на рис. 274 криволи-
нейный треугольник А'В'С' развернуть на плоскость, то чполучим
катет Д'В' = —— и катет В'С = К-
Зная угол а, можно определить
^ = Д'B'tgа или K = ^^tga.
Это основные формулы для определения необходимой величины
затылования К.
Рассмотрим и определим, какие задние углы имеет затылованный зуб фрезы
в отдельных точках.
Форма профиля имеет большое значение для выбора заднего угла. Если рас-
смотрим участок профиля АВ, параллельный оси фрезы по всей длине участка, зад-
ний угол будет постоянным и равным
319
tga=-£_,
так как на этом участке ни К, ни ни г не меняются.
Участок ВС расположен наклонно под углом ф. Задний угол, измеренный в
плоскости, перпендикулярной к оси, будет на этом участке изменяться, поскольку
диаметр Dg)p постепенно уменьшается до величины Dc. Так как D$p > Dc, то в
точке С задний угол будет больше, чем в точке В.
Можно определить угол ах в нормальном сечении / — /. Для этого построив
треугольник MNZ с катетом Ki и гипотенузой /<, определим
/<81Пф = /(1, но К =— tga и Л\= — tgax.
Следовательно,
tg ах = tg a sin ф.
Если принять^во внимание радиус, на котором расположена рассматриваемая
точка, то для любой точки фрезы задний угол в сечении, нормальном к режущей кром-
ке, будет
tg «х = 7- tg « sin q> ,
где R — наружный радиус фрезы;
гх — РаДиУС В рассматриваемой точке режущей кромки.
Косое затылование — это затылование, при котором затыловочный резец дви-
жется не перпендикулярно оси фрезы, а под углом к ней. На рис. 275 показана схема
установки суппорта затыловочного станка при косом затыловании (затыловании под
углом к оси фрезы).
Катет Кх представляет собой величину перемещения точки D в плоскости, пер-
пендикулярной к оси, а катет ./<2 — в плоскости, параллельной оси; определим угол
наклона т суппорта по отношению к оси фрезы:
Необходимая для подбора кулачка величина затылования будет равна
Полученную величину К следует округлять до ближайшего существующего
в наборе кулачка. Можно также определить величину /С, зная одну из величин Ki
или К2 и угол т:
__ К1 2
~ cos т ~ sin т ’
На рис. 276 схематично показаны элементы фасонной затылованной
фрезы, которые приходится определять. Для упрощения расчета пе-
редний угол 7=0 (передняя поверхность направлена радиально).
Диаметр фрезы можно определить по формуле
D = 2Я -р d QiTi)
где И — глубина канавок;
d — диаметр отверстия;
tn — толщина тела фрезы, которая принимается равной (0,5-?-0,3)d.
Величина Н представляет собой глубину канавки и может быть
определена по формуле
H = h 4- Л + г,
319
Рис. 276. Конструктивные элементы фасонной затылованной фрезы
320
где h — высота Затылуемого профиля;
К — величина затылования;
г — радиус дна канавки, который равен от 1 до 5 мм в зависи-
мости от диаметра фрез.
Высота h принимается на 1—5 мм больше высоты профиля детали,
чем обеспечивается известный запас по высоте профиля при фрезеро-
вании деталей с повышенным припуском.
Конструктор вначале приближенно задается диаметром фрезы и
диаметром отверстия, затем производит расчет элементов зуба и вы-
черчивает зуб фрезы и только тогда определяет окончательно глубину
канавки, число зубьев и диаметр фрезы. В этом определенная трудность
расчета затылованных фрез.
После предварительного определения диаметра фрезы, диаметра
отверстия, числа зубьев и величины затылования производится окон-
чательное определение Элементов зуба. На рис. 276 показан затыло-
ванный зуб фрезы со всеми элементами \
Штриховой линией показана траектория движения резца относительно зуба
фрезы. Если из центра фрезы провести лучи, соответствующие определенным поло-
жениям резца, то луч / будет соответствовать начальному положению резца, луч
// — моменту соприкосновения затыловочного резца с зубом фрезы, луч /// —
моменту схода резца с затылуемой поверхности, луч IV — моменту начала обратного
отвода резца, луч V — концу обратного хода резца и началу подхода к следующему
зубу. Обозначив углы между лучами фх, ср2, фз и ф4, определим угол рабочего хода ф5:
Фб = Ф1 + Фг + Фз-
Зная углы 8 и (р4, а также задавшись углами ф£ и ф3, можно определить угол ф2:
ф2 = г - ф4 — <р! — <р3.
Угол ф2 дает возможность определить ширину С\ зуба у основания. Ширину
можно определить по формуле
(D ф2 ,\ .
Ci = (д — К у — hj sin ф2.
Для определения положения точки М необходимо определить, диаметр О2:
_2й.
8
Найденное положение точки М, определяемое величиной Сг и £)2, дает возмож-
ность вычислить радиус закругления дна канавки г.
Применение затылованного зуба в цилиндрических фрезах встре-
чается значительно реже, чем остррконечного. Однако при выполнении
тяжелых обдирочных работ применяют фрезы с затылованными зубьями.
Эти фрезы (рис. 277) получили название «кукурузных», потому что
стружкоразделительные канавки особой формы, которыми снабжены
их зубья, внешне напоминают початок кукурузы. На рис. 278 изобра-
жена пазовая затылованная фреза. Размеры таких фрез предусмотрены
ГОСТом 8543—57.
Зуб затылуется только по наружному диаметру; боковые стороны
зуба шлифованы. Для уменьшения трения боковых сторон зуба о стенки
паза при фрезеровании делают выемки с обеих сторон и оставляют
у вершин зуба только узкие ленточки шириной 1,5 мм.
1 Подробно см. литературу [32J.
11 В. А. Аршинов
321
Схема установки
резца и суппорта
при затылоВании
праВорекущей фрезы
Направление подачи
по ходовому Винту
Рис. 277. Цилиндрическая фреза с затылованными зубьями («кукурузная»)
Рис. 2/8. Пазовая затылованная фреза
322
§ 9. ЗАТОЧКА ФРЕЗ
Для заточки фрез применяют универсально-заточные станки или в от-
дельных случаях (заточка крупных торцовых фрез) специальные станки.
а)
Рис. 279. Схема заточки фрез по задней поверхности
Рис. 280. Схема заточ-
ки фрез по передней
поверхности
При заточке фрез с остроконечными зубьями по задней поверхности
необходимо установить фрезу так, чтобы можно было подвести зуб
фрезы к шлифовальному кругу (рис. 279, а).
Заточка производится торцом шлифовального
круга чашечной формы. Зуб фрезы должен быть
расположен по отношению к кругу так, чтобы
получить требуемый задний угол (рис. 279, б).
Зуб передней поверхностью опирается на Не-
подвижный упор. Величина понижения Н рас-
считывается по формуле
Н = sin а,
где D — диаметр фрезы.
Переточка фрез с остроконечным зубом по
передней поверхности производится редко, но
при изготовлении фрез переднюю поверхность
затачивают раньше задней с таким расчетом,
чтобы не оставалось заусенцев, получающихся
в результате заточки по передней поверхности.
На рис. 280 схематично показана установка
шлифовального круга по отношению к оси фрезы.
Требуемый передний угол у получается смещени-
ем оси фрезы относительно рабочей поверхности шлифовального круга.
Заточка фрез с затылованными зубьями
несколько отличается от заточки фрез с остроконечными зубьями. Так
как фрезы с затылованными зубьями должны затачиваться и перета-
чиваться исключительно по передней поверхности, заточка их по срав-
нению с заточкой фрез с остроконечными зубьями несколько проще.
Фреза должна быть установлена на оправке (в центрах) заточного
станка или на специальном приспособлении.
-----Ф-----
11*
Раздел
VII
ЗУБОНАРЕЗАН И Е
Глава ПРОЦЕСС ЗУБОНАРЕЗАНИЯ
XX
§ 1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Образование профиля зубьев зубчатого колеса путем удаления
материала впадины режущими инструментами 1 производится фрезе-
рованием, строганием, долблением, протягиванием, шевингованием
и шлифованием. Фрезерование осуществляется профильными фрезами,
дисковыми или пальцевыми; цилиндрическими или коническими
червячными фрезами; торцовыми зуборезными головками с резцами
для черновой и чистовой обработки конических зубчатых колес.
Строгание осуществляется резцами с прямолинейной режущей
кромкой на специальных зубострогальных станках, предназначенных
для обработки конических колес.
Долбление производится на зубодолбежных станках многолезвий-
ным режущим инструментом — долбяком.
Протягивание производится с помощью специального инструмента
и как способ образования зубьев колес применяется редко.
Шевингование — процесс чистовой обработки зубчатых колес ин-
струментом в виде зубчатого колеса с зубьями, снабженными по про-
филю мелкими режущими зубчиками.
Шлифование используется как процесс чистовой обработки зуба,
а в отдельных случаях, при мелких модулях, — для вышлифовывания
зуба в целой заготовке.
Нарезание зубьев осуществляется двумя методами: 1) методом ко-
пирования, когда форма режущей кромки фасонного инструмента
соответствует форме впадины зуба колеса (так работают дисковые,
пальцевые модульные фрезы, зубодолбежные головки); 2) методом
обката, когда поверхность зуба получается в результате обработки
1 В книге не рассматриваются другие методы получения профиля зубчатых колес
(накатывание, отливка и др.).
324
инструментом, режущие кромки которого представляют собой профиль
сопряженной рейки или профиль зуба сопряженного колеса, и во
время обработки инструменте заготовкой образует сопряженную (пра-
вильно зацепляющуюся) зубчатую пару.
Рис. 281. Схема работы зуборезных инструментов:
а — дисковой модульной фрезы; б — пальцевой модульной
фрезы; в — червячной фрезы; г — зуборезного прямозубого
долбяка; д — зуборезного косозубого долбяка
По методу обката работают самые различные зуборезные инстру-
менты: червячные фрезы, долбяки, гребенки, шеверы и др.
Дисковая модульная фреза (рис. 281, а) представляет собой
фасонную фрезу, обычно с затылованными зубьями, профиль зуба
которой повторяет профиль впадины нарезаемого колеса.
Применение дисковых фрез ограничено, так как точность зубчатых
колес при нарезании дисковыми модульными фрезами получается не-
высокой (9—10-я степень точности по ГОСТу 1643—56).
325
Пальцевая зуборезная фреза (рис. 281, б) применяется в тя-
желом машиностроении для фрезерования профилей косозубых
и прямозубых колес крупного модуля, в том числе и шевронных
колес.
Профиль инструмента, работающего по методу обката, не зависит
от числа зубьев нарезаемого колеса, поэтому одной и той же червячной
фрезой или гребенкой можно нарезать зубчатые колеса с любым чис-
лом зубьев \
Точность колеса, получающаяся при обкатке, значительно выше
точности зубчатых колес, получаемых по методу копирования, что
объясняется прежде всего непрерывностью процесса обката. При этом
процессе (за редким исключением) не требуется производить отдельного
деления, что сокращает холостые движения, и поэтому он производи-
тельнее метода копирования 1 2.
Из инструментов для обработки цилиндрических зубчатых колес,
работающих по методу обката, наибольшее применение получили
червячные зуборезные фрезы, зуборезные долбяки и шеверы.
Червячная фреза, кроме обработки цилиндрических колес
с прямыми и косыми зубьями, применяется также для обработки чер-
вячных колес и конических колес с криволинейными зубьями (в послед-
нем случае специальные конические фрезы).
На рис. 281, в показана схема процесса обработки червячной фрезой
цилиндрического колеса. В процессе обработки фреза вращается (глав-
ное движение) и перемещается вдоль оси заготовки (движение подачи).
Заготовка, будучи кинематически связанная с фрезой, также должна
вращаться, обеспечивая тем самым обкат и нарезание зубьев по всей
окружности заготовки.
Червячная фреза при ее установке на станке поворачивается на
угол со наклона продольной канавки фрезы при обработке колес с пря-
мыми зубьями, на угол со ± р при обработке косозубых цилиндриче-
ских колес; знаки плюс и минус определяют направление наклона
зубьев колеса.
Червячные фрезы для цилиндрических колес изготовляют, как
правило, с затылованными (реже с острозаточенными) зубьями и на-
садными по конструкции.
Зуборезный долбяк (рис. 281, г) — режущий инстру-
мент, выполненный в виде зубчатого колеса и снабженный режущими
кромками. Долбяки применяют для предварительного и чистового
(окончательного) нарезания зубчатых колес (чаще для последнего).
Обработка зубчатого колеса долбяком производится на зубодол-
бежном станке. Долбяк и заготовка кинематически обкатываются по
начальным окружностям без скольжения.
1 В отдельных случаях ,при методе обката одним инструментом нарезается
группа колес одного модуля, несколько ограниченная (например, при шевинговании).
2 При контурном зубодолблении метод копирования более производителен,
чем все основные методы обката.
326
Кроме движения обката, долбяк имеет возвратно-поступательное
движение вдоль оси заготовки — главное движение резания.
Обычно срезание стружки происходит при движении долбяка
вниз, при обратном ходе (чтобы избежать во время этого хода трения
зубьев долбяка о поверхность зубьев нарезаемого колеса) заготовка
в конце каждого рабочего хода долбяка должна отходить от него на
небольшую величину. В начале рабочего хода она вновь подходит
к долбяку.
Кроме возвратно-поступательного и вращательного движения,
долбяк должен быть подведен в радиальном направлении на глубину
впадины зуба нарезаемого колеса (в случае нарезания с одного про-
хода). При нарезании зубчатых колес в два или три прохода величина
радиального перемещения долбяка, естественно, будет составлять часть
от общей глубины впадины зуба нарезаемого колеса.
Долбяками можно обрабатывать не только прямозубые колеса
внешнего или внутреннего зацепления, но и колеса с винтовыми
зубьями внешнего и внутреннего зацепления, колеса-блоки и колеса
с уступами. При применении долбяков можно обеспечить 6—7-ю сте-
пени точности колес по ГОСТу 1643—56.
Долбяк для колеса с винтовыми (косыми) зубьями представляет
собой также зубчатое колесо, но только с винтовым направлением
зубьев. На- схеме работы долбяка для колеса с винтовыми зубьями
(рис. 281, д) видно, что долбяк, закрепленный на штосселе зубодол-
бежного станка, движется возвратно-поступательно и, кроме того,
для обеспечения винтового движения на станке устанавливается спе-
циальный копир, который придает штосселю вращательное движение
дополнительно к поступательному движению вдоль оси. Таким обра-
зом, при помощи копира и обеспечивается винтовое главное движение
долбяка.
Таблица 26
Значения средних и задних углов режущей части
зуборезных инструментов в град
Инструмент Обработка Угол на вершине зуба Задний угол на боковых сторонах Лх
передний Ил задни’ <4
Фреза дисковая Чистовая 0 10—12 3°20'~4°
модульная Черновая . 8—10 10—15 3°20'—5°
Фреза пальцевая Чистовая 0 5—15 5—15
модульная Черновая. ! 5—10 5—15 5—15
Фреза червячная Чистовая 0 10—12 3°20—4°
Черновая . 5—10 10—15 3’20—5°
Зуборезный дол- Чистовая 5 6 2
бяк Черновая . 5—10 12 4 • i
327
У зуборезных инструментов геометрические параметры — перед-
ние и задние углы — принимаются при затылованных зубьях не
столько из условий обеспечения оптимальных условий производитель-
ного резания, сколько из условий сохранения формы профиля при
переточках.
В табл. 26 приводятся величины передних и задних углов для
зуборезных инструментов с затылованными зубьями. Затылование
профиля при достаточных задних углах у вершин зубьев не позволяет
обеспечить достаточные задние углы на боковых сторонах профиля.
Поэтому конструкторы стремятся в целях улучшения геометрии ин-
струмента применять, где это возможно, острозаточенные зубья.
Передние углы зуборезного инструмента, особенно чистового,
также малы или равны нулю (в целях упрощения профилирования
инструмента).
§ 2. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
ПРИ ЗУБОНАРЕЗАНИИ
Обработка цилиндрических колес червячной фрезой. Скорость
резания v определяется, как при обычном фрезеровании.
Подача задается перемещением фрезы в миллиметрах за один
оборот заготовки s0 или подачей за один оборот фрезы s#, которая
может быть определена по формуле
s^ = so7 W06,
где К — число заходов червячной фрезы;
.2 — число зубьев нарезаемого колеса.
В нормативах по режимам резания [117] рекомендуемые подачи
даны в мм/об. Средние величины таких подач при предварительном
нарезании прямозубых колес могут быть подсчитаны по формуле
С г0,14
= мм/об,
где Cs — коэффициент, зависящий от обрабатываемого металла; для
углеродистой стали с = 70 -4- 85 кГ!мм2 Cs = 2,65;
для хромистой и хромоникелевой стали с ов — 75 -?
—90 кГ1ММ~ Cs = 2,0 и для чугуна с НВ 160—180 Сл = 3,7;
z — число зубьев нарезаемого колеса;
т — модуль нарезаемого колеса в мм.
При фрезеровании колес с винтовым зубом подача може'1 быть
подсчитана по формуле
so=^SrcosP ММ/Об,
где р — угол наклона зуба колеса.
328
При чистовом нарезании зубчатых колес червячной фрезой подача
s0 принимается в пределах 0,3—2 мм/об в зависимости от модуля
колеса
Глубина резания t при зубофрезеровании равна глубине впадины
зубьев нарезаемого колеса, если колесо нарезается в один проход.
Когда число проходов увеличивается, то глубина резания за каждый
проход соответственно изменяется. Например, при двух проходах
общая глубина резания t =2,2 tn разбивается на tnp = 1,4 т при
черновой обработке и t0ll = 0,8 tn при чистовой.
Мощность, потребная на нарезание зубьев, подсчитывается по фор-
муле
Npe3 = CN• 10 3 • slNmXNDpeNz4NvkN кет,
где Сдг — коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала;
s0 — подача на один оборот заготовки в мм\
т — модуль нарезаемого колеса в мм\
De — наружный диаметр фрезы в мм\
z — число зубьев нарезаемого колеса;
v — скорость резания в м/мин.
Подсчитанные по указанной зависимости значения мощности при-
водятся в соответствующих картах нормативов режимов резания
[117].
Машинное время при обработке цилиндрических колес червячной
фрезой может быть подсчитано по формуле
rrt Lz
i и — —ft i мин:
м nsQK ’
здесь п — число оборотов^фрезы в минуту;
s0 — подача в мм за один оборот заготовки;
z — число зубьев нарезаемого колеса;
К — число заходов фрезы;
i — число проходов;
L — путь фрезы в направлении подачи в мм, который при
осевом врезании определяется так:
L = qb 4- у + Д,
где b — ширина венца нарезаемого колеса в мм\
q — количество колес, одновременно обрабатываемых на станке;
у — величина врёзания в мм:
У COS (О ’
где t — глубина резания в мм\
D — диаметр фрезы в мм*,
оз — угол установки фрезы на станке (при нарезании прямозубого
колеса).
1 Подачу Sq следует выбирать по нормативам.
329
При нарезании косозубого колеса в формулу вместо cos со подста-
вляется cos (со z±_ |5), где [3 — угол наклона зубьев.
В целях повышения производительности зубофрезерования (до
15%) можно применять радиальное врезание. При радиальном вре-
зании процесс резания также протекает с более равномерной загрузкой
станка и инструмента, что способствует, по данным ЭНИМСа, мень-
шему износу отдельных частей станка и повышению стойкости червяч-
ной фрезы. Величина поперечной подачи s' во время радиального вре-
зания применяется от 0,5 до 0,75 s.
Обработка зубодолблением. Скорость резания при зу-
бодолблении линейная. Скорость поступательного движения при ра-
бочем ходе долбяка может быть подсчитана по формуле
nL(\+p) .
v = —100Г^ м/мин;
здесь р — отношение vp — скорости рабочего хода долбяка к
vx — скорости холостого хода;
п — число двойных ходов долбяка в минуту;
L — длина хода долбяка: определяется по формуле
L = y + b + А,
где b — ширина венца нарезаемого зуба в мм (см. рис. 283):
у — величина врезания (3—5 мм):
Л — перебег (2—3 мм).
Подача s при зубодолблении представляет собой длину дуги,
измеренную по начальной окружности нарезаемого колеса (долбяка),
отнесенную к одному двойному ходу долбяка и называемую круговой
подачей (или подачей обката); обозначается s в мм/дв.ход.
Величину технологически допустимой подачи выбирают в зави-
симости от заданного качества поверхности и требуемой точности об-
рабатываемого материала, модуля нарезаемого колеса и мощности
станка.
Глубина резания / при работе в один проход равна
глубине впадины зуба колеса. Когда зубодолбление производится
в несколько проходов, глубина резания соответственно распределяется
между проходами (и это следует учитывать).
Мощность затрачиваемая при зубодолблении, определяется по
формуле [1401
N — Gn* 10'4sVNtnXNzgNvKN кет.
Машинное время при зубодолблении за один проход может быть
определено по формуле
__ nmz t
11$ * /2S1 ’
330
где tn — модуль нарезаемого колеса в мм;
z — число зубьев нарезаемого колеса;
п — число двойных ходов долбяка в минуту:
s — круговая подача в мм/дв.ход;
t — глубина резания в мм;
— радиальная подача при врезании на полную глубину реза-
ния в мм за один двойной ход долбяка, обычно принимается
равной (0,1 4- 0,30)s в мм/дв.ход.
§ з. износ, стойкость И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
ЗУБОРЕЗНОГО ИНСТРУМЕНТА
Зуборезный инструмент работает в* зоне сравнительно тонких
стружек, поэтому зуб изнашивается в основном по задней поверхности
и неравномерно, а так как при работе должен быть сохранен профиль,
то и средние значения допустимого износа по задней поверхности
обычно небольшие. На рис. 282 показана схема износа зубьев зубо-
резных инструментов. Износ неравномерный; наибольший износ у угол-
ков зуба, который и принимается за лимитирующий износ (табл. 27).
Рис. 282. Износ по задней поверхности зуба:
а — дисковой модульной фрезы; б — червячной фрезы; в — долбяка
Период стойкости червячных фрез из быстрорежущей стали при-
нимается по нормативам от 55 до 360 мин; инструмент сложный и
стоимость переточки высокая.
Допустимая скорость резания при заданных величинах подачи и
период стойкости определяются или по справочным таблицам режимов
резания, или по формулам.
При обработке зубчатых колес червячными фрезами и долбяками
скорость резания принимается по формуле
(2
Vu = ----м/мин,
TmiS^rn^
где, например, при черновом нарезании зубчатых колес/и = 1,54-6 мм
из стали 45 (НВ 207); Cv = 312; yv =0,5; xv = 0; =0,33.
331
Порядок выбора элементов резания следующий. Вначале опре-
деляют технологическую подачу (подсчитывается по формулам или
берется из таблиц справочников) Ч Затем подсчитывают скорость ре-
зания, допускаемую режущими свойствами инструмента.
Таблица 27
Значения допустимого износа
зуборезных инструментов
Тип инструмента Обработка Допустимый износ по зад* ней поверх- ности в мм (у вершины зуба)
Фреза дисковая модульная Чистовая Черновая. 0,2—0,4" 0,8—1,2
Фреза червяч- ная Чистовая Черновая. 0,2—0,4 0,5—0,8
Долбяк диско- вый Чистовая Черновая. 0,06—0,12 0,8 —1,0
По принятой скорости резания в случае работы червячной фрезой
определяют число оборотов фрезы, а в случае применения зуборезного
долбяка подсчитывают число двойных ходов долбяка в минуту. Затем
корректируют по кинематическим данным паспорта станков число
оборотов или число двойных ходов и подсчитывают действительную
скорость резания.
Для проверки подсчитывают мощность, необходимую для резания,
и соответствующую мощность электродвигателя станка:
Глава КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗУБОРЕЗНОГО
XXI ИНСТРУМЕНТА, РАБОТАЮЩЕГО МЕТОДОМ
КОПИРОВАНИЯ
§ 1. ДИСКОВЫЕ МОДУЛЬНЫЕ ФРЕЗЫ
Пальцевые и дисковые модульные фрезы — частные случаи фа-
сонных фрез с затылованными зубьями и основные элементы их опре-
деляются по зависимостям для фасонных фрез с затылованными
зубьями, приведенным в гл. XIX.
1 См. нормативы режимов резания [ 117j.
332
Высота затылуемого профиля фрезы h (см. рис. 276) применительно
к модульным фрезам определяется размерами впадины зубьев колеса.
Профиль зуба дисковой модульной фрезы для фрезерования цилин-
Рис. 283. Профиль дисковой модульной фрезы (для прямозубого колеса)
дрических колес с прямым зубом 1 в точности соответствует профилю
впадины колеса (рис. 283), состоящего из рабочего участка — зуба
BE (отрезка эвольвенты) и нерабочего участка — зуба О^В, ограни-
ченного переходной кривой.
Для расчета координат точек эвольвентного участка зуба поместим начало
координат в центр зубчатого колеса. Ось 0Y совместим с осью симметрии профиля
впадины. Координаты хну любой .точки М профиля фрезы определяются по фор-
мулам 2
х = г х sin бл.; У =- гх cos
но угол как видно из рис. 283, определится как сумма двух углов:
~ 6о +
1 Профилирование дисковых модульных фрез для колес с косым зубом в главе
не рассматривается; интересующимся рекомендуется книга «Справочник инструмен-
тальщика-конструктора» М., Машгиз, 1958.
2 Подробнее см. литературу [32].
333
В свою очередь, 0V определится из условия образования эвольвенты как раз-
вертки круга, при котором длина отрезка МА должна быть равна длине соответ-
ствующей дуги В А, т. е. М А = ВА,но
МА ~
12алг =---; ВА = г0 (ах + 9х) (углы в радианах);
г о
тогда
♦ ro(Xv + 0v) , л
tg «X = = ах + 0Х
го
или
9лг = tg ах «х-
Выражение tgav — ах обозначается invav и называется инволютой. Инволюта,
для углов ах приводится в таблицах 1 в радианах.
Таким образом, подставив в формулу выражение 9V, получим
6Х = 60 + inv ах. (1)
Координаты х и у любой точки эвольвенты можно определить, решив уравнения
х = rx sin у = rx cos 6 Y.
Задаемся рядом значений гх, и для расчета соответствующих углов ах исполь-
зуем зависимость
г0
cos ах = -- .
Гх
Радиус основной окружности
mz
r0 = -j- cos a0.
Поскольку при определении профиля зуба фрезы необходимо
найти координаты ряда точек, а расчеты очень трудоемкие, то для
ускорения разработаны таблицы, по которым можно просто и быстро
найти координаты точек профиля [81] фрез для нормального заце-
пления с углом 20°
В расчеты, связанные с определением профиля для различных
колес одного и того же модуля, входит число зубьев колеса, поэтому,
строго говоря, необходимо иметь дисковую модульную фрезу для
каждого профиля впадины. Однако применять большое количество
фрез очень дорого, поэтому можно с известной погрешностью приме-
нять одну и ту же фрезу для нарезания колес с ближайшим числом
зубьев. Неточности профиля, получающиеся при этом, принимаются,
конечно, в пределах допусков колес. Для нарезания зубьев неточных
колес (особенно с небольшими модулями) числа зубьев нарезаемых
колес, начиная от 12 и до бесконечности (число зубьев рейки можно
считать равным бесконечности), разбиты на восемь групп.
Фреза определенного номера нарезает колеса зубьев, лежащие
в пределах:
Номер фрезы 1 2 3 4 5 6 7 8
Число зубьев 12—13 14—16 17—20 21—25 26—34 35—54 55—134 135 и более
1 См. Справочник инструментальщика. Т. 1. М., Машгиз, 1948.
334
Такой набор из восьми фрез называется основным набором и при-
меняется для модулей менее 8. Для больших модулей (до 16) разби-
вают все числа зубьев не на 8, а на 15 номеров, а для колес с крупными
модулями — даже на 26 номеров. Расчет координат профиля фрезы,
нарезающей зубчатые колеса с определенным пределом чисел зубьев,
производят по наименьшему числу зубьев. Например, профиль фркезы
№ 6 должен быть рассчитан по впадине шестерни, имеющей 35 зубьев.
Рассчитывать профиль по максимальному числу зубьев 54 нельзя,
так как ошибки в зацеплении могут привести к заклиниванию зубьев
сопрягающихся колес, при расчете по минимальному числу зубьев
заклинивание исключено.
Практически бывает трудно изготовить точный шаблон по координатам, и тогда
заменяют эвольвентный профиль дугами окружности [118]. Однако при.такой замене
расчетом должны быть проверены получающиеся неточности, и они должны уклады-
ваться в допустимые отклонения профиля зубчатых колес.
Мы рассмотрели определение координат эвольвентного участка профиля. Для
определения всего профиля дисковой модульной фрезы следует найти координаты
точек не только эвольвентного участка профиля, но и переходной кривой ОГВ (см.
рис. 283). Переходную кривую заменяют сопряжением дуги окружности и отрезка
прямой линии.
На рис. 284 приведен полный профиль дисковых модульных фрез. Тип / соот-
ветствует форме профиля для фрез с № 1 до 2. В этом случае профиль образуется
ЭЕОЛьвентным участком СЕ, участком прямой линии СВ и дугой окружности АВ.
Тип II соответствует форме профиля для фрез от № 3 до 7; профиль состоит из
эвольвентного участка BE, дуги окружности В А, прямолинейного участка АО.
Тип /// соответствует форме профиля фрез свыше № 7. Профиль состоит из
эвольвентного участка ЕМ, прямолинейных участков МВ и- АО и дуги окружности В А.
Рекомендуемые координаты переходных участков приводятся в соответствую-
щих нормалях.
Дисковые модульные фрезы делятся на черновые (для предвари-
тельной прорезки зуба) и чистовые (для окончательной обработки
впадины зуба). Черновые фрезы для улучшения условий резания проек-
тируются с передним углом 8—10°, так как неточности профиля не
имеют значения при черновой обработке впадины.
Чистовые фрезы рассчитываются для снятия небольшого при-
пуска, но у этих фрез должен быть точный профиль, поэтому передний
угол у приходится делать равным нулю и затачивать зуб по передней
поверхности радиально.
Конструктивные элементы дисковой модульной фрезы (рис. 285) —
наружный диаметр D, диаметр отверстия d и число зубьев г — следует
выбирать по ГОСТу 10996—64 (табл. 28).
Величину затылования К определяют по формуле
»л j
К = - tga6
и округляют до значения имеющихся затыловочных кулачков (обычно
целые числа). Угол aQ принимают таким, чтобы обеспечить на боковых
сторонах профиля углы ах не менее 3° по формуле
335
Tun I
Рис. 284. Профиль дисковых модульных фрез:
тип / — фрезы № 1—2; тип // — фрезы № 3 — 7; тип III — фрезы свыше № 7
Тип П
Тип Ш
Рис. 285. Основные конструктивные элементы дисковой модуль-
ной фрезы:
а — без подфрезеровки канавки; б — с подфрезеровкой канавки
336
Таблица 28
Основные размеры дисковых модульных фрез
Модуль в мм 1 1.5 2,5 2.75-3 3,0-3,25 3,75-4,0 4,25—4,5 5 5,5 6 6.5-7 8 9 10
D В ММ 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120
d В ММ 16 22 22 22 27 27 27 27 32 32 32 32 32 32 32
2 14 14 14 12 12 12 12 11 11 И 11 И И 10 10
Угол для любой точки образуется между касательной к профилю
в этой точке и осью фрезы.
Конструкция зубьев дисковой зуборезной фрезы показана на
рис. 285, а без подфрезеровки, а на рис. 285, б — с подфрезеровкой.
Высота зуба Н определяется по формулам
И ^hnp + К + г мм; (рис. 285, а)
ориентировочно
И = hnp. (рис. 285, б)
В формулы входит высота профиля hnp, определяемая после расчета
и построения профиля фрезы. Угол v и радиус г впадины определяются
по тем же формулам, что и для затылования фасонных фрез (см.
гл. XIX). Ширина фрезы В определяется при расчете координат хк
профиля фрезы (см. рис. 284): В =2хк.
После расчета элементов конструкции фрезы рекомендуется вы-
черчивание производить в масштабе. При этом должны соблюдаться
следующие соотношения: толщина т тела фрезы в самом опасном се-
чении над шпонкой должна быть не менее 0,35d (где d — диаметр от-
верстия фрезы); ширина С зуба у основания должна быть не менее
0,75 Н.
Черновые модульные фрезы крупных модулей изготовляются сбор-
ными, со вставными ножами, из быстрорежущей стали Р18 или Р9.
Черновые фрезы для мелких и крупных модулей должны иметь на
боковых режущих кромках стружкоразделительные канавки. Допуски
на цельные чистовые дисковые модульные фрезы устанавливаются
техническими условиями по ГОСТу 1678—53. Чистовые фрезы обычно
изготовляются из быстрорежущей стали Р9.
Дисковые модульные фрезы изготовляются обычно с нешлифован-
ным .профилем зуба, однако у фрез из быстрорежущей стали можно
шлифовать профиль зуба. Для облегчения шлифования можно делать
зуб с двойным затылованием.
337
§ 2. ПАЛЬЦЕВЫЕ МОДУЛЬНЫЕ ФРЕЗЫ
Пальцевые модульные фрезы применяются для фрезерования про-
филя прямозубых и косозубых зубчатых колес крупного модуля
(начиная с модуля 10 и выше) тогда, когда нельзя нарезать колесо
червячной фрезой. На рис. 286 показаны пальцевые зуборезные чер-
новые и чистовые фрёзы.
Чистовая пальцевая фреза обычно изготовляется с углом у = 0,
т. е. с радиальной передней поверхностью. Профиль зуба такой фрезы
в осевом сечении должен в
точности соответствовать про-
филю впадины колеса, если
обрабатываемое зубчатое ци-
линдрическое колесо имеет
прямые зубья. Когда чисто-
вая фреза предназначается
для фрезерования шевронных
или косозубых колес, то про-
филь несколько отличается
от профиля впадины. Черно-
вая пальцевая модульная фре-
за для обеспечения оптималь-
ных условий резания кон-
струируется с передним углом
у до 8°; она имеет также ка-
навки для разделения струж-
ки. Черновые и чистовые
фрезы изготовляются с заты-
лованным, но могут изготов-
ляться и с остроконечным
зубом; тогда необходимо за-
тачивать их по профилю.
Черновые и чистовые фрезы могут быть сборными, со вставными
или с приваренными ножами.
Пальцевые зуборезные фрезы навертываются на оправки. Рас-
пространены две конструкции центрирования и крепления пальцевых
фрез на оправке: с внутренней цилиндрической выточкой (тип а) и
с наружной цилиндрической проточной (тип б).
У фрез типа а (наиболее распространенные) посадочными местами
являются торец и отверстие (рис. 286), а внутренняя резьба нарезается
со значительным зазором и не направляет, а только обеспечивает кре-
пление фрезы. При закреплении фрезы на оправку пользуются гаеч-
ным ключом, для чего имеются лыски.
Профиль фрез для прямозубых колес рассчитывается по форму-
лам х, приведенным на стр. 343. У фрез для косозубых'и шевронных
1 См. литератур} [118], а также «Станки и инструмент», 1962, № 2,
338
колес приходится производить более сложный расчёт, так как пальце-
вая зуборезная фреза во впадине колеса должна обрабатывать винто-
вые боковые поверхности зуба колеса и каждая точка фрезы соприка-
сается с винтовой эвольвентной боковой поверхностью зуба в разных
плоскостях.
Наружный диаметр фрезы D определяется с запасом 3—10 мм по
сравнению с максимальной абсциссой хтах профиля (см. рис. 283), т. е.
D = 2х1Пах + (3 -т- 10) мм.
Длина режущей -части 1р прини-
мается в зависимости от максималь-
ной глубины z/max профиля с запасом
от 3 до 10 мм\
1р= + (З-т-10) ММ.
Общая длина фрезыL = (1,94-20)Zp.
Диаметр посадочного отверстия
диаметр резьбы D и остальные эле-
менты посадочного отверстия могут
быть приняты по нормалям [1191.
Для нормальной работы фрезы
важно иметь канавки для стружки
достаточных размеров. Важно раз-
местить зубья у тонкого конца фрезы
так, чтобы, с одной стороны, сохра-
нить прочность зуба, с другой сто-
роны, иметь канавки достаточной
глубины. При большой разнице между
D и d с целью увеличения объема
канавок для выхода стружки часто
приходится зубья у торцовой части
фрезы срезать через один. Угол впа-
Рис. 287. Схема затылования паль-
цевых фрез:
а — радиальное; б — осевое; в — заты-
лование под углом
дины стружечных канавок принимают
обычно в пределах 45—60° Число зубьев чистовых фрез рекомен-
дуется с целью облегчения промеров принимать четным.
На рис. 286 показана черновая пальцевая модульная фреза с боль-
шим объемом канавок для выхода стружки.
Затылование пальцевых фрез можно производить в трех различных
направлениях (рис. 287): радиальное и осевое затылование и затыло-
вание под углом.
При радиальном затыловании (рис. 287, а) изме-
ренная нормалью к профилю величина /<\ во всех точках профиля
будет переменной, а при переточках резко изменяется также диаметр,
и это приводит к искажению профиля впадины, потому радиальное
затылование пригодно только для черновых фрез.
При осевом затыловании (рис. 287, б) несколько луч-
шие условия в отношении постоянства заднего угла, так как изменение
339
величин /<] затылования в различных точках в радиальном направле-
нии направлено так, что частично компенсирует разницу в диаметрах.
Однако при осевом затыловании в точках, где линия профиля парал-
лельна оси фрезы или наклонена к ней под малым углом, получается
слишком малая величина заднего угла.
При затыловании под углом т = 104-15° к оси фрезы
(рис. 287, в) задний угол а остается почти постоянным, так как изме-
нение величины Ki затылования компенсирует разницу в диаметрах
и затылование пригодно для чистовых фрез [120].
§ 3. ЗУБОДОЛБЕЖНЫЕ ГОЛОВКИ
Разновидностью зуборезного инструмента, работающего мето-
дом копирования, являются специальные зуборезные головки для
контурного зубодолбления (рис. 288). Фасонные резцы, укреплен-
ные в головке, производят одновременное долбление всех впадин
шестерни
Рис. 288. Зубодолбежная головка завода МИЗ
заготовки, т. е. количество резцов соответствует количеству впа-
дин нарезаемого колеса. Каждый резец обрабатывает только од-
ну впадину, и после рабочего хода, при холостом ходе (стрелка
вверх), разводящее кольцо сводит их снова. За несколько двой-
ных ходов резцы углубляются в заготовку на полную глубину
зуба нарезаемого колеса.
Производительность станка с головкой в несколько раз пре-
вышает производительность обычного зубодолбежного или соот-
ветствующего зубофрезерного станка. Применение головки оправ-
дывается только при массовом производстве зубчатых колес одного
модуля и числа зубьев. После такой обработки зубчатые колеса
получаются неточными и необходима чистовая обработка обыч-
ным дисковым зуборезным долбяком или шевером.
340
При расчете профиля резцов головки вначале определяются
координаты профиля впадины в торцовом сечении колеса, а за-
тем, так как резцы имеют задний и передний углы, координаты
профиля пересчитываются аналогично призматическим фасонным
резцам.
В настоящее время ВНИИ предложена модернизированная
конструкция зубодолбежной головки, в которой используются
быстросменные регулируемые резцы более простых конструкций,
что удешевляет эксплуатацию головки.
Глава РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ
XXII ЗУБОРЕЗНОГО ИНСТРУМЕНТА,
РАБОТАЮЩЕГО ПО МЕТОДУ ОБКАТА
§ 1. ЧЕРВЯЧНЫЕ ЗУБОРЕЗНЫЕ ФРЕЗЫ
Прежде чем рассмотреть отдельные элементы конструкции
червячных зуборезных фрез, разберем типы червяков, на которых
построены профилирование и расчет червячных фрез для эволь-
вентного зацепления. Боковая поверхность витка червяка является
винтовой поверхностью, образующейся в результате винтового
движения отрезка прямой линии.
На рис. 289,а показана винтовая поверхность, которая обра-
зуется, если прямую АВ, проходящую через ось червяка и на-
клоненную под некоторым углом к оси, вращать вокруг оси и
одновременно (за каждый оборот) перемещать равномерно вдоль
оси. Червяк, боковые поверхности которого образованы таким
образом, -носит название архимедова червяка; признаком его яв-
ляется образующая прямая линия, проходящая через ось червяка.
341
В сечении боковой поверхности 'червяка плоскостью, перпенди-
кулярной к оси, получается архимедова спираль. Поверхностью
червяка может быть и винтовая поверхность, образованная при
движении прямой линии АВ, не проходящей через ось червяка
(рис. 289,6).
Представим себе некоторый цилиндр радиуса г0\ линию АВ
направим по касательной к боковой поверхности цилиндра. Угол
наклона тг этой линии по отношению к плоскости, перпендикуляр-
ной к оси цилиндра^ возьмем равным углу подъема соо винтовой
линии на цилиндре радиуса г0. Тогда в результате винтового
движения линии АВ получается винтовая поверхность, которая
носит название эвольвентной винтовой поверхности, потому что
в сечении плоскостью, перпендикулярной к оси, получается эволь-
вента. Цилиндр радиуса г0 называется основным цилиндром вин-
товой эвольвентной поверхности.
Третья винтовая поверхность, показанная на рис. 289,в, имеет
прямолинейный профиль в нормальном сечении витка (или впади-
ны) с углом подъема т^ винта к оси на делительном цилиндре.
В сечении плоскостью, перпендикулярной к оси, третий тип чер-
вяка дает удлиненную эвольвенту.
Червячная фреза представляет собой тот же червяк, но в от-
личие от последнего фреза имеет режущие кромки. Червячные
фрезы, как и червяки, также могут быть трех типов: архимедовы
(с прямолинейным профилем в сеевом сечении), эвольвентные и,
наконец, фрезы с прямолинейным профилем в нормальном сече-
нии (по витку или впадине) \ Архимедовы и эвольвентные чер-
вячные фрезы изготовляются в основном для фрезерования чер-
вячных колес, причем первые из них — архимедовы червячные
фрезы — получили большее распространение, так как их проще
изготовлять, чем эвольвентные фрезы.
Червячные фрезы с прямолинейным профилем в нормальном
сечении получили широкое распространение для фрезерования
цилиндрических колес с прямыми и винтовыми зубьями, и до
настоящего времени они являются основным типом фрез для
фрезерования цилиндрических колес. Наряду с этим для фрезе-
рования цилиндрических колес находят применение архимедовы
червячные фрезы с прямолинейным профилем в осевом сечении
и даже с прямой канавкой.
Кроме указанных типов цилиндрических червяков и червячных
фрез, применяются конические червяки и конические червячные
фрезы, глобоидальные червяки (образованные не на прямом цилиндре,
а на глобоиде) и глобоидальные фрезы для их изготовления.
Черновые червячные фрезы делаются с пониженной точностью,
часто с нешлифованным профилем зуба. Для повышения произве-
1 Применяются также и червячные фрезы, в основу которых положены другие,
так называемые нелинейчатые поверхности.
312
дительности черновые фрезы иногда делают двухзаходными. При
увеличении числа заходов фрезы в определенное число раз во
столько же раз должно увеличиваться число оборотов нарезаемо-
го колеса. Однако практика показывает, что повышение произво-
дительности при применении двухзаходных фрез сравнительно
невелико (до 20%), так как с увеличением угла наклона канавок
резко ухудшаются условия резания на боковых сторонах профиля
и приходится снижать подачу. Применение трехзаходных фрез
совершенно не оправдывается.
Чистовые червячные фрезы, как правило, изготовляются одно-
заходными, с прямолинейным профилем в нормальном или осевом
Рис. 290. Червячные фрезы со вставными гребенками кон-
струкции завода «Фрезер»
сечениях. Габариты и технические условия на фрезы даны в
ГОСТе 9324—60.
Особо точные (прецизионные) червячные фрезы отличаются
от чистовых особой тщательностью выполнения, жесткими допу-
сками и увеличенным диаметром (увеличение диаметра приводит
к повышению точности профиля фрезы).
Сборные червячные фрезы со вставными гребенчатыми” ножами
изготовляют в целях экономии быстрорежущей стали. Корпус этих
фрез изготовляется из конструкционной стали, а гребенчатые но-
жи — из быстрорежущей стали. Имеется много конструкций сбор-
ных червячных фрез. Фреза со вставными гребенками крупного
модуля (т -= Юн-36 мм) показана на рис. 290. В корпусе / фрезы,
изготовленном из конструкционной стали (рекомендуется приме-
нение хромистой стали 40Х), профрезерованы клиновидные пазы,
суживающиеся к центру (уклон 1 : 10). В пазы запрессованы гре-
бенчатые ножи 2 из быстрорежущей стали. На обоих торцах фре-
зы проточены буртики, причем концы запрессованных ножей вы-
ступают с обеих сторон корпуса и протачиваются совместно с кор-
пусом. На эти буртики насаживаются боковые кольца 3 в нагре-
343
том виде (при температуре 300° С). Остывая, кольца сжимаются
и наподобие обруча охватывают буртики с гребенчатыми ножами.
После остывания получается монолитная, очень прочная конструк-
ция; фреза по прочности ничем не отличается от цельной фрезы.
Эта конструкция дает надежное, хорошее крепление, но не позво-
ляет производить смену ножей.
В целях создания рациональных задних углов на боковых ре-
жущих кромках (до 10°) ВНИИ предложена конструкция червяч-
ной сборной фрезы с острозаточенными зубьями (рис. 291). В кор-
пус 1 фрезы вставляются комплекты зубьев 2, которые, с одной
стороны, плотно прижимаются к сухарям 3 привернутыми винта-
ми 4, с другой стороны, крепятся зажимными винтами 5. Режущие
зубья отдельно от корпуса шлифуются в специальных приспособ-
лениях. При этом образуются плоские (или близкие к плоским)
задние поверхности. Увеличенные задние углы способствуют по-
вышению стойкости по сравнению с обычными фрезами. Фрезы
допускают до 15 переточек, после чего может быть поставлен но-
вый комплект зубьев. Применяются также фрезы для предвари-
тельного нарезания зубьев колес под шевингование с большими
подачами (до 10 мм,/об).
На рис. 292 показана схема червячной чистовой однозаходной
насадной фрезы со всеми конструктивными элементами и профиль
ее зуба в нормальном сечении.
На рисунке tn — шаг профиля зуба в нормальном сечении;
toc — шаг профиля в осевом сечении; — угол профиля в нор-
мальном сечении; Sn — толщина зуба в нормальном сечении; h —
высота зуба; hx и h2 — соответственно высота головки и ножки
зуба; Dp — наружный диаметр фрезы; D — диаметр отверстия
фрезы; Df — расчетный диаметр делительного цилиндра; со — угол
наклона винтовых канавок (обычно равен углу подъема витков
червяка т на делительном цилиндре); S,, — шаг винтовых канавок;
v — угол канавочной фрезы; г — радиус закругления впадины;
Н — глубина канавки; — задний угол; у — передний угол; К и
Ki — величина затылования; — диаметр буртиков.
Перейдем к определению основных конструктивных элементов
фрезы в том порядке, в каком производится расчет червячных
фрез.
Определение профиля в нормальном сече-
14 и и. Профиль фрезы в нормальном сечении (рис. 292) должен
соответствовать рабочему контуру рейки, которой производится
обработка нарезаемого колеса. Данные, относящиеся к профилю,
будут следующие.
Модуль т является исходной величиной при проектировании
червячной фрезы. Если фреза предназначена для нарезания ци-
линдрических колес с прямыми зубьями, модуль будет в точности
соответствовать модулю колеса в торцовом сечении. Если фреза
предназначена для цилиндрического колеса с косыми зубьями,
344
Рис. 291. Червячная фреза с острозаточенными зубьями кон-
струкции ВНИИ

Рис. 292. Конструктивные элементы червячных фрез
345
модуль принимается равным модулю зубчатого колеса в нормаль-
ном сечении.
Угол профиля ап в нормальном сечении может быть принят
равным углу а0 зацепления колеса. Однако это не совсем точно.
Теоретические расчеты показывают, что точность фрез увеличи-
вается, если принимать корректированный угол. В. А. Шишков
предлагает корректировку угла ап в зависимости от угла подъема
витков червяка т на делительном цилиндре (для а0 = 20°) (табл. 29).
Таблица 2L Высота головки зуба hx ) фрезы определяется по фор- муле hT = 1,25 m, т. е. берет-
Угол Угол
ся равной высоте ножки
подьома 1 витков чер- Корректи- рованный подъема витков чер- Корректи- рованный зубчатого колеса.
вяка на де- лительном угол ап вяка на де- лительном угол ап Высота ножки зуба h2
цилиндре в град в град цилиндре в град в град фрезы принимается (с уче- том зазора между наруж-

2 20 5°30' 19с55\30,г ным диаметром заготовки
3 19°59' 6° 6’30' 19с56' и впадиной червячной фре- зы) равной 1,25 m.
4 19°58'30" 19°55' Полная высота зуба
4°30' 19°58' 7° 19°54' h = + h, таким образом,
5 19°57'30" для нормального (а = 20°) зацепления по стандарту
равна 2,5 т.
Шаг tn должен быть равен шагу нарезаемого колеса при наре-
зании колес с прямыми зубьями; для колес с косыми зубьями
шаг tn должен быть равен шагу колеса в нормальном сечении:
Толщина Sn зуба в нормальном сечении 5л = у.
Зуб червячной фрезы имеет закругления у вершины и впадины:
радиус у вершины гг = (0,25 4- 0,3) т, радиус у впадины
г2 = (0,2 4- 03) т. Если профиль должен быть фланкированным, то
даются соответствующие элементы фланкирования.
Таким образом определяются все элементы стандартного
(а = 20е) профиля в нормальном сечении. Если зубчатое колесо
имеет специальный или корригированный профиль, то соответст-
венно должны быть взяты другие элементы профиля; эти элемен-
ты обычно указываются в рабочем чертеже зубчатого колеса.
Существует два принципиально различных метода профилиро-
вания и измерения профиля фрез: в нормальном сечении (как было
описано выше) и в осевом сечении. Более точно можно спрофили-
ровать фрезу, измеряя профиль в осевом сечении [118]. В ГОСТе
9324—60 дан такой метод проверки и профилирования наравне
с методом проверки и профилирования в нормальном сечении.
Определение наружного диаметра фрезы.
Чем больше наружный диаметр фрезы De, тем меньше будут сказы-
ваться ошибки профилирования, тем большим можно принять
346
диаметр оправки и меньше будут вибрации при нарезании. Но,
с другой стороны, увеличение диаметра фрезы приводит к излиш-
нему расходу быстрорежущей стали и (при одинаковой скорости
резания) снижает производительность фрезы. Для червячных
фрез наружный диаметр принимают по ГОСТу 9324—60.
Выбор наружного диаметра De, диаметра отверстия d и числа
зубьев г следует производить по данным табл. 30, где приведены
значения наружного диаметра чистовых червячных фрез, обеспе-
чивающие необходимую точность колес.
Таблица 30
Значения основных размеров червячных зуборезных фрез
Модуль Фрезы цельные прецизионные Фрезы цельные общего назначения Фрезы сборные общего назначения
в мм De В мм d в мм De В мм d в мм De в .н.п d 1 в .н.п
1—1,25 70 32 16 63 27 12 1 1 .—
1,5—1,75 80 40 16 63 27 12 —
2—2,25 90 40 14 70 27 12 ! —
2,5—2,75 100 40 14 80 32 10 — —
3—3,75 112 40 14 90 32 10 — — —
4—4,5 125 50 14 100 32 10 — — —
5—5,5 140 50 14 112 40 10 — — —
6—7 160 60 12 125 40 9 — — —
8 180 60 12 140 40 9 — — —
9 2С0 60 12 140 40 9 — — —
10 225 60 12 160 50 9 180 40 8
11 — — — 160 50 9 180 40 8
12—14 — — — 180 50 9 200 50 8
16—18 — — — — — — 225 50 8
20 — — — — — — 250 60 8
Фрезы цельные прецизионные класса АА обеспечивают устой-
чивую обработку колес 7-й степени точности (ГОСТ 1643—56).
Фрезы цельные и сборные общего назначения класса А обеспе-
чивают колеса 8-й степени точности; класса В — 9-й степени точ-
ности и класса С — 10-й степени точности.
Общая длина L и' длина рабочей части фрез принимаются
по ГОСТу 9324—60.
В основу расчета длины рабочей части фрезы положено следую-
щее соображение: длина рабочей части фрезы должна быть не меньше
длины проекции линии зацепления на начальную прямую рейки.
Проекция линии зацепления 1зац рейки равна (рис. 293)
1заи. = /lCtgau.
Считают, что фреза может быть переставлена после небольшо-
го притупления вдоль оси минимум на один шаг. Кроме того, один
347
крайний виток фрезы не может участвовать в работе. Итак, мини-
мальная длина фрезы составит L = h ctg 20° + t- Подставив значения
ctg20° и округляя, получим Limin == Ю m, т. е. длина рабочей части
фрезы должна быть не менее 10 т. Чем больше длина рабочей
части, тем больше перестановок можно делать, поэтому у фрез
мелких модулей длина Lx делается больше Lj niin, а у фрез круп-,
ных модулей она близка к мини-
Рис. 293. Линия зацепления колеса
с рейкой и ее проекция на начальную
прямую
муму.
Задние углы фрезы по вершине
и боковым сторонам профиля раз-
личны.
Можно определить задний угол
ах по боковой стороне профиля в
нормальном сечении к режущей
кромке по формуле
tgo, = tgcxj sin ф,
где ф — угол наклона режущей
кромки к торцовой пло-
скости фрезы.
Применительно к червячной
фрезе угол ф есть не что иное,
у червяч-
как угол зацепления а0. Следовательно, задний угол а
ной фрезы в нормальном сечении может быть определен из фор-
мулы
tgax = tgax sin а0
Приняв минимальный задний угол ах = 4°, получим необходи-
мый задний угол = 11ч-12е (при а0 = 20е). Исходя из этого угла
рассчитывается величина затылования К по формуле
K = -2~tgal
Если фрезы с нешлифованным профилем, то затылование про-
изводят резцом; у фрез со шлифованным профилем для обеспе-
чения выхода шлифовального круга делают двойное затылование.
Величина второго затылования принимается по формуле
- (1.2--1,7)Л.
Важным элементом фрезы является расчетный диаметр дели-
тельного цилиндра Dt (см. рис. 292). Прежде чем определить Dh
рассмотрим червячную фрезу. В основе ее конструкции положен
червяк, и Dt будет соответствовать диаметру делительного цилин-
дра этого основного червяка. Но новая и переточенная фрезы
имеют различный наружный диаметр. Следовательно, новая и пе-
реточенная фрезы будут иметь также соответственно разные диа-
метры делительной окружности Dtl и Dt2.
348
Для расчета фрезы .принимают некоторый средний между
ними делительный диаметр Dt, определяемый по формуле
Dt — De — 2hr — 0,3K.
Угол т подъема винтовой линии на делительном цилиндре мо-
жет быть рассчитан по формуле
sin т =
tn тип т
jtDt TtDt Dt >
где т — модуль зубчатого колеса.
У червячных фрез с целью обеспечения одинаковых передних
углов и одинаковых условий резания на обеих сторонах зуба меж-
дузубые канавки делают с углом наклона, равным углу подъема
винтовой линии, т. е. направление канавок принимают нормаль-
ным к направлению резьбы червяка.
Направление винтовых канавок обратно направлению нарезки
червяка: если червяк правый, канавки левые, и наоборот. Шаг
винтовых канавок (часто его называют также «ход винтовых
канавок») определяется по формуле
с ___
tg со *
Опыты исследователей, а также длительная работа заводов
(«Фрезер» и др.) показали полную возможность замены винтовых
канавок при небольших углах т (не превышающих 5е) прямыми
стружечными канавками (со = 0°), направленными вдоль оси фре-
зы. У таких фрез профиль измеряется по передней поверхности
вдоль оси фрезы. Угол профиля при 20° зацепления корректирует-
ся по формуле
ctg а = ctg 20° cost.
Фрезы с винтовыми и с прямыми канавками на зубофрезерном
станке устанавливаются под углом т. Поэтому фрезы всегда должны
иметь клеймение с указанием расчета угла т.
На чертеже фрезы должен быть обязательно указан шаг профиля
зуба в осевом сечении (необходимый при изготовлении фрезы), который
можно найти по формуле
t = —
ос cos т ‘
Определение элементов канавки и угла v канавочной фрезы лучше
всего производить после прочерчивания зуба фрезы. Глубина канавки
// = й + К + г. Угол v канавочной фрезы принимается равным
22—25°
Технические условия на изготовление червячных чистовых фрез
для цилиндрических колес предусмотрены ГОСТом 9324—60. Допуски
на отдельные элементы фрез (угол профиля, шаг и т. д.) принимаются
349
различные в зависимости от класса точности фрез. В ГОСТе 9324—60
имеются четыре класса точности фрез: АА, Д, В и С.
В связи с необходимостью у фрез (классов А и В’и более точных)
шлифовать профиль и получать высокую точность приходится фрезы
изготовлять из быстрорежущей стали Р18, хорошо прокованной,
с карбидной неоднородностью в пределах 3—4-го балла.
Червячные фрезы с твердыми сплавами.
В последнее время в связи с развитием скоростных методов обработки
ведутся экспериментальные научно-исследовательские работы по
созданию червячных фрез, оснащенных твердыми сплавами. При-
менение таких фрез может дать большой производственный эффект.
Разработана червячная фреза с цельными твердосплавными гребен-
ками, закрепляемыми клиньями и кольцами. В опытной конструкции
фрезы ВНИИ используются вставные острозаточенные зубья, осна-
щенные пластинками твердого сплава, которые закрепляются в кор-
пусе. Однако до сих пор не освоено широкое изготовление таких
фрез. В приборостроении нашли применение цельные твердосплавные
фрезы мелких модулей (т 0,1-?-1,0 мм) из твердого сплава ВК6М,
ВК8М и ВКЮМ.
§ 2. ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
КОЛЕС С ЗАЦЕПЛЕНИЕМ НОВИКОВА
Зубчатые передачи с высокой несущей способностью были разработаны в СССР
д-ром техн, наук М. Л. Новиковым. Зацепление (рис. 294) представляет собой выпук-
ло-вогнутое кругловинтовое зацепление с начальным касанием в точке или по линии,
расположенной в торцовом сечении колес.
Передача Новикова между параллельными осями может быть выполнена только
косозубой или шевронной фрезой с углом = 15 -ь 30°. Выпуклый зуб делается
на шестерне (с меньшим числом зубьев), вогнутый — на колесе (с большим числом
зубьев). При расчетах определяется нормальный модуль колес тп. Для нарезания
могут быть использованы почти все инструменты, применяемые для обработки зубьев
эвольвентных передач. Однако чаще всего применяются червячные фрезы.
Таблица 31
Основные размеры червячных фрез для зацепления Новикова
тп в мм 2,5 3—3,5 4,0 4,5—5,5 6—7 8—10 11 — 12
De в мм 80 90 100 112 125 160 180
L в мм 70 80 90 100 112 140 160
d в мм i 32 32 40 40 40 50 60
Профиль зубьев передач Новикова должен иметь круговую форму в торцовом
сечении колеса. Следовательно, профиль зубьев инструмента должен иметь круговую
форму в осевом сечении фрезы. Такое профилирование инструмента требует изготов-
ления специальных фрез для каждого угла наклона зубьев колеса.
В настоящее время принято профиль зуба инструмента очерчивать по дуге
окружности в нормальном сечении зубьев с учетом, что после первоначальной при-
работки колес зацепление выправляет все неточности, связанные с приближенным
профилированиехМ фрезы.
350
'зах
Рис. 294. Схема зацепления Новикова р^ = 15-:- 25°:
— = 1,2 -f-
^0
i>4; ts
лтп
cos р£
0,075тп^ Of 0f25mft f ^зах 1,15m
Фреза для шестерни
b)
Рис. 295. Исходный контур инструментальной рейки
Проектирование червячных фрез для нарезания колес зацепления Новикова
аналогично проектированию червячных фрез для цилиндрических колес эвольвент-
ного зацепления [32].
На рис. 295, а показан исходный контур инструментальной рейки для выпуклых
зубьев (нормальное сечение); на рис. 295, б показан исходный контур инструменталы
ной рейки для вогнутых зубьев (нормальное сечение).
§ 3. ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ ДЛЯ ЧЕРВЯЧНЫХ КОЛЕС
У червячных фрез для цилиндрических колес габаритные размеры
фрезы выбирались из соображений точности профиля, прочности
фрезы и т. д. Таким образом, диаметр и угол наклона (подъема) вит-
ков фрезы не зависели от конструкции зубчатого колеса.
Рис. 296. Схемы нарезания червячных колес:
а — с радиальной подачей; б — с танТенциальной подачей
Иное положение получается при разработке червячных фрез
для червячных колес. Фреза для червячного колеса должна быть
копией червяка, поэтому диаметр фрезы, шаг и угол наклона (подъема)
витков должны в точности соответствовать тем же элементам червяка.
Для червячной передачи могут быть приняты все три типа червя-
ков (архимедов, эвольвентный и с прямолинейным профилем в нор-
мальном сечении). Выбор типа червячной фрезы4 зависит от типа
червяка, принятою в червячной передаче.
Различают два способа фрезерования червячных колес: фре-
зерование с радиальной (рис. 296, а) и с тангенциальной подачей
(рис. 296. б). В первом случае углубление фрезы в деталь происхо-
дит в радиальном направлении путем постепенного сближения детали
и фрезы. Во втором случае расстояние А между осями червячного
колеса и фрезы остается постоянным, а фреза имеет поступательное
движение вдоль своей оси. Фрезы, предназначенные для тангенциаль-
ной подачи, снабжаются заборным конусом. Второй способ фрезеро-
вания является более точным, поэтому первый способ (радиальной
352
подачи) применяется только в тех случаях, когда на станке нельзя
сообщить фрезе тангенциальную подачу.
Фрезы для червячных колес выполняются как насадными, так
и хвостовыми (это зависит от диаметра и модуля червяка.) Хвосто-
Профиль зуба 6 осебом сечении
Рис. 297. Червячные фрезы
для червячных колес:
а — червячный шевер с мелкими
зубьями; б — червячная архиме-
дова фреза
выефрезы употребляются лишь в тех случаях, когда не представляется
возможным сделать отверстие во фрезе.
На рис. 297, а показана червячная эвольвентная фреза с насе-
ченными мелкими зубьями. Она представляет собой инструмент
для снятия очень мелкой стружки, так называемый червячный
шевер.
Зубья такой фрезы срезают тонкие стружки — «скоблят», образуя
профиль червячного колеса. Такие фрезы применяются для оконча-
12 В. А. Аршинов 353
тельной обработки червячных колес, сцепляющихся с эвольвентным
червяком.
На рис. 297, б изображена фреза, предназначенная для работы
с тангенциальной подачей. Она имеет заборный конус, на котором
расположены зубья, имеющие затылование по конусу.
Существуют червячные однозубые фрезы-летучки (рис. 298). Фреза-
летучка имеет один режущий зуб 1, выполненный по профилю рейки
и вставленный в оправку 2. Фреза очень проста в изготовлении,
но малопроизводительна и поэтому применяется только в случае
крайней необходимости, когда требуется нарезать одно или несколько
червячных колес, а обычную червячную фрезу изготовить сложно.
Широкое распространение получили червячные фрезы, в основу
положена архимедова винтовая поверхность
изготовления точного архимедова червяка).
Исходными данными для проектирования
этих фрез являются модуль т; число заходов
червяка и; средний диаметр червяка Dcp,
угол зацепления d0; максимальное число
зубьев червячного колеса; высота ножки зуба
червячного колеса и червяка йГ
Разберем расчет основных элементов чер-
вячной фрезы в том порядке, в каком он
обычно производится.
Определение делительного
диаметра Dz. Нам известен средний диа-
метр Dcp червяка. Необходимо учесть, чтофреза
должна перетачиваться, поэтому диаметр Dt принимают больше сред-
него диаметра Dcp червяка на величину запаса на переточки. Этот
запас устанавливается до (0,14-0,05) т, т. е. Dt = Dcp + (0,14-0,05)m
(чем больше модуль, тем меньше относительный запас [121]).
Угол наклона канавок на расчетном диаметре определяется по
формуле
конструкции которых
(вследствие простоты
Рис. 298. Червячная одно-
зубая фреза-летучка
где т — модуль;
п — число заходов червяка.
Высота головки зуба hY фрезы должна быть равна высоте Л/ ножки
зуба червячного колеса. Высота ножки зуба h2 фрезы должна, быть
равна высоте h{' ножки червяка. Полная высота профиля h = hY + h2.
Осевой шаг toc от зуба к зубу должен соответствовать осевому
шагу червяка и может быть подсчитан по формуле
/ос = пт.
Если червяк многозаходный, то осевой будет равен осевому
шагу, умноженному на число заходов, т. е.
t = ппгп — t0Cn.
354
Задний
ного угла
Радиусы закругления головки г\ и ножки г2 зуба фрезы прини-
маются по профилю исходной рейки для червячной передачи (про-
филь исходной рейки должен быть задан при проектировании).
Наружный диаметр фрезы должен складываться из делительного
диаметра и двух высот головки:
De = Dt +
угол czj на вершине зубьев находим исходя из ми ни мал ь-
ах в нормальном сечении:
tg -
ь 1 sin сх0
междузубых канавок определяем по формуле
2л
2 ( 4,4т\ '
arccos I 1 -д- I
такого предварительного расчета следует вычертить зуб
Число
После
фрезы и убедиться в правильности принятого числа зубьев.
Шаг винтовых канавок SK определяется так же, как у червячных
фрез для цилиндрических колес, по формуле
SK = rcDz ctg со.
Углом канавочной фрезы v вначале задаются, а затем проверяют
его пробным вычерчиванием впадин. .Обычно угол v колеблется в пре-
делах 22—30°
Величину затылования Л можно найти по формуле
K = V-etgai,
где обычно равен 8—12°
Если профиль фрез шлифуется, следует делать двойное затыло-
вание; = (1,2ч-1,3)Л.
Глубину Н канавки можно определить по формуле
И = h -I- + (0,5 4- 1,0)- мм.
Радиус закругления г дна канавки фрезы задается из конструк-
тивных соображений. Можно использовать для расчетов формулу
л (De — 2/7)
Юг
Угол <рЛ наклона верхних участков профиля к оси фрезы рас-
сматриваем в осевом сечении. Прежде чем определить угол (рх, рас-
смотрим, какие особенности вносит затылование в построение про-
филя зуба в .осевом сечении.
12*
355
На рис. 299 показана схема затылования боковых сторон про-
филя зубьев червячной фрезы. Резец, начинающий затылование пер-
вого зуба в точке при вращении фрезы и перемещении затыло-
вочного суппорта, должен за один оборот фрезы занять положение,
показанное пунктиром; при этом точка Dr переместится в положение D2.
Рис. 299. Схема затылования боковых сторон профиля зуба чер-
вячной фрезы
На рис. 299, а показана секущая плоскость, проходящая через
ось фрезы. Так как каждый зуб фрезы должен быть затылован по архи-
медовой спирали, то благодаря наличию винтовых канавок с углом со
точка D2 ближе к оси фрезы, чем точка D±. Следовательно, каждый
зуб фрезы будет находиться в разных стадиях затылования, и в сече-
нии осевой плоскости вершины зубьев будут наклонены под углом
к оси фрезы.
356
Угол определим по формуле
X №
tg q\ = с-,
где SK — шаг канавок фрезы;
К — величина затылования фрезы;
z — число зубьев фрезы.
Углы профиля апр и алеб (правой и левой стороны) определяются
следующим образом. На рис. 299, б сплошными линиями показана
сторона профиля червяка с углом а0. Когда площадки зубьев будут
наклонены по углом <рЛ., исказится и весь профиль. Точка А пере-
местится в положение А'; точка В — в положение Вг, но осевой шаг toc
как в первом, так и во втором случае останется постоянным.
Отсюда можно найти следующие соотношения.
.Для правой стороны профиля отрезок
А"С = С0 — А"0; СО ctg а0;
А"0 = tg <рх; А"С = ctg а„р.
Подставив найденные длины отрезков, получим
у ctg а,гр = Ctgao — tg фж.
После сокращения получим
ctga„p = ctga0 — tg <рх.
Для левой стороны профиля получим соответственно
ctg
^лев ^=ctga0 + tg фх.
По этим формулам определяются углы аЛр и ajee . Эти углы должны
быть проставлены на чертеже осевого сечения затылованного зуба.
Высота головки зуба в осевом сечении
hi = hr cos
Толщина S' зуба на начальном диаметре
Qr _ toe ____ .
2 cos фл 2 cos фх *
Угол ф3 заборного конуса фрезы
т2 + 4Z?2 — т
где tn — модуль;
R — наружный радиус червячного конуса.
Длина /а заборного конуса
1ч = /iictg ф8«
357
Длина Lj рабочей части фрезы
ti = /2 + ^ctga04 toc.
Остальные элементы фрезы (общая длина, тип крепления, номер
конуса и т. д.) должны быть увязаны со шпинделем зубофрезерного
станка, на котором производится работа. Рекомендуется при этом
вычертить в масштабе два положения детали (в начале и в конце наре-
зания), вычертить фрезу и графически определить все остальные
ее элементы.
Насадные фрезы дешевле, и только в тех случаях, когда диаметр
фрезы мал и не позволяет делать фрезы с отверстием, допускается
проектирование хвостовой фрезы.
§ 4. ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ ДЛЯ КОНИЧЕСКИХ КОЛЕС
СО СПИРАЛЬНЫМ ЗУБОМ
плоское колесо
Рис. 300. Схема фрезерования коничес-
кого колеса со спиральными зубьями чер-
вячной фрезой
Для нарезания конических колес со спиральным зубом по методу
обката на специальных станках применяются конические червячные
фрезы. Схема процесса показана на рис. 300.
Обрабатываемое колесо находится в зацеплении с воображаемым
плоским колесом; вместе с плоским колесом совершает движения
коническая червячная фреза, об-
катывая при этом нарезаемое
колесо. В результате обката на
нарезаемом колесе фрезеруются
спиральные зубья, образующая
которых представляет собой
удлиненную или укороченную
эвольвенту.
На рис. 301 показана чер-
вячная фреза для нарезания
конических колес со спиральным
зубом. Угол конуса фрезы при-
нимается постоянным и равным
60° На наружной поверхности
фрезы профрезерованы прямые
канавки, образующие зубья фре-
зы. Профиль зубьев выполнен в
форме рейки. Шаг рейки, изме-
ренный по образующей, равен
нормальному шагу tn плоского колеса. Угол профиля рейки равен 20°
В принципе по всей длине образующей должен быть рдин шаг tn = пт
и одна толщина зуба реики, равная но практически делают нерав-
номерную толщину зуба, а именно: у переднего конца фрезы толщину
зуба берут больше + 0,01, на длине х/3 рабочей части фрезы от
358
переднего конца толщину берут равной далее толщину равномерно
увеличивают к заднему концу до у + 0,102 т. Такая фреза в сере-
дине будет фрезеровать более толстые зубья колеса, чем у краев.
Рис. 301. Червячная фреза для конических колес
Создается некоторая бочкообразность зубьев нарезаемого коничес-
кого колеса, что обеспечивает пятно контакта в середине колеса и ком-
пенсирует до известной степени ошибки установки колес; этим облег-
чается монтаж колес. Зубья фрезы делают затылованными с двойным
затылком, так как профиль зубьев фрезы обычно шлифуется.
§ 5. ЗАТОЧКА ЧЕРВЯЧНЫХ ЗУБОРЕЗНЫХ ФРЕЗ
Червячные зуборезные фрезы (кроме сборных острозаточенных)
изготовляются с затылованными зубьями, поэтому заточка их должна
производиться по передней поверхности зуба. Заточка червячных
фрез — очень ответственная операция и
должна производиться способами, обес-
печивающими получение заданной гео-
метрии режущей части фрезы.
Рис. 302. Заточка червячной фрезы:
а — cxeivid заточки фрезы по передней поверхности; б — заточной станок
359
На рис. 302, а показана принципиальная схема заточки. Заточка
должна производиться обязательно конической стороной тарельча-
того круга, так как при заточке плоской стороной круга получается
«развал» канавки. Если форма круга коническая, то касание круга
с передней винтовой поверхностью происходит по линии и канавка
фрезы получается по винтовой поверхности без развала.
Поскольку передняя поверхность зуба фрезы является винтовой
с определенным шагом SKf то при заточке должно быть обеспечено
относительное перемещение круга по этой винтовой поверхности
с тем же шагом SK.
§ 6. ДОЛБЯКИ
Долбяк представляет собой режущий инструмент, выполненный
в виде зубчатого колеса, имеющего режущие кромки. Долбяки раз-
деляются на долбяки для прямозубых колес и долбяки для косо-
зубых и шевронных колес.
По конструкции долбяки делятся на дисковые (рис. 303, а); хвос-
товые (рис. 303,6); чашечные (рис. 303, в); втулочные (рис. 303, г);
сборные с привернутыми зубьями (рис. 303, д) и комбинированные.
На рис. 304 показан дисковый долбяк для прямозубых колес,
его основные элементы.
Долбяк имеет внешнюю / и внутреннюю 2 опорные плоскости,
переднюю поверхность 5, скос или фаску 4, режущую часть с зубьями 5,
отверстие для крепления долбяка 6, хвостовик (только у хвостового
долбяка) (см. рис. 303), крепежную резьбу (только у втулочного
долбяка), шейку долбяка (только у хвостовых и втулочных долбяков).
К элементам долбяка, которые определяются расчетом, относятся:
т — модуль; — угол зацепления (на делительной окружности
долбяка); z — число зубьев долбяка; а — расстояние до расчетного
сечения; аь — задний угол на вершинах зубьев; d — диаметр отвер-
стия; b — ширина ступицы; у — передний угол.
Долбяк представляет собой зубчатое колесо, но в отличие от послед-
него он имеет задний угол сс/;, и поэтому диаметры долбяка в сечениях
на различном расстоянии от торца различны (рис. 304).
Размеры долбяка в расчетном (теоретическом) сечении II—//;
Dt — диаметр делительной окружности; D — диаметр окружности
выступов; — диаметр окружности впадин; Sd — толщина зуба
по дуге делительной окружности. Размеры несточенного (нового)
долбяка в переднем торце (сечение I—/) обозначаются так же, с добав-
лением к De штриха. Например, диаметр окружности выступов обоз-
начается D'e и т. д.
В любом сечении профиль зуба эвольвентного долбяка должен
быть очерчен по эвольвенте. Для расчета долбяка принимается опре-
деленное сечение II—II, отстоящее от торца на расстоянии а. В этом
сечении элементы долбяка в точности соответствуют элементам зуба
колеса. Но долбяк по мере затупления его кромок необходимо пере-
360
Хвостовик
Рис. 303. Типы долбяков:
д — дисковый; б — хвостовой; в — чашечны"; г — втулочный;
д — сборный
в
Развертка сечения зуба
по делительному цилиндру
(с диа метром Dt)
1 II Hl
Рис. 304. Конструктивные эле-
менты дискового долбяка
тачивать по передней поверхности, а эвольвентный профиль не должен
изменяться в любом его (долбяка) сечении. Неизменности эвольвент-
ного профиля долбяка можно достичь только тогда, когда боковые
поверхности зубьев долбяка будут представлять собой винтовые эволь-
вентные поверхности. Если в сечении II—II долбяк соответствует
колесу и эвольвента профиля зуба его образована от определенной
основной окружности £)0, то переточенный долбяк в сечении Ill—III
должен также иметь эвольвентный профиль зуба, причем во избежание
искажений эвольвента должна быть образована от той же основной
окружности DQ.
Чтобы выдержать это условие, зуб в сечении III—111 должен
быть тоньше зуба в сечении II—II.
В сечении //—II шаг по делительной окружности долбяка равен
шагу обрабатываемого зубчатого колеса, т. е. t — пт. Диаметр О0
основной окружности эвольвенты может быть рассчитан по формуле
Do = Dt cos ад,
где Do — диаметр основной окружности долбяка;
Dt — диаметр начальной (делительной) окружности долбяка;
аз — угол зацепления долбяка (равен углу зацепления колеса).
Толщина зуба S$, измеренная по дуге делительной окружности,
в сечении II—11 будет такая же. как и у зубчатого колеса:
q __ t __пт
“ у —
Сечение /—/ отстоит от сечения //—II на величину а, и благо-
даря наличию заднего угла аь долбяк приобретает коническую форму.
Это равносильно тому, что в сечении /—I исходный контур образую-
щей рейки смещен на величину х, т. е. в сечении /—I колесо будет
корригированным.
Величина смещения х определяется по формуле
X = 1ит.
Если построить прямоугольный треугольник АВС (см. рис. 304),
в котором гипотенуза ВС параллельна задней поверхности долбяка,
а катет АВ — х, катет АС = а, то можно определить (пренебрегая
при этом наличием угла у = 5°) величину а:
а= Х
tg аь tg аь
На рис. 304 показана развертка сечения зуба долбяка по дели-
тельному цилиндру. Определим толщину S’s долбяка по дуге дели-
тельной окружности, измеренную в плоскости передней поверхности
(сечение /—/):
Sd=--Sa + 2atgaAr,
но
362
Угол aY бокового зазора можно определить, зная задний уголок,
по вершинам зубьев долбякр и угол зацепления а0 по формуле
tgo*= tgad tga0.
Подставив, получим
пт . 2Ъ,т . ,
Sd = ~2 + Й,- tg<Z" tga°
или окончательно
S'd = m[j 2za tga0),
где — коэффициент смещения;
т — модуль.
Диаметр делительной окружности Dt долбяка необходимо делать
возможно меньшим, так как чем меньше этот диаметр, тем меньше
вылет режущих кромок относительно оси штосселя, тем более жестко
и устойчиво будет закреплен долбяк.
Получили распространение следующие номинальные размеры дели-
тельного диаметра, положенные в основу ГОСТа 9323—60 для чис-
товых зуборезных долбяков: 25, 38, 50, 75, 100, 125, 160 и 200 мм.
Существуют долбяки и с большим делительным диаметром, но для
применения таких долбяков необходимы крупные станки.
Если, например, выбирается долбяк с номинальным делитель-
ным диаметром 75 мм и необходимо нарезать колесо с модулем, рав-
ным 2, то, безусловно, придется пересчитать делительный диаметр
и принять долбяк с делительным диаметром, равным Dt = mz =
= 2 -38 = 76 мм, и с числом зубьев, равным 38.
Наметив делительный диаметр D долбяка, определим расстояние а
от передней плоскости долбяка до исходного сечения. Поскольку
долбяк можно рассматривать в исходном сечении как корригирован-
ное зубчатое колесо, расстояние а определим по формуле
шах т
“ tg <*b '
где аь — задний угол на вершине долбяка; принимается обычно
6° при 20°-ном зацеплении.
По исследованиям д-ра техн, наук В. М. Матюшина, задний угол
следует увеличить до 9°, а передний угол у увеличить до 12—17°,
тогда стойкость долбяков возрастает.
Максимальный коэффициент смещения можно определить, зная
минимальную допустимую толщину Se зуба долбяка на окружности
выступов (см. рис. 304).
Если толщина зуба на окружности выступов будет меньше допус-
тимой величины, то долбяк быстро притупится, так как зуб будет
слишком тонкий. Поэтому стараются выбирать такой коэффициент
смещения который бы давал возможность получить еще доста-
точную толщину зуба S'e на окружности выступов в сечении /—/.
363
По данным МИЗа, допустимые минимальные значения толщины
зуба S'e следующие:
Модуль т долбяка в мм Допустимая минимальная толщина зуба Se в мм
1—1,5 (0,40 4-0,41) т
1,75—2,75 (0,40 4-0,31) т
3,00—4,0 (0,30 4-0,25) т
4,25—6,0 (0,25 4-0,20) т
6,5—8,0 (0,20 4-0,10) tn
Толщину Se зуба по окружности выступов можно определить
по формуле [122]
Se = De 4- а° + inv а0 — inv ае^,
где ае — угол давления эвольвенты у вершины зуба.
Задавшись допустимой величиной толщины вершины зуба в сече-
нии //, можно определить по вышеприведенной формуле значение
максимально допустимого коэффициента смещения тах.
Определив максимальный коэффициент смещения, можно опре-
делить расстояние а по приведенной выше формуле.
Если смещение £Wmax очень большое, появляется опасность подре-
зания долбяков зубьев колеса. В зависимости от числа зубьев
нарезаемого колеса подрезание появляется при различных значе-
ниях L fl.
^wmax
На графике (рис. 305) приведены кривые, по которым можно опре-
делить, будет ли иметь место подрезание при соответствующем коэф-
фициенте gtfmax смещения исходного контура. Например, для числа
зубьев долбяка za = 19 и коэффициента смещения исходного контура
Витах = 0,158 находим zr = 65. Это значение числа zr зубьев будет
максимальным числом зубьев колеса, которое еще может быть обра-
ботано данным долбяком. Если обрабатывать данным долбяком колесо
с числом зубьев больше 65, то у колеса будет происходить подрезание.
Отсюда можно сделать вывод, что долбяк не дает возможности про-
изводить обработку колеса с любым числом зубьев и имеются
некоторые пределы использования долбяка для определенного числа
зубьев.
Для вычерчивания долбяка необходимо определить еще ряд кон-
структивных элементов. К ним относятся диаметр отверстия d, глу-
бина выточки /, общая толщина долбяка В. Эти элементы следует
брать по ГОСТу 9323—60.
В рабочем чертеже долбяка, кроме рассчитанных нами элементов,
должны быть приведены элементы, по которым производится контро-
лирование долбяка.
Толщина зуба долбяка в торцовом сечении по делительной
окружности обозначена на рис. 304 через она определяется
364
по формуле, приведецной на стр. 373. Эта толщина зуба
долбяка должна быть проставлена в чертеже долбяка (для кон-
троля зуба при изготовлении долбяка).
Диаметр D'e окружности выступов в се-
чении I—I (см. рис. 304) можно опреде-
лить по формуле
De = Dt -Г 2/i -|- 2С -|- 2%,
где hf — высота головки зуба колеса
(в расчетном сечении);
С — радиальный зазор (в расчетном
сечении);
х — смещение исходного контура.
Высоту' К перед зуба (в сечении I—/)
можно определить так:
h' . —De — Dt
вперед — 2
Для обработки косозубых колес при-
меняются косозубые долбяки с углом на-
клона зубьев р = 15 и 23° (ГОСТ 9323—60).
Долбяк для косозубых колес (рис. 306),
аналогично долбяку для колес с прямыми
зубьями, имеет передний и задний углы.
Существует две конструкции долбяков
для косозубых колес, которые отличают-
ся формой зуба (рис. 307). У долбяков
I типа для улучшения условий резания
делается заточка переднего угла с правой
стороны и некоторое притупление—с ле-
вой стороны.
Долбяк II типа имеет заточку в пло-
скости, нормальной к винтовой линии
производящей поверхности. Это нормаль-
ное сечение (у такого долбяка) назы-
вается исходным нормальным сечением.
Рис. 305. Графики определения 4 минимального
числа зубьев колес, свободных от подрезания при
определенном значении (по Полоцкому [122])
Передняя поверхность зуба долбяка в данном
ся отдельно у каждого зуба, и углы резания
сторонах зуба одинаковые. Если колесо, для
случае затачивает-
делаются на обеих
которого рассчигы-
365
вается долбяк, имеет определенный модуль тп s нормальном се-
чении, то необходимо этот модуль пересчитать на модуль тТ
в торцовом сечении по формуле
Рис. 306. Долбяк для
колес
косозубых
ГП„
пгт = —%.
т cosp
После определения тт можно
рассчитать долбяк (по торцо-
Рис. 307. Форма заточки долбяков
для косозубых колес
вому модулю) по тем же формулам, которые были приведены
для прямозубого долбяка.
Заточка зубьев Долбяк затачивается по передней по-
верхности. Схема установки долбяка по отношению к шлифо-
Рис. 308. Схема заточки дискового долбяка по передней поверхности:
а — прямозубого; б — косозубого
вальному кругу показана на рис. 308, а. Заточка производится на
универсальном круглошлифовальном или на плсскошлифоваль-
ном станке с круглым патроном и горизонтальной осью вращения
патрона. Для получения достаточно чистой передней поверхности
долбяка шлифовальный круг должен, кроме вращения вокруг
366
своей оси, иметь также возвратно-поступательное движение в на-
правлении, показанном стрелками. Передний угол у принимается
равным 5° у чистовых и 10° у черновых долбяков. Долбяки для
шевронных и косозубых колес затачиваются иначе — так, чтобы
каждый зуб долбяка имел одинаковый угол заострения на обеих
сторонах, например, как показано на рис. 308, б.
§ 7. РЕЗЦЫ И РЕЗЦОВЫЕ ГОЛОВКИ
ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ КОНИЧЕСКИХ КОЛЕС
Для обработки конических колес применяются зубэстрогаль-
ные резцы (для прямозубых конических колес) и резцовые голов-
Рис. 309. Схема обработки прямозубых ко-
нических колес на зубострогальном станке
ки (для конических колес с кри-
волинейными зубьями).
Зубострогальные резцы. На
рис. 309 показана схема обра-
ботки прямозубого конического
колеса строгальными резцами
на специальном зубострогаль-
ном станке. Зуб нарезаемого
колеса обрабатывается двумя
резцами. Люлька, в которой
помещаются резцы, представляет
собой- некоторую часть плоского
(воображаемого) колеса, а по-
Рис. 310. Резец для зубострогалыюго
станка
парно движущиеся резцы представляют собой4как бы впадину зуба
этого колеса. Резцы двигаются возвратно поступательно (по стрелке 0,
и каждый из них обрабатывает одну сторону зуба колеса; движение
резцов совершается попеременно. Если один из резцов движется
по направлению к точке А, другой резец в это время движется
в обратном направлении. Плоское колесо и обрабатываемая заго-
товка связаны между собой кинематически и обкатываются без сколь-
жения по начальной плоскости и начальному конусу. В результате
этого обкаточного движения прямолинейная кромка резца обраба-
тывает боковую поверхность зуба колеса.
367
На рис. 310 показан зубострогальный резец. Этот резец снаб-
жен отверстиями с резьбой для крепления его на держателе
зубострогального станка. Рабочая часть резца представляет со-
бой плоскость, срезанную под углом а0 При работе, для того
чтобы создать задний угол, резец устанавливается на специаль-
ной откидной державке (см. рис.
309), которая для устранения тре-
ния откидывается при обратном
Рис. 311. Схема обработки конических
колес с круговыми зубьями
ходе. Передний угол на резце по-
лучается благодаря заточке перед-
ней поверхности под углом 12 и 20°
В зависимости от размера зубо-
строгального станка применяются
различные размеры резцов (Л, В,
С, И и др.), которые опреде-
ляются по ГОСТу 5392—64.
Резцовые головки применяются
для нарезания конических зубча-
тых колес с криволинейными зубья-
ми на специальных зуборезных
станках. На рис. 311 показана
схема работы резцовой головки.
Резцовая головка представляет
собой как бы отдельный кри-
волинейный зуб плоского коле-
са. Это колесо обкатывается по
начальному конусу нарезаемого колеса, в то же время резцовая
головка вращается вокруг своей оси по стрелке v и резцы выре-
зают материал из впадин колеса. Резцовая головка выполняется
в виде диска, в который вставлены по периферии отдельные
резцы. Половина этих резцов обрабатывает профиль одной сто-
роны зуба, другая половина — профиль другой стороны зуба
колеса.
§ 8. ШЕВЕРЫ
Шеверами называют инструменты, предназначенные для окон-
чательной обработки боковых сторон зуба колес путем срезания
очень тонких стружек. Этот процесс напоминает скобление или
шабрение. Шевингование производится на специальных станках.
Шевер представляет собой закаленное зубчатое колесо
(дисковый шевер; рис. 312, а), или закаленную зубчатую рейку
(шевер-рейка; рис. 312, б), или, наконец, закаленный червяк с
насечкой (червячный шевер; рис. 312, в).
Дисковый шевер, представляющий собой корригированное зуб-
чатое колесо, зубья которого снабжены канавками, образующими
режущие кромки, вращается вокруг оси 00 (рис. 313), накло-
368
ненной по отношению к оси заготовки на некоторый угол 0. При
сближении оси шевера, имеющего косые зубья, и оси заготовки,
на профиле зуоа шевера, лежа-
Рис. 313. Схема шевингования дисковым
шевером
имеющей прямые зубья, получается зубчатое зацепление шевера
и заготовки. Если взять точку
щую на оси 00, и соответствую-
щую ей точку на профиле зуба
колеса, то при повороте шевера
и колеса на некоторый угол при
взаимном зацеплении их точка,
лежащая на профиле шевера,
из положения А переместится
в положение Аш. Точка же А,
лежащая на профиле зуба ко-
леса, переместится при этом
в положение Ак. Из рис. 313
видно, что точки Аш и Ак
разойдутся между собой'на не-
которое расстояние /. Поскольку
в процессе зацепления шевера и
колеса будет происходить то же
самое с каждой точкой профиля,
то возникает некоторое сколь-
жение профиля зуба шевера от-
носительно профиля заготовки.
Скорость этого скольжения и является скоростью резания при ше-
винговании. Эта скорость переменна, и абсолютная величина ее зави-
369
сит от угла скрещивания осей заготовки и шевера. Обычно этот угол
скрещивания осей 0 выбирается в пределах 10—15°. Для того
чтобы получить относительное скольжение при обработке прямо-
зубых колес, необходимо делать шевер с косыми зубьями, а при
обработке кссозубых колес — шевер с прямыми зубьями.
На рис. 314 показан чертеж дискового шевера для прямозу-
бых колес с углом зацепления 20°
Рис. 314. Дисковый шевер для прямозубых колес
Дисковые шеверы благодаря их небольшим габаритам полу-
чили более широкое распространение, чем остальные виды шеве-
ров. Шеверы изготовляются для шевингования колес с модулем
до 8 (и выше в отдельных случаях).
Аналогично происходит работа шевера-рейки, только зацепле-
ние в этом случае обеспечивается не между двумя колесами,
а между рейкой и колесом. Однако шевер-рейка из-за сложности
изготовления не находит применения.
Червячный шевер, представляющий собой червяк с мелкими
насеченными зубьями, работает как червячная фреза, только с той
разницей, что стружка при этом из-за большого числа часто
расположенных зубьев может быть очень мелкой, и поэтому полу-
чается чистая поверхность обрабатываемого червячного колеса.
----е
Раздел
VIH
вии»миитидими1М1Н111Р р и и
РЕЗЬБОНАРЕЗАН И Е
Глава ПРОЦЕСС РЕЗЬБОНАРЕЗАН ИЯ
ХХП1 И КОНСТРУКЦИИ РЕЗЬБОНАРЕЗНОГО
ИНСТРУМЕНТА
§ 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Образований резьбы производится тремя методами:
1) нарезание резьбы режущим инструментом, изготовленным
из инструментальных, быстрорежущих сталей и твердых сплавов;
к ним относятся резьбовые резцы и гребенки, метчики, резьбо-
нарезные плашки, резьбонарезные самооткрывающиеся головки,
резьбовые фрезы и обкаточные резцы;
2) шлифование резьбы мелкозернистыми резьбошлифовальными
кругами — однониточными и многониточными;
3) накатывание резьбы1 (метод пластических деформаций) накат-
ными роликами, плоскими накатными плашками, а также головками
с узкими накатными роликами (с продольным перемещением головки
или заготовки).
Резьбу можно получить путем: а) многопроходного нарезания
однониточным инструментом (рис. 315, а) — резец стержневой, призма-
тический или круглый, однониточный шлифовальный круг; б) одно-
проходного 2 нарезания многониточным инструментом (рис. 315, б) —
гребёнка, круглая плашка, метчик, резьбонарезная головка, многони-
точный шлифовальный круг; в) однопроходного фрезерования враща-
ющимся инструментом (рис. 315, в) — резьбовая однониточная фреза,
вихревая головка с твердосплавными резцами; г) фрезерования
вращающейся многониточной фрезой, ширина которой больше длины
нарезаемой резьбы (рис. 315, а); д) накатывания резьбы широкими
1 В книге рассматривается инструмент для нарезания резьб; резьбонакатывание
см. в литературе [6].
2 Один проход инструмента не всегда достаточен, но во всяком случае при много
ниточном инструменте требуется меньше проходов.
371
роликами или плашками (рис. 315, 5); е) однопроходного накатывания
резьбы узкими роликами с осевой подачей (рис. 315, е); ж) однопроход-
ного обкатывания обкаточным резцом (рис. 315, ж).
Процесс получения резьб часто разделяется на черновые и чистовые
переходы или операции. При черновом нарезании с большими сечени-
Рис. 315. Схема получения резьбы различными инструментами
ями среза происходит интенсивное нагревание заготовки. Поэтому
целесообразно производить чистовое нарезание с меньшими сечениями
среза для обеспечения точного шага и профиля резьбы. Особенно важно
производить разделение нарезания на черновое и чистовое при обработ-
ке длинных резьб (например, ходовых винтов).
Нарезание резьбы многониточным инструментом за один или
два прохода во всех случаях должно приводить к повышению произво-
дительности по сравнению с нарезанием однониточным инструментом
372
за несколько проходов. Однако этот вывод справедлив только при
одинаковых скоростях резания.
В последние годы широко распространилось высокопроизводитель-
ное многопроходное нарезание резьбы однониточными твердосплавными
резцами вместо однопроходного нарезания самооткрывающимися
головками с быстрорежущими гребенками, так как при нарезании
твердосплавными резцами можно использовать высокие скорости
резания (до 120—150 м/мин по сравнению с 5—8 м/мин при нарезании
быстрорежущими гребенками).
§ 2. РЕЗЬБОВЫЕ РЕЗЦЫ И ГРЕБЕНКИ
Резьбовые резцы служат для нарезания наружной и внутренней
резьбы. Они делится на: 1) стержневые однониточные и гребенчатые;
2) призматические однониточные и гребенчатые; 3) круглые (дисковые)
также однониточные и гребенчатые.
На рис. 316 показан стержневой однониточный резец.
Представим себе резьбовой резец в работе при нарезании правой
резьбы (рис. 317). Боковая поверхность резьбы является винтовой
поверхностью с шагом S. Возьмем на одной из режущихкромокточку А
(на наружном диаметре резьбы). В нерабочем положении (см. рис. 316)
задний угол резца в сечении, нормальном к режущей кромке,
одинаков для всех точек режущей кромки. На рис. 317задний уголя1Л
в точке А показан в сечении АВ, параллельном оси заготовки. В про-
цессе работы (в том же сечении) действительный задний угол ^опреде-
лится как разность углов а1А — сол (угол сол — угол подъема резьбы
в точке Л).
Обычно угол подъема резьбы при расчетах условно принимают
на среднем диаметре и обозначают его через <х>; тогда
tg со = .
71(1 ср
Таким образом, при нарезании правой резьбы на левой режущей
кромке резца действительный задний угол уменьшается на величину (oz,
а на правой кромке (точка В) увеличивается на ту же величину.
Задние углы режущих кромок резца в нормальном сечении в про-
цессе резания могут быть подсчитаны по следующим формулам:
для левой режущей кромки (см. рис. 316, сечение ab) задний угол
^д.л = — и;
для правой режущей кромки (сечение cd)
^.п = аз + ц.
Угол р в этих сечениях можно определить по формуле 1
tgp = tg со cose,
где 8—половина угла профиля резьбы.
1 Допускается, что угол со одинаков по всей длине режущей кромки.
373

z=°
Рис. 316. Резьбовые стержневые однониточные резцы:
а — с передним углом, равным нулю; б — с передним углом больше нуля
Рис. 317. Схемы нарезания резьбы
однониточным резцом
Для треугольных резьб с углом профиля 2 е =554-60° и углом
подъема со =34-4° влияния угла р не учитывают и делают резцы
с одинаковыми задними углами на правой и левой стороне.
Для трапецеидальной резьбы угол р получается уже большой
и должен учитываться*при назначении задних углов резца.
Передний угол у резьбового резца в зависимости от обрабаты-
ваемого материала может быть принят аналогично углу фасонных
резцов (см. главу «Фасонные резцы»).
При нарезании трапецеидальной резьбы установка
передней поверхности резца параллельно оси (рис. 318, а) дает возмож-
ность получить точный профиль резьбы винта. Угол профиля резьбы
(если передний угол у=0) получается такой же, как и угол профиля
резца. Однако ухудшение условий резания на кромке с отрицательным
а) б)
Рис. 318. Способы установки резца при нарезании
трапецеидальной резьбы:
а — передняя поверхность резца параллельна оси детали;
б — передняя поверхность резца перпендикулярна витку
передним углом — yj (а при очень большом угле подъема со резьбы
и ослабление кромки с углом +у2) заставляет применять этот способ
только при чистовом нарезании с небольшими сечениями стружки.
Установка передней поверхности резца перпендикулярно витку
резьбы (рис. 318, б) при черновом нарезании позволяет уравнять
условия' резания на обеих сторонах профиля. Но для обеспечения
точного прямолинейного профиля резьбы необходимо придать режущей
кромке резца криволинейную форму.
Заслуживают внимания предложения новаторов по улучшению
конструкций резьбовых резцов и методов резьбонарезания. Так,
токари-новаторы Диков и Чикирев разработали метод скоростного
нарезания трапецеидальных резьб. Черновой резец (рис. 319) (для
нарезания трапецеидальной резьбы) имеет общий угол профи-
ля 50°, и уголки его закруглены; передний угол у=0, задний угол
а очень мал: 2—3° (с целью повышения прочности резца). Чисто-
вой резец имеет угол профиля, равный углу профиля окончательно
нарезанной резьбы (в данном случае 40°). При обработке стали
со скоростью резания 155—450 м!мин резцами такой конструкции,
876
оснащенными твердым сплавом Т15К6, время на обработку по
отдельным деталям сократилось с 3 ч до 3 мин.
Призматический резьбовой резец (рис. 320) при
использовании закрепляют в специальную державку, часто пру-
жинную. Задний угол резца получается вследствие его наклона в
державке. Передний угол у принимают в зависимости от обраба-
тываемого материала. Призматические резцы можно применять
только при небольших углах подъема резьбы, так как у этих резцов
нельзя давать разные задние углы на боковых сторонах профиля.
Значительно чаще применяются круглые резьбовые
резцы. Изготовление круглого резца проще призматического,
Рис. 319. Схема нарезания резь-
бы по методу Ю. Дикова и
Н. Чикирева
Дер жабка
Рис. 320. Резьбовой призмати-
ческий резец
профиль его может быть прошлифован на ‘резьбошлифовальном
станке. Круглые резцы для наружной резьбы выполняются обыч-
но насадными. Резец устанавливается на державке; для предохра-
нения от проворачивания он снабжается зубцами на одном .или
обоих торцах (аналогичйо круглым фасонным резцам) (см.
стр. 187).
Для получения заднего угла а (10—12°) центр резца устанав-
ливается выше центра детали на величину hp.
hp = R sin (а + у).
У чистовых резьбовых резцов передний угол у=0° (с целью
уменьшения искажения профиля резьбы). Однако круглый резец
не дает точного прямолинейного профиля резьбы даже при перед-
нем угле у=0° Для расчета профиля круглого резьбового резца
можно использовать способ расчета фасонных круглых резцов по
точкам (см. стр. 194).
Много ниточные резцы называют гребенками. Гре-
бенки бывают плоские (стержневые) (рис. 321, а)\ призматические
376
(рис. 321, б) и круглые с кольцевой или винтовой нарезкой
(рис. 321, в).
Режущая (заборная) часть гребенки срезается под углом ср, обра-
зуя заборный конус. Благодаря этому нагрузка распределяется
между двумя или тремя зубьями гребенки, что позволяет значи-
тельно уменьшить число проходов при нарезании. Калибрующая
часть (длиной 4—6 витков) предна-
значена для зачистки резьбы.
Стержневые и призматические
гребенки из-за трудности изготовле-
ния не получили широкого распро-
странения. Распространены круглые
гребенки, которые имеют несколько
кольцевых или винтовых
Гребенки cz кольцевыми
несложны в изготовлении,
могут применяться только в тех слу-
чаях, когда резьба на детали имеет
небольшой угол подъема со.
Резьбовые круглые гребенки, у ко-
торых витки расположены по вин-
товой линии, могут применяться и
при больших углах со.
При нарезании внутренней резьбы
направление резьбы такой гребенки
должно совпадать с направлением
резьбы детали. При нарезании наруж-
ной резьбы направление резьбы гре-
бенки должно быть обратным напра-
влению резьбы детали.
У гребенок, предназначенных для
нарезания внутренней резьбы, диа-
метр гребенки должен быть меньше
диаметра нарезаемой резьбы (иначе
невозможно будет вывести гребенку из отверстия), а шаг резьбы
одинаков; поэтому при нарезании внутренних резьб угол подъема
резьбы гребенки всегда будет немного больше угла подъема наре-
заемой резьбы.
При нарезании наружной резьбы для сохранения угла подъема
следует делать резьбу у гребенки многозаходной. В этом случае
диаметр гребенки должен быть больше диаметра резьбы в п раз,
т. е.
Резьбовые гребенки:
Рис. 321.
а — плоская (стержневая); б — призма-
тическая; в — круглая
Державка
витков,
витками
но они
Dcp —
где Dcp—средний диаметр гребенки;
drp —средний диаметр резьбы детали;
п—число заходов резьбы гребенки (целое число).
377
Назначение элементов режима резания при работе
резьбовыми резцами [52] сводится в основном к определению числа
проходов, скорости резания (числа оборотов заготовки) и к под-
счету машинного времени.
Машинное время при работе резьбовыми резцами под-
считывается по формуле
Тм = i мин,
м nS ’
где I—длина нарезаемой резьбы в мм',
у—величина врезания в мм', у = (2 + 3) S',
S—шаг нарезаемой резьбы в мм\
п—число оборотов заготовки в минуту;
i—число проходов резца, необходимое для нарезания пол-
ной глубины резьбы.
/ § 3. НАРЕЗАНИЕ РЕЗЬБЫ МЕТЧИКАМИ
Метчиком нарезают внутреннюю резьбу. Он представляет со-
бой винт, снабженный продольными прямыми или винтовыми
канавками, образующими режущие кромки. Работает он при двух
одновременных движениях: вращательном (метчика или заготов-
ки) и поступательном (вдоль оси метчика).
Метчики можно подразделить на следующие основные типы:
ручные, гаечные, машинные, плашечные, калибровочные, регули-
руемые и самооткрывающиеся.
На рис. 322 показан метчик и обозначены его основные части
и конструктивные элементы.
Рабочая часть, т. е. вся нарезанная часть метчика, де-
лится на заборную и калибрующую. Заборной, или режущей
частью, называется передняя конусная часть метчика, на долю
которой приходится черновое нарезание резьбы. Калибрую-
щая часть метчика служит для зачистки резьбы.
Хвостовая часть метчика представляет собой стержень
для закрепления метчика в патроне или воротке; квадрат служит
для передачи крутящего момента.
К элементам, определяющим конструкцию метчика, относятся
канавки для размещения стружки, режущие перья, сердцевина
(внутренняя часть тела метчика).
К геометрическим элементам относятся передний угол у, зад-
ний угол а, угол уклона конуса заборной части или угол режущей
части ф и угол наклона винтовых канавок со (на рис. 322 канавки
прямые, параллельные оси, и угол со = 0).
В зависимости от рода обрабатываемого материала передний
угол у = 5 4- 30° У метчиков, предназначенных для обработки
стали средней твердости, у =10°; для обработки чугуна у = 5°.
378
Задний угол на заборной части метчика получается заты-
лованием резьбы только по вершинам. У ручных нешлифованных
метчиков а = 4ч-8°, а у гаечных метчиков со шлифованной резь-
бой а = 84-12°
На калибрующей части и боковых сторонах пера задний угол
чаще равен нулю, и лишь у метчиков со шлифованной резьбой его
получают затылованием на резьбошлифовальном станке; величина
Рабочая часть
Хвостовая часть
Сердцевина
Рис. 322. Части и конструктивные элементы метчика
затылования незначительна (0,2 — 0,3 juju по ширине пера), одна-
ко и это приводит к резкому уменьшению трения и облегчению
работы.
С целью уменьшения трения резьбовую часть метчика изготов-
ляют с так называемым обратным конусом, т. е. наружный и внутрен-
ний диаметр резьбы уменьшается к хвостовику метчика на 100 juju
длины; на 0,05 — 0,10 juju для метчиков со шлифованным профилем,
а также для метчиков, резьбы которых образованы накатыванием;
на 0,08 — 0,12 мм для метчиков с нешлифованным профилем.
ПрЬ обработке особо вязких и прочных материалов (жаропроч-
ных и нержавеющих, гтялрй и сплавов,'малоуглеродистых вязких
сталей и т. д.) необходимо стремиться уменьшить площадь соприкос-
новения резьбьГ метчика с обрабатываемой заготовкой. Это достига-
ется увеличением обратной конусности метчика до 0,2 мм, а также
уменьшением ширины пера. Меньшее трение дает и метчик с пре-
рывистой резьбой (см. рис. 327, б); у такого метчика на калибрую-
379
Рис. 323. Схема схода
стружки в зависимости
от направления канавок
метчика:
а — винтовая канавка с ле-
вым направлением; б —винто-
вая канавка с правым напра-
влением; в — прямая канавка
с подточкой на режущей
части
щей части срезается зуб через один в шахматном порядке, а потому
он сложнее в изготовлении.
Метчики изготовляются в основном с прямыми, но иногда и
с винтовыми канавками.
Направлением винтовых канавок можно регулировать направле-
ние схода стружки. На рис. 323 показаны метчики с различным
направлением винтовых канавок. При направлении канавок, как по-
казано на рис. 323, а, стружка сходит вперед, что целесообразно
при нарезании резьбы в сквозных отвер-
стиях. При обратном же направлении кана-
вок (рис. 323, б) стружка сходит назад, что
применимо при нарезании резьбы в глухих
отверстиях.
У метчика с прямой канавкой можно
заставить стружку также идти вперед (в от-
верстие); это достигается заточкой скоса под
углом X (рис. 323, в).
При нарезании резьбы вручную вся работа
распределяется между двумя или тремя мет-
чиками (применяется комплект метчиков).
Полный профиль резьбы имеет только чисто-
вой метчик. Черновой и средний метчики
имеют меньшие наружные диаметры. Различна
и длина заборной части каждого метчика;
у чернового метчика она наибольшая (4 S),
у чистового — наименьшая (1,5ч-2S).
Наиболее распространенным является та-
кое распределение работы, при котором
50 — 60% приходится на черновой метчик,
28 — 30% на средний и 16— 10% на чистовой.
Материалом для изготовления метчиков
служит быстрорежущая инструментальная
углеродистая сталь У10А.
Толщина среза az, приходящаяся на каждый зуб-резец, определится
исходя из глубины t профиля резьбы и из числа Л зубьев-резцов на
заборной части метчика.
На рис. 324 перекрестной штриховкой показана часть впадины
резьбы, которая обработана за один (первый) оборот метчика; толщина
среза1, снимаемая каждым пером,
В свою очередь
rz _hao
1 Для простоты принято измерять az в направлении, перпендикулярном к оси
метчика.
380
и тогда
ts S ,
““й-е=7'бФ-
Отношение
az
а-У
служит характеристикой конструкции метчика.
При шлифованной резьбе у гаечных метчиков а = 0,012 4- 0,02;
у плашечных метчиков о=0,03 + 0,04; у машинно-ручных метчиков
о=0,06^0,1.
Ширина среза b для остроугольной и трапециевидной ре-
зьбы—величина переменная.
Изделие
Рис. 324. Схема нарезания резьбы метчиком
Площадь поперечного сечения среза, приходя-
щаяся на каждый зуб, f = az мм2.
Суммарная площадь поперечного сечения среза для треугольной
резьбы
С Bt 2
Л = — ММ2,
где В — ширина основания профиля резьбы;
t — глубина профиля резьбы.
При большом количестве канавок метчик снимает тонкие стружки;
при этом возрастают удельное усилие резания и крутящий момент.
Вместе с тем при увеличении количества канавок получается более
чистая резьба. Обычно принимают числа канавок, указанные в табл. 32.
Если метчиком нарезают резьбу в отверстии, в котором имеются
выемки или пазы (примером может служить нарезание резьбы плашки
плашечным метчиком), то число канавок надо брать некратным числу
этих пазов, так как в противном случае перья метчика могут заска-
кивать в пазы.
Для производительной работы метчика необходимо, чтобы профиль
канавок обеспечивал достаточное пространство для помещения
стружки (не ослабляя прочности метчика) и чтобы при вывертывании
метчика задняя поверхность зуба не портила резьбы.
381
Значения чисел канавок метчика
Таблица 32
Метчик Число канавок в зависимости от наружного диаметра do метчика в мм
2-6 8-14 | 16 -24 27-36 39-52
Ручной, гаечный, машинный: для метрической или дюй- мовой резьбы . . 3 3 3—4 4 4—6
для трубной резьбы — 3—4 6 6 6
Калибровочный. 3 4 6 6 6—8
На рис. 325 показано несколько наиболее распространенных про-
филей. Тип а (рис. 325, а) — канавка обработана полукруглой фрезой
(профиль однорадиусный). При вывертывании метчика задняя сторона
пера может срезать стружку и испортить резьбу. Применяется в исклю-
чительных случаях — для ручных калибровочных метчиков. При этом
внешний угол г] задней кромки должен быть близок к 90° Тип б — про-
филь, канавки (рис. 325, б), в котором устранены недостатки типа а,
Рис. 325. Типы профилей стружечных канавок метчиков:
а — однорадиусный; б — с прямолинейной передней поверхностью и спинкой;
в — с прямолинейной передней поверхностью и радиусной спинкой
можно рекомендовать для гаечных метчиков, которые не приходится
вывинчивать обратно из нарезанного отверстия. Лучшим следует счи-
тать профиль тцпа в (рис. 325, в), применяемый инструментальными
заводами. Передняя поверхность прямолинейная; обеспечивается в
достаточной степени постоянство переднего угла на калибрующей и
на заборной частях.
Общий угол профиля канавки принимается 46 — 47°. Ширина пера
и диаметр сердцевины принимаются в пределах (по данным завода
«Фрезер»): для трехканавочных метчиков b O,34do, d^ O,44do; для
четырехканавочных метчиков b O,28do, d^0,5do (d0 — наружный
диаметр метчика). Этот профиль можно рекомендовать как для ручных,
так и для гаечных метчиков.
382
Метчики по точности изготовления разделяются на: 1) машинно-ручные и гаеч-
ные с шлифованной резьбой (из стали Р18), С — повышенной и D — обычной точ-
ности; 2) ручные с нешлифованной резьбой (из стали У12) двух степеней точности:
Е — обычной и Н — пониженной.
При нарезании метчиками степени С в условиях правильной эксплуатации
можно получить резьбу 1-го класса точности, метчиками степени D, а частично
Е — резьбу 2-го класса и метчиками степени Н — резьбу 3-го класса.
Допуски на основные элементы резьбы метчиков диаметром 1 — 52 мм (для мет-
рической резьбы) устанавливаются следующие х. Для степени точности С допуск на
половийу угла профиля резьбы
составляет от ± 55 до ± 15 мин
(большее значение для меньших
диаметров метчиков), допуск на
шаг (на длине резьбы 25 мм)
от ± 8 до ± 10 мк.
Для степени точности D
допуск на половину угла про-
филя резьбы составляет от± 55
до ± 15 мин, дбпуск на шаг
(на длине резьбы 25 мм) от ±‘ 12
до ± 15 мк. Для степени точ-
ности Е допуск на половину
угла профиля резьбы состав-
ляет от ±85 до ± 20 мин,
допуск на шаг (на длине резь-
бы 10 мм) от± 40 до ± 30 мк.
Поля допусков на
средний, наружный и внутрен-
ний диаметры метчика показаны
на рис. 326.
Погрешность среднего диа-
метра метчика определяется
тремя элементами: погрешно-
стью шага, угла профиля и са-
мого среднего диаметра. Наре-
занная метчиком резьба всегда
будет по среднему диаметру
больше, чем средний диаметр
метчика, так как происходит Рис. 326. Схема расположения полей допусков
разбивка отверстия. Поэтому на гайку и метчик
отклонение среднего диаметра
устанавливается с учетом раз-
бивки и запаса на износ. Верхнее отклонение CD среднего диаметра метчика
лежит ниже верхнего отклонения АВ гайки на величину разбивки. Нижнее откло-
нение EF метчика должно быть выше нижнего отклонения 00 гайки на величину
запаса на износ.
Поле допуска по среднему диаметру метчика устанавливается в зависимости
от степени точности.
Верхнее отклонение наружного диаметра в гайке не устанавливается. В стандарте
верхнее C0D0 и нижнее E0F0 отклонения наружного диаметра метчика приняты в таких
пределах, чтобы ширина площадки по наружному диаметру метчика была равна
примерно 60% ширины площадки теоретического профиля.
Допуски на внутренний диаметр метчика не устанавливаются; необходимо
только, чтобы верхнее отклонение внутреннего диаметра С^ было не выше наимень-
шего внутреннего диаметра (см. рис. 326) гайки. Поля допуска гайки заштрихованы
одинарной штриховкой, поля допуска метчика — перекрестной.
1 Подробнее см. в ГОСТе 7250—60.
383
§ 4. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ
РАЗЛИЧНЫХ МЕТЧИКОВ
канавками, прорезанными у переднего
3 шахматном порядке
на калибрующей части
б)
Рис. 327. Метчики со специальной геомет-
рией:
а — бесканавочные; б — с расположением зубьев
в шахматном порядке
Ручные метчики изготовляются по ГОСТу 9522 — 60.
Для резьбы с шагом до 3 мм включительно метчики изготовляют
комплектом из 2 шт., для резьбы с шагом свыше 3 мм—комплектом
из 3 шт.
Рассмотрим некоторые другие конструкции метчиков для ручной
и машинной работы.
У бесканавочных метчиков режущие перья образуются короткими
конца метчика (рис. 327, а).
Эти метчики дают чистую
резьбу, особенно при нареза-
нии мягких материалов (ста-
ли, цветных и легких метал-
лов), и обеспечивают хороший
отвод стружки в сквозном
отверстии.
Машинно-ручные
метчики отличаются от
ручных формой хвостовой
части, а также повышенными
требованиями в отношении
допусков на диаметр хвостови-
ка, соосности его с резьбовой
частью и стойкости рабочей
части хвостовика. Машинно-
ручные метчики изготовляют
как одинарными, так и комп-
лектными (из 2 шт.). В ГОСТе
3266 — 60 приводятся основ-
ные размеры этих метчиков.
Метчик имеет хвостовик с
квадратом. На хвостовике, кроме квадрата, имеется кольцевая вы-
точка, которая служит для предохранения метчика от выпадения
из патрона.
Метчики, предназначенные для нарезания резьбы в нескольких
глухих отверстиях, имеют короткую заборную часть (три шага резьбы).
Метчики, предназначенные для нарезания резьбы в сквозных отвер-
стиях, делают с более длинной заборной частью (до шести шагов
резьбы).
При нарезании трапецеидальной резьбы приходится снимать бо-
льшое количество материала, поэтому необходимо для уменьшения
нагрузки увеличивать число метчиков в комплекте до 5 шт. и более.
Калибровочные метчики снимают небольшой припуск, поэтому
заборная часть метчика делается короткой (от одного до двух шагов
резьбы); форма канавок обычно симметричная, угловая или полу-
384
круглая; число канавок больше, чем у обычного метчика. Длина рабо-
чей части метчика составляет около 15 — 20 витков резьбы.
Гаечные метчики. Гаечные метчики разделяют на гаечные простые
с коротким и длинным (ГОСТ 1604 — 60) и гаечные с изогнутым (ГОСТ
6951 —60) хвостовиком.
Хвостовик гаечных метчиков желательно делать возможно длин-
нее, так как нарезанные метчиком гайки одна за другой на-
низываются на хвостовике. Станок останавливают для снятия гаек
только после заполнения ими всего хвостовика;
чем длиннее хвостовик, тем реже придется оста-
навливать станок.
На специальных гайкорезных автоматах при-
меняют гаечные метчики с изогнутым хвостови-
ком (рис. 328). Этот метчик не требует периоди-
ческого снятия гаек с хвостовика метчика,
Рис. 328. Схема работы гаечного мет-
чика с изогнутым хвостовиком
так как последние продвигаются по хвостовику непрерывно. Для
передачи крутящего момента хвостовик изогнут.
Метчики для конических резьб. При нарезании конических резьб
метчик благодаря конусу резьбы, ввертываясь в гайку, режет не
только заборной, но и калибрующей частью и всегда есть опасность
защемления метчика, особенно в конце нарезания. Этот недостаток
может быть полностью устранен только при сборном метчике, гребенки
которого должны перемещаться при нарезании вдоль образующей ко-
нической резьбы. Однако невозможность изготовления сборного мет-
чика для резьб диаметром меньше 30 мм заставляет использовать
цельные конические метчики (ГОСТ 6227 — 52). Они применяются как
при ручной работе, так и на станке со специальным патроном, кото-
рый при увеличении крутящего момента выше нормального автомата
чески выключается.
Сборные метчики делаются трех типов: 1) сборные нерегулируе-
мые метчики, в которых с целью экономии из быстрорежущей стали
выполняются только перья, закрепляющиеся в корпусе метчика;
13 В. А. Аршинов
385
Рис. 329. Самооткрывающийся метчик для конических резьб
2) регулируемые метчики, в корпус которых вставлены передвижные
плашки — перья, устанавливаемые на заданный размер резьбы;
необходимость вывинчивания метчика из отверстия при нарезании
Рис. 330. Схема заточки метчика:
а — по передней поверхности; б — по задней поверхности
резьбы в глухих отверстиях — недостаток сборного нерегулируемого
и регулируемого метчиков; этот недостаток устранен у самооткры-
вающихся метчиков; 3) самооткрывающийся метчик, изображенный
на рис. 329, предназначен для нарезания конической резьбы в муфтах
13
387
диаметром от 1х/2 до 4" Он состоит из патрона А и головки Б. В пат-
роне размещен механизм, служащий для открывания и закрывания
метчика. Для каждого размера резьбы имеется сменная головка, в
пазы которой вставляются плашки. Скользящая муфта 2 кольцом 3
упирается в торец нарезаемой детали. Корпус патрона /, соединенный
с головкой 5, продолжает движение внутрь муфты. Поперечный клин
4, входящий в паз корпуса патрона, одним концом скользит по направ-
ляющей 5 и благодаря наклону этой направляющей перемещается
в поперечном направлении; своим скосом он двигает влево сердечник
6, соединенный винтом 7 с крестовиной 8, и медленно сводит плашки 9.
Движение поперечного клина строго согласовано с конусностью наре-
заемой резьбы. После нарезания сердечник 6 соскакивает с выступа
поперечного клина 4 и под действием пружин 10 быстро перемещается
влево вместе с крестовиной; плашки сразу сходятся к центру, и патрон
может быть извлечен из нарезанного отверстия. После нарезания пла-
шки вновь разводятся рукояткой 11.
Для крупных муфт (начиная с 4" и выше) применяются патроны,
плашки которых выполнены в виде круглых гребенок.
Заточка метчиков. Для заточки по передней поверхности метчик
закрепляется в центрах (рис. 330, а) и подводится к тарельчатому или
дисковому кругу. Для обеспечения переднего угла у необходимо рас-
положить торцовую плоскость круга по отношению к центрам со сме-
щением, равным h у sin у.
Заточку по заборной части производят на специальных станках или
приспособлениях.
Метчик устанавливается в центрах станка (рис. 330, б); квадрат
метчика закрепляется в специальном поводковом патроне. Имеющий-
ся на станке маховичок поворачивается от руки и приводит во враще-
ние шпиндель с закрепленным в центрах метчиком. При вращении шпин-
деля вращается кулачок, который приближает шпиндель вместе с зад-
ней бабкой к широкому шлифовальному кругу. Ширина круга больше
длины заборной части метчика. Каждое перо метчика сошлифовывает-
ся по архимедовой спирали. Величина затылования К устанавливается
путем изменения величины качания шпинделя метчика. Существуют
приспособления для универсально-заточного или круглошлифовальных
станков, на которых можно затачивать метчики по заборной части.
У сборных метчиков заточка режущих плашек и гребенок произ-
водится в разобранном виде в специальных приспособлениях.
§ 5. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗЬБОНАРЕЗАН ИЯ
МЕТЧИКАМИ
Момент от сил сопротивления резанию М
(который должен быть преодолен крутящим моментом станка) по мере
входа метчйка в отверстие заготовки будет постепенно возрастать
(линия АВ на рис. 331) и, если длина отверстия больше длины забор-
388
ной части метчика, останется затем величиной постоянной (линия ВС
на рис. 331, б). По мере выхода метчика из отверстия момент будет
уменьшаться по кривой CD. Если же длина заборной части метчика
1Г больше длины (глубины) отверстия I (lx > I), то после достижения
наибольшего значения (точка В) момент затем будет постепенно умень-
шаться (линия ВС), а после подхода к отверстию калибрующей части
метчика начнет уменьшаться резко
калибрующей части метчика мо-
мент в точке D может иметь еще
некоторое значение и не быть рав-
ным нулю.
Применение смазывающе-охла-
ждающих жидкостей при резьбо-
нарезании облегчает процесс струж-
кообразования, уменьшает трение,
износ метчика, повышает его
стойкость и улучшает качество
обработанной поверхности. При
работе метчиком применяют в ос-
новном сульфофрезол и эмульсии
(при нарезании резьбы в стальных
заготовках), керосин (при нареза-
нии резьбы в заготовках из серого
чугуна) и эмульсии (при нареза-
нии резьбы в заготовках из ков-
кого чугуна).
При работе гаечными метчиками
(когда 1г /) рекомендуется 1 сле-
дующая формула для подсчета мо-
мента:
М = CMd^s^ tg(p°’f’5z0’2/°’S5 кГмм.
(по кривой CD). Из-за трения на
Рис. 331. Изменение момента при на-
резании резьбы в сквозном отверстии:
а — длина заборной части больше глубины
резьбы; б — длина заборной части меньше
глубины резьбы (по Л. А. Рождественскому)
При нарезании метрической резьбы в заготовках из углеродистой
стали марок 10 и 20 См — 31, из стали марок 35 и 45 См = 24.
При нарезании метрической резьбы машинными метчи-
ками (/1 < /) формула примет вид
dl,2bsl,7bz0,2
При нарезании резьбы в заготовках из стали марок 10 и 20 См = 20,
из стали марок 35 и 45 См = 15.
Формулы даны для метчиков с шлифованным профилем, с передним
углом у — 10°, с применением смазывающе-охлаждающей жидкости
(сульфофрезола или эмульсии), для острого метчика. Для метчиков
1 По Л. А. Рождественскому,
389
Рис. 332. Характер износа
чика
с нешлифованной резьбой моменты будут больше в 1,25 раза, а для
затупленных метчиков — в 1,5 раза.
Зная величину момента Л1, можно при данном числе оборотов опре-
делить и мощность, затрачиваемую на резание.
Износ метчиков протекает по задней поверхности зубьев заборной
части (рис. 332). За критерий износа принимается технологический кри-
терий. Для машинных метчиков при нарезании ими резьбы в стальных
заготовках допустимая величина износа h3 = 0,125 d0 мм\ в чугунных
заготовках h3 = 0,07 d0 мм. Для гаечных метчиков допустимая вели-
чина износа h3 = 0,05 dQ мм. Средний период стойкости для машин-
ных метчиков 60 — 90 мин, для гаечных
120—150 мин.
Скорость резания,1 допу-
скаемая режущими свойствами метчика
из стали Р18, может быть подсчитана
по формулам.
При нарезании метрической резьбы
машинным метчиком, в заготовке из се-
рого чугуна с НВ 180 — 200, с охлаж-
дением керосином (
6 2б/1,2
ет* 1 °
Если серый чугун с НВ 180,
то необходимо ввести поправочный коэф-
НВ 200, то коэффициент равен 0,7.
При нарезании метрической резьбы гаечным метчиком в заготовке
из стали с ов = 50 ч- 70 кГ/мм2, с охлаждением сульфофрезолом
v = м/мин.
Если (Ув =40 4- 50кГ/мм2, необходимо ввести поправочный коэф-
фициент 0,7; для конструкционных легированных сталей с НВ < 200
этот коэффициент равен 0,9, а в случае НВ 200 — 300 коэффициент
равен 0,8.
При нарезании метрической резьбы в заготовке из жаропрочной
стали 1Х18Н9Т в сквозном отверстии
1.43. если же
в глухом отверстии ->
Практически для определения скорости резания при работе мётчи-
ками пользуются нормативами режимов резания [52].
1 Подробнее см. литературу [52].
390
Машинное время при работе метчиком подсчитывается
формулам:
а) при нарезании резьбы в сквозных отверстиях
__( I + к + У I + к + У \ j M1jy
Тм - ----+-----^8—)1 мин'
б) при нарезании резьбы в глухих отверстиях
Тм = (-4 + “У* мин>
м \п$ nQS J
где I — длина (глубина) отверстия в мм;
li — длина заборной'части метчика в мм;
у — величина перебегов в мм, //=(2 4-3) S;
п — число оборотов метчика (заготовки) во время рабочего
ход£ в минуту;
S — шаг нарезаемой резьбы в мм;
— число оборотов метчика (заготовки) в минуту при об-
ратном ходе (вывертывании);
i — число метчиков в комплекте.
§ 6. ПЛАШКИ
Плашка во внутренней полости имеет нарезку и при навинчивании
на деталь нарезает наружную резьбу обычно за один проход.
а) 6) 0)
Рис. 333. Типы резьбонарезных плашек:
а — круглая; 6 — квадратная; в — шестигранная; г — трубчатая
Существует несколько видов плашек: резьбонарезные плашки цель-
ные и разрезные; они могут быть круглые, квадратные и шестигранные
391
(рис. 333, а—в); трубчатые резьбонарезные плашки (прогонки; рис.
333, г), плашки к слесарным клуппам.
Работа плашки совершенно аналогична работе метчика, только
в отличие от последнего плашка нарезает не внутреннюю, а наружную
резьбу.
Части и конструктивные элементы круглой плашки (рис. 334).
Элементы, обеспечивающие процесс резания плашкой: передний
угол у, у^ и угол Л; режущие перья плашки (ширина пера В, ширина
просвета стружечные отверстия; длина заборной частр и угол
Рис. 334. Конструктивные элементы круглой плашки
заборного конуса ср; ширина плашки Н\ число перьев г; величина за-
тылования Д заборной части и задний угол а.
Элементы, связанные с размерами получаемой резьбы: диаметры
резьбы наружный, внутренний и средний, угол профиля и шаг резьбы.
Элементы, обеспечивающие закрепление плашки на станке или в
воротке: наружный диаметр плашки D\ перемычки е и ег\ паз для
разжимного винта; гнезда для крепежных винтов; гнезда для регу-
лировочных винтов.
Круглые плашки применяются для нарезания резьбы и для калиб-
рования (зачистки) предварительно обработаны^ резьбы.
Нарезание резьбы сопровождается отделением значительного ко-
личества стружки, и стружечные отверстия должны быть большими
чтобы стружка не забивалась в них.
При калибровании резьбы на долю круглой плашки приходится
снятие небольшого слоя металла, и поэтому нет никаких оснований
делать диаметр стружечных отверстий большим. Усилия при калиб-
392
я
Рис. 335. Схема определения, диаметров d, Dr
у круглых плашек:
а — с криволинейной передней поверхностью, б — с пря-
молинейной передней поверхностью
ровании резьбы небольшие, и такая плашка может быть менее проч-
ной.
В ГОСТе 9740 — 62 для определенного диаметра и шага резьбы да-
ется наружный диаметр D плашки, а также ее высота Н. В табл. 33
приводятся диаметры плашек в зависимости от диаметра резьбы. При
конструировании калибровочных плашек нельзя пользоваться этой
таблицей, так как соот-
ношение между диамет-
рами резьбы и плашки
иное.
Важным исходным
элементом для расчета
круглой плашки являет-
ся передний угол у. Этот
угол у круглой плашки
измеряется в плоскости,
пер пендикул яр ной к оси.
Если взять передний
угол плашки в сечении
NN, нормальном к обра-
зующей заборного ко-
нуса (см. рис. 334\ то
угол yN в этом сечении
tg VN = tg у cos ср.
В зависимости от об-
рабатываемого материа-
ла можно рекомендовать
следующие значения
угла у: для твердых ма-
териалов 10—12°; для ма-
териалов средней твер-
дости 15—20°; для мяг-
ких материалов 20—25°
Для стандартных плашек принимается среднее значение переднего
угла 7=15 4- 20°
На рис. 335 показаны две формы передней поверхности: криволи-
нейная (рис. 335, а) и прямолинейная (рис. 335, б). Криволинейная
форма передней поверхности плашки образована поверхностью про-
сверленного стружечного отверстия. Для образования передней поверх-
ности прямолинейной формы необходимо после сверления стружечного
отверстия удалить перемычку, показанную пунктиром; это делается
путем пропиловки стружечного отверстия напильником.
В точках, лежащих у внутреннего диаметра резьбы, передний угол
7 = 15 4- 20°; в точках, расположенных на наружном диаметре резьбы,
передний угол 7 уменьшается, причем это уменьшение более резко
у плашки с криволинейной передней поверхностью.
393
Значения диаметров плашек
Гибли ца 33
Диаметр резьбы do в мм Диаметр плашки D в мм Диаметр резьбы d0 в мм Диаметр плашки JD в мм Диаметр резьбы d в мм Диаметр плашки D в мм
1—2,0 12 16—22 45 62—76 120
2,2—3 16 24—27 55 78—90 135
3,5—6 20 28—39 65 95—100 150
7—9 25 40—45 75 105—120 170
10—12 30 48—52 90 125—135 200
14—16 38 55—60 105
При определении числа стружечных отверстий следует помнить,
что при определенном угле гр заборного конуса толщина стружки ах
зависит от числа перьев (аналогично метчику, см. стр. 392):
Рекомендуется следующее число стружечных отверстий в зависи-
мости от диаметра резьбы плашек:
Диаметр резьбы в мм 1—5 5,5—16 18—27 30—33 36—48 52—64
Число отверстий 3 4 5 6 7 8
Зная число стружечных отверстий, можно определить ширину пе-
ра В и ширину просвета Hv Они связаны между собой, так как в сум-
ме образуют зуб и канавку для выхода стружки. Практически уста-
новлены следующие соотношения между В и Нг: В = (0,8 4- 1,0)
В практике конструирования плашек чаще всего определяют диа-
метр стружечных отверстий и диаметр их расположения графическим
путем. Вычерчивают плашку в масштабе и, задаваясь наружным диа-
метром £), углом у, шириной просвета Нъ внутренним диаметром резь-
бы dl и числом отверстий z, определяют d и Dv
Для решения задачи необходимо выбрать форму передней поверхности. На
рис. 335, а показана плашка с криволинейной формой передней поверхности. Из
треугольника АОВХ определим угол со:
Угол АСВ± будет равен (б — со). Из треугольника ЛС^определим
d _ В2
2 2 sin (6 — со)
или
_ sin со
— sin (d — со) ~ sin (б — со) *
394
В этой формуле угол д = 90 — у2. Из треугольника ОС В. видно, что
ОС= Дб + СД =^;
АО — cos со; С А = у cos (д — со).
После подстановки значения d получим
dj SIH (й /х \ Sin G> ♦ /х
СА = -Wd^)cos <s - “)=ctg (5 - ®);
затем определим
= AO + CA cos co + sin co ctg (6 — co) = у [cos co + sin co ctg (6 — co)].
Полученные значения d и D1 следует проверить, подсчитав толщину перемычки е:
D D. d
р —------------
2 2 2 ’
Для сохранения прочности плашки необходимо, чтобы величина е была не меньше
(0,15 4- 0,12) D для плашек с тремя-пятью стружечными отверстиями и не меньше
(0,1 4- 0,69) D для плашек с шестью-восемью отверстиями.
Расчетную ширину просвета Н2 и расчетный угол у2 следует брать
с учетом снимаемого (при заточке) слоя. Рекомендуется принимать
этот слой от 0,2 (при диаметре резьбы до 6—8 мм) до .0,4 мм (при диа-
метре резьбы 10—20 мм-, на рис. 335, а слой, подлежащий снятию,
показан штриховкой).
У плашек с прямолинейной поверхностью расчет диаметров d и
(см. рис. 335, б) производится по формулам (по Г. И. Грановскому)
~ sin со + х sin (со + у)
2 cos (со + Y) ’
cos co + х cos (cd + у) + у sin (co + у),
где x =(1,2 4- 1,5) S.
Длина заборной части плашки (см. рис. 334) определяется по сле-
дующей формуле:
/1 = (t + а±) ctg ср,
где t — высота резьбы;
а. — принимается обычно от 0,15 до 0,4 мм.
У стандартных плашек угол ф = 20° Для нарезания резьбы в твер-
дом материале рекомендуется угол ф уменьшить до 15°
Обычно у плашек делается заборный конус с обеих сторон; тогда
общая высота плашки может быть подсчитана по формуле
Н = 21.+ 12.
Длина /2 калибрующей части обычно принимается от трех до шес-
ти шагов резьбы.
395
На заборной части плашки обязательно должен быть предусмотрен
задний угол. Для этой цели заборная часть плашки затылуется на спе-
циальных станках. Задний угол а плашки измеряется в плоскости,
перпендикулярной к оси плашки. Для расчетов принимают а = 6°
Величина затылования К определяется (см. рис. 334) по формуле
/C = ^ltga.
На расход стружки оказывает влияние угол X наклона режущей
кромки по отношению к оси. На рис. 336 показано перо плашки с
углом X, равным нулю, и с углом больше нуля. Если в первом случае
Рис. 336. Влияние угла % на направление схода стружки:
а — угол к = 0°; б — угол к > 0°
стружка остается в отверстии, то во втором случае плашка направля-
ет стружку вперед.
Круглая плашка вставляется в гнездо плашкодержателя или во-
ротка. Гнезда с углом 60° (см. рис. 334) служат для закрепления плаш-
ки в воротке. Два других гнезда с углом 90°, в которые упираются ре-
гулировочные винты, смещаются с оси на величину с, для того чтобы
винты могли сжать плашку. Между последними гнездами профрезе-
рован паз шириной Ь. Можно узким шлифовальным кругом разрезать
тонкую перемычку ev Разрезанная плашка допускает в небольших пре-
делах регулировку диаметра нарезаемой резьбы. Закрепление плаш-
ки на станке должно быть нежестким.
При установке плашки в качающемся плашкодержателе неточное^
ти установки и несовпадение осей плашки и детали не оказывают вли-
яния на точность резьбы, так как за счет пружин плашка может уста-
новиться во время нарезания точно по оси нарезаемого болта.
Обычно в чертеже плашки нет допусков на резьбу, но проставлены
размеры резьбы метчиков.
Круглые плашки описанной конструкции имеют много недостат-
ков, поэтому пытаются улучшить их конструкцию. Плашки с косо про-
сверленными отверстиями направляют стружку вперед, облегчая ее
396
отвод и тем самым улучшая условия резания. Шестигранные или квад-
ратные плашки удобны при монтажных работах, так как позволяют
нарезать резьбу с применением гаечного ключа. На автоматах
находят применение также трубчатые плашки (см. рис. 333, а),
которые по сравнению с обычными плашками меньше засоряются
стружкой.
Трубчатые плашки, так же как и обычные круглые, вследствие
деформации резьбы при термической обработке не могут давать особо
точную резьбу.
Для нарезания крупных резьб вручную в несколько проходов по-
требовались специальные раздвижные плашки, к которым относятся
плашки для слесарных клуппов, плашки для трубных клуппов и ре-
Рис. 337. Схема заточки круглой плашки:
а — по передней поверхности; б — по задней поверхности
гулируемые плашки. Такие плашки позволяют в процессе нарезания
резьбы путем их регулирования изменять диаметр нарезаемой резь-
бы и, таким образом, дают возможность производить нарезание в
несколько проходов.
Заточка круглых плашек производится по передней поверхности
перьев и по затылочной поверхности заборной части плашки.
Для заточки плашек по передней поверхности (рис. 337, а) завод
«Фрезер» выпускает специальные станки.
Вертикальный шпиндель с закрепленным в нем маленьким шлифо-
вальным кругом вращается в шариковых подшипниках и делает 15 000
об/мин. Плашка устанавливается на столике и вручную прижимается
к нему. Шлифовальный круг вводится в отверстие плашки и получа-
ет от ручного рычага прямолинейное возвратно-поступательное дви-
жение вверх и вниз вдоль оси шпинделя круга.
На рис. 337, б показана схема заточки плашки по задней поверхнос-
ти на специальном станке завода «Фрезер». Плашка зажимается в цан-
говый патрон и при вращении шпинделя станка совершает вместе с
ним затыловочные движения благодаря сменному кулачку, число
выступов которого соответствует числу перьев затылуемой плашки,
397
а форма выступов — форме кривой затылования. На суппорте стан-
ка укреплен шпиндель с небольшим шлифовальным кругом, кото-
рый подводится к плашке и затылует заднюю поверхность заборного
конуса с установленной величиной затылования К-
§ 7. РЕЗЬБОНАРЕЗНЫЕ ГОЛОВКИ
Резьбонарезные головки можно разделить на две основные группы:
самооткрывающиеся и регулируемые.
Особенностью самооткрывающихся головок является развод пла-
шек после нарезания резьбы, что исключает необходимость обратного
свинчивания головки с нарезанной детали и повышает производитель-
ность станка при нарезании резьбы.
Резьбонарезные регулируемые головки обеспечивают только уста-
новку и закрепление плашек, а также регулирование их. Открывания
Рис. 338. Типы винторезных головок:
а — с плоскими радиальными плашками; б — с плоскими тангенциальными плашками;
в — с круглыми гребенками (максимальный слой для переточки /0 отмечен перекрестной
штриховкой)
головки и отвода плашек по окончании нарезания они не обеспечива-
ют. Распространение получили головки первой группы (самооткры-
вающиеся).
В зависимости от расположения и конструкции плашек существу-
ет три типа самооткрывающихся головок.
Головки с плоскими радиальными плашками (рис. 338, а) несколь-
ко проще в изготовлении, но плашки к таким головкам допускают не-
большое количество переточек. Эти головки в настоящее время вы-
тесняются другими типами.
Головки с тангенциальными плашками (рис. 338, б) благодаря
большей длине плашек допускают болыпое-^количество переточек
(заштрихованная часть плашки — слой, предназначенный для пере^
точки), но все более и более вытесняются головками с круглыми гре-
бенками (рис. 338, в), допускающими значительно большее количест-
во возможных переточек.
398
Рассмотрим наиболее рациональную конструкцию головок с круг-
лыми гребенками.
Резьбонарезные самооткрывающиеся головки с круглыми гребенками
изготовляются по ГОСТу 3307 — 61 трех типов:
Рис. 339. Резьбонарезная невращающаяся головка с круглыми гребенками
1) невращающиеся — для нарезания резьб на револьверных и то-
карных станках;
2) вращающиеся — для нарезания резьб на автоматах, сверлиль-
ных и болторезных станках;
3) невращающиеся — к автоматам типа 1124, 1136.
В зависимости от размеров нарезаемых резьб головки обознача-
ются номерами IK, 2К, ЗК и 4К и т. д.
У резьбонарезной головки с круглыми гребенками (рис. 339) невращающегося
типа четыре круглые гребенки 1 с кольцевой резьбой, укрепленные винтами 2 на
399
специальных кулачках 5, сближаются к центру или разводятся посредством нажим-
ного кольца 4. Поступательное движение кольца вдоль оси головки дает возмож-
ность благодаря уступу кулачков 3 (рис. 339, внизу слева) сводить их к центру и раз-
водить в конце нарезания резьбы. Поворот кольца (показан на схеме стрелками С)
позволяет точно регулировать диаметр нарезаемого болта площадками, скошенными
под углом гр.
На рис. 339 головка изображена в закрытом положении, плашки сведены, и
головка движется вместе с суппортом. Как только суппорт остановится, вместе
с ним остановится и хвостовик 5. Плашкодержатель 6 при этом продолжает движе-
ние вперед (на величину зазора А), сжимая пружины 7 кольцом 8, привернутым
винтами 9; нажимное кольцо 4 остановится, так как упирается в выступ А на хво-
стовике; при этом происходит «вытягивание» пл а шкодер жа тел я из кольца 4. Как
только плашкодержатель вместе с кулачками выйдет на величину Z, кулачки <?,
раздвигаясь под действием пружин 10, нажимающих на штифты 11 и шпильки 12,
своими скосами В отбросят нажимное кольцо назад (вправо), и головка раскрывается.
Для закрытия головки необходимо рукоятку 13, на которую нажимает пружина 14,
повернуть и кольцо 4 возвратить в первоначальное положение. Кольцо 4 заставит
кулачки, скользя по скосам В, сойтись к центру. Режущие гребенки / установлены
на кулачках 3 (см. рис. 339, внизу слева). Для того чтобы зафиксировать определенное
положение гребенки на кулачке, она садится на цилиндрический выступ (пуговку)
кулачка. Между кулачком и гребенкой устанавливается двухвенцовая звездочка 15,
имеющая зубья на двух разных диаметрах. Одним зубчатым венцом звездочка вхо-
дит в кулачок, а другим — в гребенку. Гребенка закрепляется на кулачке винтом 2.
Звездочка имеет неодинаковое число зубьев на обоих венцах; венец, закладываемый
в кулачок, имеет число зубьев на один меньше, чем венец, закладываемый в гребенку.
Если повернуть звездочку относительно кулачка на один зуб вправо, а относи-
тельно плашки — на один зуб влево, то общий поворот М плашки относительно
кулачка (для головки 2К) определится так:
л, 1 1 1 1 20—19 1
М = Т-^ = Т9-20= ~380~ = 380 окРУЖности.
Размеры кулачков и гребенок для резьб нельзя выбирать произвольно, так как
каждая резьба имеет определенный диаметр и шаг, а следовательно, и угол подъема со.
Длина гребенки выбирается с таким расчетом, чтобы длины калибрующей и за-
борной частей вместе составляли не менее семи-восьми шагов резьбы. Угол ф за-
борной части гребенки принимается равным 20°.
Таблица 34
Значения углов у и и сноса а (по данным завода «Фрезер»)
Обрабатываемый материал Перед- ний угол 7° Величина а в мм при диаметре D резьбы в мм Угол *>1
До 8 8-10 11-14 16-20 22-27 30-42
Алюминий, твердая, медь, малоуглеродистая конструкционная сталь 25 0,03 0,08 0,10 0,15 0,2 0,25 7 .
Хромоникелевые, мо- либденовые, хромована- диевые стали 20 0,01 0,05 0,07 0,12 0,17 0,21 6°30'
Чугун. Мягкое железо. 10 20 0,1 0,12 0,14 0,20 0,25 0,30 6°30'
Задний угол а обеспечивается расположением центра гребенки выше центра
заготовки на величину q (для головок 1К и 2% #=1,5 мм). На рис. 339 показано
расположение гребенки относительно заготовки в сечении I — /, проходящем через
400
первый калибрующий зуб плашки. Задний угол а в этом сечении может быть опреде-
лен по формуле
2 (q — а)
sm а = ————-
где а — снос вершины режущей части гребенки.
Гребенки для лучшего отвода стружки и обеспечения работы самозатягиванием
имеют наклон передней поверхности к оси под углом X. При установке гребенки на
кулачок к углу X прибавляется угол со
и получается угол Xj = со + X. Значе-
ние углов у и Xi и сноса а приведены
в табл. 34.
Заточка гребенок мо-
жет производиться только в со-
бранном виде. Для установки ку-
лачков вместе с гребенками на
заточной станок предусмотрено спе-
циальное приспособление, пока-
занное на рис. 340.
Необходимо, чтобы углы у и Хг и
снос а были одинаковы у всех гре-
бенок. Для проверки правильно-
сти заточки Гребенок применяется рИ(^ 34Q Приспособление для заточки
Приспособление (рис. 341), которое гребенок по передней поверхности
имеет два микрометра: микрометр
А упирается в наружный диаметр гребенки, а микрометр Б — в пе-
реднюю поверхность. Промер должен производиться на уровне пер-
вого витка калибрующей части.
Рис. 341. Приспособление для контроля заточки круглых гребенок, собран-
ных с кулачками
Кроме описанных, получили распространение головки (называ-
емые патронами) с круглыми гребенками для нарезания наружных
конических резьб на трубах большого диаметра.
401
§ 8. РЕЗЬБОВЫЕ ФРЕЗЫ
Фрезы разделяются на два основных типа: 1) дисковые или однони-
точные и 2) цилиндрические гребенчатые (многониточные). Дисковые
резьбовые фрезы применяют при нарезании.длинных резьб (в основ-
ном трапецеидального профиля) на различных ходовых винтах и чер-
вяках. Фрезерование применяется только как предварительный ме-
тод обработки резьб ходовых винтов. Чистовое нерезание резьбы обыч-
но производится резцом или профильным шлифовальным кругом.
Применение фрез с симметричным (рис. 342, а) и с несимметричным
(рис. 342, б) профилем вызывается конструкцией резьбофрезерного
а) 5)
Рис. 342. Схема расчета диаметра фрезы:
а — ось шпинделя станка параллельна оси детали; б — ось шпинделя станка
наклонена к оси детали
станка. Диаметр фрезы с симметричным или несимметричным профи-
лем определяется приближенно по формуле
D (2/ltt + /min + #min)-
Как видно из рис. 343, а, у фрезы с симметричным профилем раз-
мер 0min вызван необходимостью размещения в шпиндельной головке
подшипников шпинделя и передающего механизма. В конструкции
станка для фрез'с несимметричным профилем (см. рис. 342, б) благо-
даря наклону шпинделя появляется возможность при тех же габаритах
подшипников уменьшить amin, а следовательно, и диаметр фрез.
Профиль фрезы должен быть криволинейный. При небольших уг-
лах подъема резьбы (меньше 10°) обычно делают фрезы с прямолиней-
ным профилем, но с корректированным углом профиля.
Угол профиля определяется по формуле
tg£i = tg 8 cos со,
где со — угол подъема резьбы;
8 — угол профиля детали.
402
Дисковые резьбовые фрезы для трапецеидальных резьб делаются
с остроконечными зубьями.
При фрезеровании резьб небольшой длины с небольшим шагом и
небольшим углом подъема резьбы применяются гребенчатые (много-
ниточные) резьбовые фрезы. Процесс фрезерования резьбы происхо-
Рис. 343. Схема фрезерования резьбы многониточ-
ными (гребенчатыми) резьбовыми фрезами:
а — фрезерование цилиндрической резьбы; б — фрезеро-
вание конической резьбы
дит за один оборот заготовки, причем для образования винтовой ли-
нии резьбы фреза перемещается за это время вдоль оси на один шаг.
Резьбовые гребенчатые фрезы изготовляются насадные и концевые.
На рис. 343, а показаны насадные гребенчатые фрезы с затылованными
зубьями и кольцевой резьбой. Канавки фрез делаются прямые и вин-
товые с небольшим углом наклона. Фрезы с винтовыми канавками ра-
ботают более плавно, но
изготовление их слож-
нее. Диаметр фрезы
выбирается по ГОСТу
1336 — 62.
Длина фрезы Ьф
(в стандарте не задается)
зависит от длины наре-
заемой резьбы детали 1и:
^ = Ztt + (2 4-3)S,
где S — шаг резьбы в мм.
Элементы затылован-
ного зуба и канавки вы-
бирают исходя из тех же
соображений, что и для
обычных затылованных
фрез (см. стр. 329).
Так как высота профиля метрической и дюймовой резьбы незначи-
тельна, то можно брать канавку более широкую, чем обычно. Угол у
делается в пределах 30 — 45°, радиус закругления г = 4,5 мм. Вели-
чина затылования К выбирается из расчета получения заднего угла
в пределах 8—12° Размеры профиля фрезы определяются по задан-
ному профилю резьбы.
Вершина резьбы на фрезе изнашивается быстрее боковых сто-
рон профиля, поэтому по вершинам дается запас на износ. Но с уве-
личением этого запаса уменьшается площадка б резьбы, затрудня-
ется изготовление фрезы и снижается ее стойкость. Минимальную
площадку б принимают равной 3/4 площадки бА теоретического про-
филя резьбы.
Для большего удобства контроля размеры профиля резьбы зада-
ются от линии среднего диаметра. Размеры hr и h2 для метрической
и дюймовой резьбы приводятся в ГОСТе 1336 — 62.
Резьбовые гребенчатые фрезы применяются также и для фрезеро-
вания конических резьб (рис. 343, б). Отличительными особенностя-
ми конструкции таких фрез являются винтовые канавки постоянного
403
шага, выполненные на конической поверхности фрезы. Канавки
приходится делать расширяющимися по направлению к большему диа-
метру фрезы.
При нарезании резьбы фреза вращается, и за каждый оборот де-
тали она перемещается на один шаг по направлению образующей ко-
нуса, как показано стрелкой на рис. 343, б. Получающаяся на де-
тали коническая резьба будет иметь переменный угол подъема.
§ 9. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ И
МОЩНОСТЬ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ РЕЗЬБЫ
Скорость резания, допускаемая режущими свойствами гребенча-
тых многониточных фрез, изготовленных из быстрорежущей стали
Р18, определяется по формулам:
при обработке стали марки 45 с охлаждением эмульсией
257
v = —=----•
v J'0»0s0»65sJ
при обработке ковкого чугуна
24 500
v =-------•
rs0.oS2 ,
при обработке без охлаждения конструкционных углеродистых,
хромистых и хромоникелевых незакаленных сталей вихревой голов-
кой с резцами из сплава Т15К6
17 500
и =-----------
Т0’580’5$0’5СГв *
В этих формулах:
Т — стойкость в мин (30—60 мин);
s — шаг нарезаемой резьбы в мм;
sz — подача на один резец в мм;
ов — предел прочности стали при растяжении в кГ!мм2.
Формула дана при нормативном износе h3 = 0,7 мм.
При h3 = 0,4 мм подсчитанную по этой формуле скорость резания
надо умножить на коэффициент 0,8, а при h3 \мм — на коэффи-
циент 1,3.
Подача при резьбофрезеровании определяется (по данным
НИИБТН) как длина дуги по окружности заготовки за один срез (на
один зуб фрезы, на один резец вихревой головки) и обозначается sz
в мм/зуб (табл. 35).
Мощность при нарезании вихревой головкой диаметром Dp резьбы
на заготовках из конструкционных углеродистых, хромистых и хро-
миникелевых сталей
^ = 0,018-^ квт;
р
404
Таблица 35
Значения подач в мм при резьбофрезеровании
Подача Механические свойства стали
ав=55 кГ1мм*\ НВ 153-161 ag=65 кГ1мм~\ НВ 179-192 ав=75 кГ/ммЪ, НВ 210-220 afl=85 кГ1мм-', НВ 235-250
На один резец sz (при вихревом методе). 1,0—1,2 0,8—1,0 0,6—0,8 0,4—0,6
На один зуб sz при фре- зеровании многониточны- ми фрезами из быстроре- жущей стали . 0,01—0,02
На один зуб s, при фре- зеровании трапецеидаль- ных резьб 0,03—0,06 — — —
при нарезании трапецеидальной резьбы на тех же сталях
>7 5<j0>8<y0»82>
Npeg = 0,0072------ф------кет.
Формулы даны при износе h3=0,7 мм. При износе /г3=0,4 мм
поправочный коэффициент 0,83, а при износе h3— 1 мм коэффици-
ент 1,1.
Раздел
IX
ПРОТЯГИВАНИЕ
Глава
XXIV ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Протягиванием можно обработать сквозные отверстия любой фор-
мы, прямые или винтовые канавки, наружные поверхности разнооб-
разной формы, зубчатые колеса наружного и внутреннего зацепления.
Протяжка — многозубый инструмент, которому в отличие от
резца придается определенное движение подачи на глубину резания;
у протяжки эта подача осуществляется в самой конструкции, так как
каждый последующий зуб выше предыдущего. Движение резания
прямолинейное и реже — круговое (рис. 344).
Протяжка обычно закрепляется в ползуне станка и перемещается
вместе с ним. При работе круглой протяжкой это перемещение
осуществляется вдоль оси отверстия (рис. 344, а). Постепенно уве-
личивающиеся в размерах зубья протяжки срезают слои металла,
увеличивая при этом размеры отверстия. Если сила прилагается к
хвостовику, то корпус протяжки работает на растяжение (рис. 344, а).
Если сила прилагается к задней части протяжки, то это уже прошивка,
которая в отличие от протяжки работает на сжатие (рис. 344, б). Во
избежание продольного изгиба прошивка должна быть короче протяж-
ки, и ее длина обычно не превышает 15-кратного диаметра.
Несмотря на сравнительно низкие скорости резания (2—15 м/мин),
применяемые при протягивании, производительность протягивания
очень высокая, так как велика суммарная длина режущих кромок,
работающих одновременно. Производительность при протягивании
еще более повышается, если используются протяжные станки с неп-
рерывным рабочим движением и автоматической загрузкой заготовок.
Вследствие высокой производительности и точности обработки
(3—2-го класса точности), а также обеспечения чистоты обработан-
ной поверхности (5—9-го класса) протяжки получают все большее
распространение в машиностроении и металлообработке. Однако
протяжки — дорогой инструмент, и их применение оправдывается в
основном только при крупносерийном и массовом производстве.
406
Принято подразделять протяжки на внутренние (предназначен-
ные для обработки отверстий) и наружные (для обработки незамкну-
тых поверхностей).
Протяжки могут иметь зубья режущие и уплотняющие; последние
не режут, а уплотняют тонкие слои металла. Уплотняющие—выг-
Рис. 344. Схема работы протяжек и прошивки:
а — круглой протяжки; б — круглой прошивки; в — круговой протяжки
лаживающие протяжки могут увеличивать отверстия на очень малую
величину.
На рис. 345 показаны основные типы внутренних протяжек: про-
тяжки для круглых отверстий, например круглые режущие (рис. 345,а);
сборные (рис. 345, б); с винтовым зубом (рис. 345, в); выглаживающие
(рис. 345, а); шлицевые протяжки — прямошлицевые (рис. 345, д)
и спирально-шлицевые (рис. 345, а); фасонные различного профиля,
например эвольвентные (рис. 345, ж) или остроугольно-шлицевые
(рис. 345, з); комбинированные, например круглые и шлицевые в одной
протяжке (рис. 345, и) и т. д.
407
Наружные протяжки подразделяются по типу обрабатываемых
поверхностей на плоские, круглые и фасонные протяжки.
Хотя протяжки работают с небольшими скоростями резания, но,
как показала практика, целесообразно их изготовлять из быстроре-
жущих сталей. В отдельных случаях можно применять сталь ХВГ,
1-я
ступень
_3-яг
ступень
_2-я
ступень
А-А
А
•д
*)
Рис. 345. Типы протяжек для отверстий:
а — круглая цельная; б — круглая сборная; в — с винтовым зубом; г — выглаживаю-
щая; д — прямошлицевая; е — спирально-шлицевая; ж — эвольвснтная; з — остро-
угольно-шлицевая; и — комбинированная; к — квадратная
которая мало деформируется при термической обработке, что очень
важно, когда протяжки имеют значительную длину.
В последнее время протяжки оснащают твердым сплавом (ВК8,
ВК6М), так как их стойкость значительно повышается по сравнению
с быстрорежущими протяжками, например, при обработке чугуна.
Наружные и круглые протяжки диаметром свыше 80 мм часто изго-
товляются сборными.
Каждая внутренняя протяжка имеет ряд основных частей; напри-
мер, круглая внутренняя протяжка (рис. 344, а) имеет: 1—хвостовик
408
(для закрепления протяжки в патрон протяжного станка); 2—шейку;
3—переходной конус; 4—направляющую часть (для направления
протяжки в начале ее работы по предварительно обработанному от-
верстию); 5—режущую часть протяжки, на которой расположены
зубья, срезающие основной припуск; 6—калибрующую часть, на ко-
торой расположены зубья, калибрующие отверстие и обеспечивающие
необходимую чистоту поверхности; 7—заднюю направляющую часть,
служащую для удержания длинной протяжки от провисания и не до-
пускающую перекоса детали в конце процесса протягивания (в момент
выхода последнего зуба).
§ 1. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ЭЛЕМЕНТЫ ЗУБА
ПРОТЯЖКИ
Задний угол зубьев протяжки в сечении, совпадающем с
направлением резания, выбирается независимо от обрабатываемого
металла; он должен обеспечивать хорошие условия резания, умень-
шая трение задней поверхности об обработанную поверхность.
У калибрующих зубьев делается цилиндрическая ленточка шири-
ной f — 0,05-4-0,2 мм (рис. 346, зуб <?). Значения заднего угла берутся
Рис. 346. Режущие (/ и 2) и калибрующие (3) зубья протяжки
в зависимости от вида операции (черновой или чистовой) и типа про-
тяжек (табл. 36).
Малое значение заднего угла у протяжек для внутреннего протяги-
вания объясняется тем, что при большем значении угла а заточка про-
тяжки, которая проводится по передней поверхности, вызовет значи-
тельное изменение размеров зубьев (протяжек) в поперечном сечении.
Из-за этого же делается незначительным и задний угол на фаске у
зубьев калибрующей части.
Передний угол выбирается в зависимости от обрабатывае-
мого материала (табл. 37).
409
Таблица 36
Значения заднего угла
Тип протяжек Задни”? угол а'в град Допуск на величину заднего угла в мин
Вид зубьев
черновые чистовые калибрую- щие черновые чистовые и калиб- рующие
Круглые и шлицевые . 3 2 1 +30 4-15
Шпоночные Наружные 3 2 2 +30 +30
регулируемые 3-4 3—4 3—4 +30 +30
нерегулируемые 3—4 2 1—2 +30 + 15
Таблица 37
Значения переднего угла режущей и калибрующей части протяжки
Обрабатываемый материал Твердость Передний угол j в град для зубьев
черновых и переходных чистовых и калибрующих
НВ 197 16—18
Сталь НВ 198—229 15 5
НВ > 229 10
Серый чугун НВ ^180
НВ> 180 10 —5
Ковкий чугун — 10 5
Алюминий и его сплавы, красная
медь, баббит . — 20 20
Бронза, латунь — 5 —10
§ 2. ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Определение режимов резания при протягивании сводится к на-
значению скорости резания, так как подача s. и ширина среза b обус-
ловливаются элементами конструкции протяжки.
Подачей s, или подъемом на зуб протяжки (см. рис. 346) называют
разность между высотами соседних зубьев протяжки. Подачу s2 обычно
определяют по эмпирическим данным.
В табл. 38 (см. стр. 418) даны рекомендации по выбору подач у
различных видов и конструкций протяжек.
Ширина среза b измеряется вдоль режущей кромки.
У шпоночной протяжки — это ширина паза; в протяжках круглых,
410
шлицевых и т. д. ширина среза будет соответственно равна длине ак-
тивной части режущей кромки, для круглой протяжки — длине ок-
ружности, для шлицевой — суммарной ширине шлицев и т. д.
Площадь поперечного сечения приходящаяся
на один зуб:
для шпоночной (одношлицевой) протяжки
f = szb мм2;
для многошлицевой
f = szbn мм2;
для круглой
f = szjiD MM2f
где sz— подача (подъем зуба) в мм;
b— ширина шлица в мм;
п— число шлицев;
D— диаметр круглой протяжки.
Суммарная площадь *поперечного сечения среза
F = fz мм2,
где z — число зубьев, одновременно находящихся в работе.
Машинное время за один проход при протягивании можно опре-
делить по формуле
7\ = К мин,
м lOOOvq ’
где L — длина рабочего хода протяжки в мм;
К — коэффициент, учитывающий соотношение между скоростями
рабочего и обратного хода; обычно К = 1,4-=-1,5;
v — скорость резания в м/мин;
q — количество одновременно обрабатываемых деталей.
§ 3. ПРОЦЕСС СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ
И СИЛЫ РЕЗАНИЯ
ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Во время стружкообразования при протягивании имеют место
все явления процесса резания: деформации, тепловыделение, наросто-
образование, трение и износ протяжки. Процесс резания при протя-
гивании осуществляется часто с очень тонкими стружками, особенно
при внутреннем протягивании, когда sz доходит до 0,015 мм. При об-
работке сталей получается сильно деформированная сливная стружка,
при обработке чугунов — стружка надлома.
При протягивании важно знать форму и размеры стружки, так
как от этих данных зависит правильная работа протяжки. Впадины
между зубьями должны быть таких размеров и формы, чтобы в них
411
свободно помещалась стружка. Если стружка не укладывается во
впадине, происходит ее прессование, что может привести к разрыву
протяжки. Часто для уменьшения ширины стружки и для более удоб-
ного размещения ее в канавках на ревущих зубьях делают стружко-
разделительные канавки.
При протягивании сталей образуется нарост (застойная зона).
Чем больше толщина среза, меньше передний угол зуба протяжки и
больше радиус округления режущей кромки, тем больше нарост [123].
Нарост часто сходит под заднюю поверхность зуба протяжки и резко
ухудшает чистоту обработанной поверхности.
Протягивание осуществляется с малыми подачами sz и малыми ско-
ростями резания; в этом случае очень большое значение имеет приме-
нение смазочно-охлаждающих жидкостей. При протягивании сталей
применяют в основном сульфофрезол (8—15 л! мин при внутреннем
протягивании и 30—40 л!мин при наружном), при протягивании
нержавеющих сталей 10%-ную эмульсию.
Протягивание серого и ковкого чугуна производится обычно без
охлаждения. Протягивание алюминия рекомендуется со специальной
смесью масла и керосина (1:1).
Сила резания Pz зависит от физико-механических свойств
обрабатываемого материала, геометрических параметров зубьев про-
тяжки, подачи szt числа и формы одновременно находящихся в работе
зубьев.
Сила резания при протягивании определяется по формуле
Рг = F^b кГ,
где F — сила резания, отнесенная к 1 мм длины режущей кромки,
в кПмм\
S b — суммарная длина режущих кромок всех одновременно ра-
ботающих зубьев в мм.
Значение F зависит от величины подачи на зуб sz и обрабатывае-
мого материала и приводится в соответствующий карте режимов реза-
ния [124].
Суммарная длина S b режущих кромок определяется по формулам;
для цилиндрических отверстий
Vi l Ttd
£b = — Zt;
2С ”
для шлицевых отверстий и шпоночных пазов
26 = ^2,-,
где d — наибольший диаметр зубьев в мм\
гс — число зубьев в секции (для протяжек, работающих с обы-
чной, не прогрессивной схемой резания, zc = 1);
zt — наибольшее число одновременно работающих зубьев;
Ъа — ширина протягиваемой поверхности в мм\
п — число шлицев или шпонок.
412
§ 4. ИЗНОС, СТОЙКОСТЬ ПРОТЯЖЕК
И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
В общем случае зуб протяжки изнашивается по задней поверхности,
по уголкам, по ленточке (у калибрующих зубьев) и по передней поверх-
ности. Наиболее характерным и чаще всего лимитирующим износом
является износ по задней поверхности h3 (рис. 347).
Учитывая, что протяжка в основном применяется как чистовой
инструмент (исключение составляют наружные протяжки), за кри-
терий износа принимаем технологический износ — ухудшение чисто-
ты поверхности, искажение геометрии или изменение размеров про-
тягиваемых поверхностей.
Максимально допустимый износ по задней поверхности зуба и
уголкам стружкоразделительных канавок принимается (при обработке
Рис. 347. Схема износа зубьев протяжки:
а — шпоночной без стружкоразделительных канавок; б — шпоночной со струж-
коразделительными канавками; в — круглой со стр уж ко раздел и тельными
канавками
стали и чугуна) в пределах: для цилиндрических протяжек до 0,2 мм,
для шлицевых и шпоночных до 0,3 мм.
Средние периоды стойкости для быстрорежущих протяжек из ста-
лей Р9, Р 18 рекомендуются следующие: а) для протяжек шпоноч-
ных (с шириной паза 10 мм) 120 мин при обработке стали и 180 мин
при обработке чугуна; б) для шлицевых протяжек диаметром 32—52 мм
420 при обработке стали и 600 мин при обработке чугуна; в) для цилинд-
рических протяжек (диаметром 30 мм) 180 мин при обработке стали
и 270 мин при обработке чугуна.
Средние стойкости протяжек выражаются также в суммарной
длине протянутых поверхностей в метрах.
Скорость резания при протягивании лимитируется не красностой-
костью инструмента, а условиями получения высококачественной
обработанной поверхности. Увеличение скорости резания при протя-
гивании не дает заметного увеличения производительности труда,
так как вспомогательное время в операции протягивания имеет зна-
чительный удельный вес по отношению к машинному времени.
413
Формула скорости резания при протягивании имеет следую-
щий вид:
V = 7% м'/мин>
где cv— коэффициент, характеризующий условия обработки;
Т— стойкость протяжки в мин\
m и у — показатели степени при стойкости и подаче, зависящие от
обрабатываемого материала, материала протяжек и других условий.
Например, при протягивании цилиндрического отверстия в заго-
товке из стали марки 35 (НВ 197—269) при условии получения 2-го
класса точности и чистоты обработанной поверхности уб для быстро-
режущей протяжки v = 6 м1мин. Для других условий протягивания
см. режимы резания [124].
Мощность при протягивании
д j PZV
Мрез — 60 • 102’ К'вт')
где Pz — сила резания в кГ\
v — скорость резания в mImuh.
Мощность электродвигателя протяжного станка должна быть не
меньше, чем требуется по формуле
где т] — к. п. д. станка, равный 0,75—0,9., _
Тяговое усилие станка Q (должно быть несколько больше или,
в крайнем случае, равно силе резания Pz) можно подсчитать по
формуле
q __ 60» 1О27Устт] „
Глава РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ
XXV ПРОТЯЖЕК
§ 1. ПРОТЯЖКИ ДЛЯ ВНУТРЕННЕГО ПРОТЯГИВАНИЯ
Схема резания — графическое изображение постепенного изменения
профиля заготовки в процессе протягивания — во многом определяет
конструкцию протяжки.
На рис. 348 показаны схемы резания некоторых наиболее распрост-
раненных типов протяжек и отдельные слои материала, снимаемые
зубьями.
Профильная схема (рис. 348, а) характерна тем, что каждый после-
дующий зуб протяжки снимает тонкую стружку по всей ширине обра-
батываемый поверхности, например по всей ширине шлица, по всей
414
длине окружности и т. д. Такая протяжка часто называется одинарной
и дает значительные удельные давления резания, а следовательно,
значительные усилия протягивания.
Генераторная схема (рис. 348, б) предусматривает снятие припуска
режущими зубьями и параллельными слоями на отдельных участках,
и только последние зачищающие зубья снимают тонкий слой по всему
профилк). Генераторная схема резко упрощает изготовление и заточку
особенно фасонных протяжек (как внутренних, так и наружных).
/ Протяжки одинарные
Рис. 348. Схемы резания протяжек:
а — профильная; б — генераторная; в — прогрессивная шахматная; г — прогрессивная
переменного резания; д — прогрессивная многогранная
Групповой метод (рис. 348, в, д) построения схемы резания пре-
дусматривает разделение общего срезаемого слоя на небольшое коли-
чество толстых слоев1. У групповой протяжки все режущие зубья раз-
делены на группы (два, три и т. д.) зубьев, имеющих одинаковый диа-
метр, но увеличивающихся по ширине. Этот метод часто называют про-
грессивным протягиванием. При этом срезаются толстые, сравнительно
узкие стружки, и стойкость такой протяжки в среднем в 2 раза выше
стойкости протяжки, рассчитанной по первому методу. К недостаткам
прогрессивного протягивания следует отнести более сложное изготов-
ление протяжек.
Под припуском понимается общая толщина слоя металла, который
следует срезать при протягивании (иногда применяют понятие «избы-
ток металла»).
1 Разновидности схемы резания могут быть различны. На рис. 348 показаны так
называемая шахматная схема (рис. 348, в); схема переменного резания (разработана
ЧТЗ) (рис. 348, г); многогранная схема НИИТАвтопрома (рис. 348, д). Существуют
и другие разновидности.
415
Величина номинального припуска для круглых отверстий, обра-
ботанных перед протягиванием сверлом или зенкером,
А = 0,0050 + (0,1 4-0,2) /£,
где D — номинальный диаметр отверстия в мм,
L — длина протягиваемого отверстия в мм.
Припуск является исходным при расчете протяжки.
Формулы для определения припуска в зависимости от формы обра-
батываемого отверстия для других типов протяжек даются в соответст-
I. Форма зубьев и впадин между зубьями
одинарных протяжек
вующих справочникахх. В размер припуска должен включаться также
допуск на изготовление отверстия.
Конструктор принимает подачу s2 исходя из условия, что режущая
часть протяжки должна снять почти полностью припуск (небольшую
часть его снимают зачищающие и калибрующие зубья). Необходимо
при выбранной схеме резания принять определенную подачу s2 (подъем
зуба).
При прогрессивной схеме резания у протяжек величины s2 значи-
тельно увеличиваются и достигают нескольких десятых долей милли-
метра (0,1—0,35) и выше. Форма и размеры зуба и впадины должны
обеспечивать свободное размещение образующейся стружки. Форма
зуба (рис. 349, а) рекомендуется ВНИИ для протяжек, выполненных
по профильной и генераторной схемам резания.
1 См. Климов В. И., Лернер А. С., Пекарский М. Д. и др.
Справочник инструментальщика-конструктора. М., Машгиз, 1958.
416
В табл. 38 даны величины s2 (по данным ВНИИ) в миллиметрах для
внутренних протяжек с профильной и генераторной схемами резания.
Таблица 38
Значения подачи s2 (подъема зуба)
Протяжки Подачи й мм(зуб при обработке
стали чугуна алюминия бронзы и латуни
Круглые 0,015—0,03 0,03—0,1 0,02—0,05 0,05—0,12
Шлицевые. 0,025—0,08 0,04—0,1 0,02—0,1 0,05—0,12
Острошлицевые Квадратные и шести- 0,03—0,15 0,04—0,08 — —
гранные . 0,015—0,08 0,08—0,15 0,02—0,1 0,05—0,20
Шпоночные. 0,05—0,20 0,06—0,20 0,05—0,08 0,08—0,20
Для протяжек, работающих -по профильной и генераторной
схемам резания, часто применяется форма зубьев и впадин протяжки,
изображенная на рис. 349, бив; размеры приведены в табл. 39.
Между площадью впадины F мм2
и площадью продольного сечения Таблица 39
стружки мм2 можно установить размеры профиля зуба и впадины
следующее соотношение: протяжки
Д-к.
Коэффициент К принимается в
пределах 3—6, причем величина К
принимается меньшей для, хрупких
материалов, дающих элементную
стружку.
Площадь Fx продольного сече-
ния стружки, снимаемой одним зу-
бом протяжки, можно определить
по формуле
/^i = Ls2,
Пло- щадь F сечения впадины в мм2 Шаг про- тяжки t в мм Глуби- на впади- ны h в мм Длина задней поверх- ности /1 в мм Радиус в мм
3,0 6 2,0 2,5 1,0
5,8 7 2,3 3,0 1,25
7,0 8 2,7 3,5 1,5
12,5 10 3,6 4,0 2,0
19,3 12 4,5 4,5 2,5
27,9 14 5,4 5,0 3,0
38,0 16 6,3 5,5 3,5
49,6 18 7,2 6,0 4,0
62,7 20 8,1 6,5 4,5
где L — длина протягивания; ___________________________________
s2 — подача на зуб.
Затем определяют необходимую площадь сечения впадины по фор-
муле
F — kFy.
По полученному значению F можно подобрать, например по табл.
39, остальные размеры зуба и впадины.
14 В. а, Аршинов
417
На рис. 349, г показана форма зубьев, рекомендуемая НИИТавто-
промом для групповых (прогрессивных) протяжек; в этом случае
h 0,4/; г 0,5/ • f = 0,3/ и 0,7/.
Шаг зубьев протяжки должен быть таким, чтобы обеспечивать
равномерную нагрузку, а следовательно, и равномерный процесс
резания.
Величина шага определяет количество режущих и калибрующих
зубьев, количество одновременно работающих зубьев и длину про-
тяжки.
Шаг режущих зубьев протяжки зависит от длины L обрабатываемой
детали и может быть подсчитан по формулам:
для одинарных протяжек
/ = (1,25 ч-1,5) УЦ
для групповых протяжек
/ = (1,45 ч-1,9) VL.
При выборе шага необходимо иметь в виду, что число одновременно
работающих зубьев протяжки обычно должно быть не менее трех.
Для коротких деталей допускается количество одновременно работаю-
щих зубьев до двух. Очень короткие детали, например дисковые фрезы,
протягиваются пакетом по несколько штук, и шаг рассчитывается
на общей длине пакета. Шаг калибрующих зубьев принимается такой
же, как и у режущих зубьев, или несколько меньше (0,6—0,7 от шага
режущих зубьев).
Стружкоразделительные канавки предназначаются для деления
широкой стружки на отдельные части; это облегчает работу протяжки
и создает лучшие условия размещения стружки во впадине зуба.
Число стружкоразделительных канавок для круглых протяжек,
можно принимать по следующим данным:
Диаметр протяжек в мм От 10—13 13—16 16—20 20—25
Количество канавок . 6 8 10 12
Для шпоночных протяжек, плоских наружных и фасонных протя-
жек число и размеры стружкоразделительных канавок принимаются
в зависимости от конкретных условий (по справочникам) \
Число режущих зубьев zp протяжки подсчитывается по формуле
^ = 2^+<2 + 4>.
где А — припуск под протягивание, например для круглой протяжки
равный разности между наибольшим допустимым диаметром
протянутого отверстия и диаметром предварительного отверстия;
s? — подача в мм/зуб.
1 См. сноску на стр. 417,
418
Число калибрующих зубьев zK выбирается от 3 до 8, причем большее
число зубьев принимается для обработки более точных отверстий.
Дополнительно между режущими и калибрующими зубьями часто
делают три-четыре зачищающих зуба, оставляя на их долю небольшую
часть припуска.
Хвостовик протяжки служит для закрепления ее в патроне протяж-
ного станка. Патроны разделяются на кулачковые, резьбовые и клино-
вые. Хвостовики шпоночных протяжек под кулачковые патроны приве-
дены в ГОСТе 4043—61, хвостовики для круглых протяжек (рис.
350, а, б) под кулачковые патроны — в ГОСТе 4044—61. Хвостовик
Рис. 350. Хвостовики круглых протяжек:
а — под быстросменный патрон для размеров D = 5 4- 11 мм; б — под быстро-
сменный патрон для размеров D > 11 мм; в — для крепления чекой
для крепления протяжки чекой показан на рис. 350, в. Другие типы
хвостовиков встречаются реже.
Расчет протяжек на про ч н ость. Выбранные эле-
менты протяжки — профиль зуба, шаг, профиль впадины, форма и
размеры хвостовика и т. д. — должны быть проведены расчетом про-
тяжки на прочность. Для расчета протяжки на прочность необходимо
знать силу резания при протягивании. Силу резания Рг определим по
формуле (см. стр. 425).
Для подсчета числа одновременно работающих зубьев zmax необхо-
димо знать длину L обрабатываемой детали. Это следует помнить и при
эксплуатации протяжек. Протяжка, рассчитанная на определенную
длину обрабатываемой детали и определенные характеристики мате-
риала, не может быть использована для значительно более длинных
деталей, а также для значительно более твердых материалов:
2m ах = F 1 >
где L — длина детали в мм;
i — шаг протяжки в мм.
14* 419
Подсчет .гтахпоэтой формуле производят с округлением до целого
числа в меньшую сторону.
Зная силу протягивания Pz, можно определить напряжение в опас-
ном сечении протяжки. Опасным сечением у протяжки может быть
сечение по впадине первого режущего зуба или сечение по хвостовику.
Напряжение определяется по формуле
= кГ/мм2,
г о
где Рг — общая сила протягивания в кГ\
Fo — площадь опасного сечения в мм2.
Величина напряжения на разрыв не должна превышать следующих
допускаемых для протяжки напряжений:
Протяжки $ в кГ/мм2
Круглые............................. 25
Гранные, шлицевые, елочные, эвольвентные. 20
Шпоночные. 10
Результаты испытаний на Горьковском автозаводе показывают,
что допускаемое напряжение для протяжек можно увеличивать до
30—40 кГ/мм2, что позволяет делать их более короткими.
В отдельных случаях производится расчет для проверки хвостовика
на смятие. Допускаемое напряжение на смятие не должно превышать
60 кГ/мм2.
Длины протяжки и ее частей. После проверки протяжки на
прочность, зная шаг зубьев и их число, определяют длину режущей и
калибрующей частей по формулам:
для калибрующей части
/ = t z *
Ър — ''рЬр*
длина режущей части
где tp — шаг зубьев режущей части;
tK — шаг зубьев калибрующей части.
Длина хвостовика, шейки, передней и задней направляющих при-
нимается с учетом размеров хвостовика, патрона станка, приспособле-
ния для протягивания детали. Общая длина протяжки равняется сумме
длин отдельных ее частей.
Допуски на протяжки.Протяжки предназначены для окончательной
обработки отверстий, поэтому калибрующие зубья должны обеспечи-
вать требуемую точность поперечных размеров отверстий. При протяги-
вании жестких толстостенных деталей замечается разбивка (увеличение)
размеров отверстия до 0,02 мм\ при протягивании тонкостенных дета-
лей наблюдается усадка (уменьшение размеров). Величина разбивки
и усадки может быть определена опытным путем в зависимости от тол-
щины стенок протягиваемой детали.
420
Если нет данных о разбивке или усадке, берут размеры калибрую-
щих зубьев по максимальным размерам отверстия, а затем корректи-
руют их опытным путем.
На основные, поперечные размеры протяжки (диаметр, ширину
шлица и т. д.) назначают следующие допуски:
Элементы протяжки' Допустимые отклонения
Режущие зубья. ± 2/5 от подъема зубьев, но не более zt 0,02 мм
Калибрующие зубья. — допуска на протягиваемое отверстие, но не более отклонений скользящей посадки 2-го класса точности
Направляющие зубья. Посадка Д (ОСТ 1012) для отверстий 2-го класса точности
Особенности конструкций отдельных видов протяжек. Конструиро-
вание шлицевых протяжек для прямоугольных шлицев (см. рис. 345, д)
аналогично описанному конструированию круглых протяжек.
Шлицевые протяжки для винтовых (спиральных) шлицев (см. рис.
345, е) отличаются тем, что зубья располагаются винтовыми рядами.
Междузубные канавки могут быть как кольцевые, так и винтовые.
Такие шлицевые протяжки имеют сравнительно небольшое распро-
странение.
а)
Рис. 351. Зубья выглаживающей протяжки:
а — профили зубьев; б — профиль выглаживающих зубьев
В зависимости от формы шлицевых отверстий протяжки изготовля-
ются с эвольвентным профилем шлицев (рис. 345, ж), с угловыми или
елочными шлицами (рис. 345, з). Метод расчета протяжек с эвольвент-
ной формой шлица или елочными зубьями не отличается от расчета
круглых протяжек.
Круглая выглаживающая протяжка (рис. 351) по конструкции
отличается от режущей протяжки. Кроме режущих и калибрующих
зубьев, она имеет также выглаживающие зубья, которые закруглены
и при движении протяжки как бы развальцовывают обрабатываемое
отверстие. На рис. 351 показана протяжка, выглаживающая часть
которой выполнена насадной с отверстием, после насаживания ее она
закрепляется гайкой и контргайкой. При конструировании выглажи-
вающей протяжки необходимо правильно выбрать величину подъема
421
на зуб; последняя колеблется от 0,01 до 0,02 мм на диаметр. При работе
выглаживающей протяжки диаметр обрабатываемого отверстия может
получиться вследствие упругих деформаций несколько меньшего раз-
мера. Деталь как бы сжимается после прохода протяжки через отверс-
Рис. 352. Комбинированная протяжка
тие. Это уменьшение необходимо учитывать при конструировании
выглаживающей протяжки и принимать ее диаметр несколько больше
диаметра обработанного отверстия. Применяются такие протяжки для
обработки мягких и вязких материалов.
Форма протятек для лазов b=12+^0 мм 5^-*
Рис. 353. Шпоночная протяжка
К протяжкам для многогранных отверстий относятся квадратные,
шестигранные, прямоугольные, восьмиугольные и др.
На рис. 345, к показана протяжка для квадратного отверстия.
Особенностью конструирования таких протяжек является групповая
схема резания с наличием трех-четырех ступеней по длине с различ-
ными подъемами на зуб.
422
Комбинированные протяжки (рис. 352) предназначены для одно-
временной обработки шлицевых или зубчатых отверстий. Они имеют
две режущие части, выполненные на одном стержне. Например, комбит
нированная протяжка для шлицевых отверстий имеет вначале круглую
часть, которая обрабатывает отверстие по внутреннему диаметру шли-
цев. За круглой частью следует режущая шлицевая, часть; эта часть
предназначена для вырезания шлицевых пазов. Круглая и шлицевая
режущие части имеют несколько калибрующих зубьев. Основным пре-
имуществом комбинированной протяжки является повышенная про-
изводительность, так как две операции совершаются за один проход.
На рис. 353 показана шпоночная протяжка. Такие протяжки пред-
назначены для протягивания пазов под шпонку в различных отверстиях.
Размеры шпоночных протяжек с хвостовиками под кулачковые патро-
ны стандартизованы в ГОСТах 8788—58 и 8794—58.
§ 2. ПРОТЯЖКИ ДЛЯ НАРУЖНОГО ПРОТЯГИВАНИЯ
Наружные протяжки могут быть выполнены цельными и сборными.
Если при конструировании протяжки для отверстия конструктор свя-
зан диаметром отверстия и не может
сделать протяжку прочнее, то у протяж-
ки для наружной поверхности можно вы-
брать любые габаритные размеры и соз-
дать очень прочную сборную протяжку.
Рис. 355. Схема заточки круг-
лой протяжки по передней по-
верхности
а)
Рис. 354. Крепление секций наружных про-
тяжек к корпусу:
а — односторонней протяжки; б — двухсторонней
протяжки
Крупные наружные протяжки изготовляются в виде отдельных
секций, укрепленных на специальном корпусе. На рис. 354 показано
несколько типов креплений отдельных секций протяжки на общем
423
корпусе. Могут быть изготовлены также протяжки с отдельными встав-
ными зубьями. Все элементы крепления протяжек, состоящих из
отдельных секций, а также и протяжек со вставными зубьями должны
быть рассчитаны на прочность.
Если при конструировании внутренних протяжек после переточки
протяжки нельзя увеличить диаметр протяжки и приходится перево-
дить калибрующие зубья в режущие, то наружные протяжки допускают
регулирование размера за счет подкладных клиньев. На рис. 354, б
показаны клинья для регулирования размеров наружных протяжек.
Заточка протяжек. Заточка протяжек производится в основном по
передней поверхности зуба, и реже протяжка перетачивается (вернее,
шлифуется) по задней поверхности. На рис. 355 показана схема заточки
внутренней круглой протяжки по передней поверхности зуба. Чтобы
шлифовальный круг не «разваливал» зуб, необходимо иметь радиус
круга меньше, чем радиус кривизны зуба в сечении NN.
Шлифование зуба по задней поверхности у круглой протяжки про-
изводят в круглошлифовальном станке.
Раздел
X
СПЕЦИАЛЬНЫЕ ВИДЫ
РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Глава КОМБИНИРОВАННЫЙ ИНСТРУМЕНТ
XXVI
Комбинированным называют инструмент, который предназначен
для обработки нескольких поверхностей; в нем соединяются два или
несколько инструментов одного или различных видов. Применение
комбинированного инструмента позволяет совмещать несколько пере-
ходов и даже операций в одну.
Преимущества комбинированного инструмента совершенно оче-
видны и заключаются в увеличении производительности (за счет
уменьшения машинного и вспомогательного времени на обработку
детали), удешевлении операций (за счет применения более простых
станков), возможности удаления значительных припусков (за счет
совмещения работы нескольких режущих кромок). Однако нельзя
забывать, что комбинированные инструменты дороже. Можно под-
разделять все комбинированные инструменты на две основные группы:
1) состоящие из инструментов одного и того же вида; 2) состоящие из
инструментов разных видов.
§ 1. КОМБИНИРОВАННЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ,
СОСТОЯЩИЕ ИЗ ИНСТРУМЕНТОВ ОДНОГО И ТОГО ЖЕ ВИДА
Примером конструкции комбинированного инструмента, состоящего
из инструментов одного и того же вида, может служить изображенная
схематично на рис. 356, я державка.с несколькими резцами. Наружные
резцы ее служат для обтачивания наружных ступеней детали; внутрен-
ние резцы растачивают внутренние ступени в отверстии детали. Инстру-
менты подобного типа широко применяются и позволяют резко увели-
чить производительность. Если между отдельными диаметрами детали
большая разница, то целесообразно применение резцов из различных
материалов: резцы для обработки отверстий можно изготовить из быст-
рорежущей стали; резцы, обрабатывающие наружную поверхность
детали с более высокой скоростью резания — из твердого сплава.
425
Весьма распространен комбинированный инструмент для расточки
ступенчатых отверстий. В расточной оправке, имеющей сквозные пазы,
б) Деталь
Рис. 356. Комбинированные инструменты:
а — многоинструментальная наладка (державка с несколькими резцами); б — расточная
оправка с расточными блоками
укреплено несколько так называемых расточных блоков (рис. 356, б).
В каждом блоке имеется два резца, регулируемых винтами по диаметру.
Такая расточная оправка (броштанга) позволяет обработать одновре-
Рис. 357. Сборные двухступенчатые зенкеры со вставными ножами
менно несколько ступеней отверстия или несколько ступенчатых отверс-
тий.
С целью облегчения заточки комбинированные ступенчатые зенкеры
часто делают составными, т. е. состоящими из двух зенкеров; первая
426
Рис. 358. Набор фрез
ступень зенкера выполняется в виде отдельного зенкера, снабженного
коническим хвостовиком и входящего в соответствующее коническое
отверстие зенкера, предназначенного для обработки второй ступени.
Распространены ступенчатые сборные зенкеры со вставными ножами,
позволяющими регулировать размер. В конструкции, показанной на
рис. 357, регулировка осуществляется перестановкой ножей на одно
или несколько рифлений в радиальном направлении. Существуют
конструкции, позволяющие произ-
водить более тонкую ,регулировку
ножей зенкера.
Примером комбинированного
инструмента может служить набор
фрез для одновременного фрезеро-
вания нескольких поверхностей
(рис. 358). Для- обработки торцов
детали служат две сборные двух-
сторонние фрезы 1 и 2 с правым и
левым направлением канавок. Для
обработки полукруглой выемки
служит полукруглая выпуклая фа-
сонная фреза 3. Плоские поверхно-
сти детали АВ и CD обрабатываются
двумя дисковыми фрезами 4 и 5.
Комплектные фрезы должны за-
тачиваться так, чтобы номинальная
разница диаметров входящих в комплект фрез, а следовательно, и
размеры а и в, показанные на рис. 358, оставались постоянными после
переточки комплекта по диаметру. Регулирование размеров вдоль оси
оправки производится с помощью проставочных колец.
Комбинированная протяжка может обрабатывать последовательно,
например своей первой ступенью, круглое отверстие, второй ступенью
вырезать в этом круглом отверстии шлицы. На стр. 436 описана такая
комбинированная протяжка для одновременной обработки шлицевого
отверстия по внутреннему диаметру и по шлицам.
Имеется также много других конструкций комбинированных
инструментов этой группы.
§ 2. КОМБИНИРОВАННЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ,
СОСТОЯЩИЕ ИЗ ИНСТРУМЕНТОВ РАЗНЫХ ВИДОВ
Рассмотрим несколько примеров инструментов, относящихся к
этой группе.
Комбинированный зенкер-сверло (рис. 359) позволяет сверлить и
одновременно зенкеровать отверстие. Сверло 2 вставляется в двузубый
зенкер 1 и закрепляется в корпусе 3.
Для сквозных отверстий применяется также комбинированный
инструмент, совмещающий в себе сверло и развертку.
427
Для хорошего отвода стружки сверло-развертка работает последо-
вательно: вначале сверлится отверстие, и только тогда, когда отверстие
Рис. 359. Комбинированный зенкер-сверло для глубокого отверстия
просверлено, вступает в работу развертка. Так же работает и сверло-
метчик.
На рис. 360 показан комбинированный инструмент для обработки
овальных отверстий в рельсах — кольцевая фреза-сверло. При сверле-
а)
Рис. 360. Схема работы сверла-фрезы для овальных
отверстий:
а — переход—сверление; б — переход—фрезерование
нии отверстия работают режущие кромки сверла, инструмент движется
в'доль оси и вращается (рис. 360, а). После того как отверстие про-
сверлено насквозь, переключается направление подачи стола: подача
происходит уже не в вертикальном, а в горизонтальном направлении,
428
перпендикулярном к оси сверла (рис. 360, б). С этого момента вступают
в работу кромки, расположенные на цилиндрической части инстру-
мента, и инструмент работает как фреза.
Широкое распространение получил показанный на рис. 361 муфто-
расточной комбинированный, патрон, обеспечивающий совмещение
обтачиваний торца, фасок и выточки и развертывание внутреннего
конического отверстия муфты за одну операцию. Такой патрон при-
меняется на специальных муфторасточных станках с вращающимися
муфтами. При продвижении патрона вначале в работу вступают раз-
верточные ножи, которые предназначены для развертывания внутрен-
него конуса муфты. По мере продвижения разверточных ножей в глубь
муфты расточные ножи начинают растачивать выточки. Последним
вступают в работу торцовые ножи, предназначенные для образования
внутренней и, наружной фасок и подрезания торца муфты.
Рис. 361. Схема работы муфторасточных патронов
На рис. 361 схематично показано расположение ножей в конце обра-
ботки муфты.
В корпусе патрона просверлено большое количество отверстий, по
которым охлаждающая жидкость подводится непосредственно к режу-
щим кромкам ножей. Струей охлаждающей жидкости уносится
стружка.
Муфторасточной патрон позволяет производить смену ножей и
регулировку их на размер. Регулировка разверточных ножей произво-
дится кольцом а, которое перемещает разверточные ножи в наклонных
пазах; по мере их передвижения благодаря углу ф дна пазов увеличи-
вается диаметр развертываемого отверстия. Для установки расточных
ножей предусмотрено второе кольцо б, при повороте которого переме-
щаются вдоль оси расточные ножи. Третье регулировочное кольцо
в выдвигает торцовые ножи. Ножи закрепляются в определенном поло-
жении специальными зажимами.
Примером совмещения обтачивания и нарезания резьбы одним
комбинированным инструментом может служить трубонарезной
патрон.
На рис. 362 показана схема действия патрона (завода МПЗ) для
обтачивания конца трубы и нарезания резьбы.
429
По мере продвижения патрона вдоль оси труба давит на упор, кото-
рый связан с механизмом, постепенно раздвигающим кулачки с укреп-
ленными на них гребенками.
Рис. 362. Схема работы патрона
Таким образом, в результа-
те двух движений — движения
вдоль оси и более медленного
движения в радиальном напра-
влении — кулачок головки дви-
жется по образующей конуса.
Гребенка комбинированная: пе-
редняя часть ее обтачивает конец
трубы по конусу, резьбовая
часть нарезает на обработанной
части конуса резьбу. Если, на-
пример, нарезаются резьбы с ша-
гом 2 мм, то за один оборот
гребенка продвинется вдоль оси
также на 2 мм, но поскольку
работа распределяется между
несколькими гребенками, то ста-
новится возможным совместить
нарезание резьбы с обтачиванием
конца трубы.
Новаторы производства часто
применяют комбинированные ин-
струменты оригинальной кон-
струкции, позволяющие резко
сократить машинное и вспомогательное время, причем хорошо проду-
манная конструкция комбинированного инструмента всегда повышает
производительность.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУИРОВАНИЯ
КОМБИНИРОВАННОГО ИНСТРУМЕНТА
При конструировании комбинированного инструмента приходится
решать те же самые вопросы, что и при конструировании любого режу-
щего инструмента. К ним относятся выбор кинематической схемы реза-
ния, схемы распределения нагрузки, материала; назначение углов
режущей части; определение схемы заточки; обеспечение отвода
стружки, отвода тепла от режущих кромок; прочность и т. д.
При конструировании комбинированного инструмента в отличие
от обычного режущего инструмента некоторые из этих вопросов при-
обретает первостепенное значение.
При конструировании любого комбинированного инструмента
режущие кромки обязательно должны перекрывать соответствую-
щие обработанные участки, и схема распределения нагрузки
должна быть построена с учетом этого важного обстоятельства.
430
На рис. 358 показан пример комбинированного инструмента —
набор фрез для фрезерования сложной поверхности. Необходимо,
чтобы в процессе работы режущие кромки инструмента перекры-
вали друг друга в местах стыка. Следовательно, режущие кромки
дисковых фрез должны быть длиннее участка CD детали. Если не
сделать такого перекрытия в местах стыка, возможна неполная
обработка поверхности детали, появление заусенцев, защемле-
ние стружки между режущими кромками, соприкасающимися
между собой.
Отвод стружки от режущих кромок инструмента приобретает
важное значение, особенно при конструировании комбинированно-
го инструмента для обработки внутренних поверхностей. Здесь
приходится не только учитывать достаточный объем канавок или
каналов для выхода стружки, но и придавать определенное на-
правление сходу стружки, избегать появления встречных, сталки-
вающихся стружек.
При работе зенкера-сверла (см. рис. 359) в сплошном мате-
риале от режущих кромок сверла отделяется стружка. Если про-
исходит обработка вязкого материала, дающего сливную стружку,
то отделяющаяся стружка должна завиваться в спираль и
направляться к выходу из отверстия. В этом месте находится дру-
гая часть комбинированного инструмента — зенкер, от которого
также отделяется стружка. Если направления отхода стружки от
сверла и от зенкера совпадают, то две стружки встречаются и
задерживается их отвод из отверстия; может возникнуть спу-
тывание и сминание их в один общий пакет, который задержи-
вает вновь отделяющуюся стружку и приводит к поломке инстру-
мента.
Самым удобным является разделение каналов (первый путь)
для отвода стружки, т. е. чтобы стружка, отделяющаяся от свер-
ла, шла по одному, а стружка, отделяющаяся от зенкера, — по
другому каналу. Можно использовать один канал, но так, чтобы
стружка шла по разным сторонам этого канала. В приведенном
на рис. 359 примере имеется один канал, но стружка, отделяю-
щаяся от зенкера, всегда прижимается к одной стенке, а струж-
ка, отделяющаяся от сверла, проходит по середине канала.
Второй путь состоит в придании стружке такой формы, чтобы
она легко удалялась из отверстия. Режущие кромки инструмента
снабжаются стружкоразделительными канавками, и широкая
стружка разбивается на ряд узких полосок. Разделение стружки
на более узкие и длинные полоски не приведет к желаемым ре-
зультатам, так как такие стружки спутываются в клубок и опас-
ность поломки инструмента не устраняется. Следовательно, кроме
разделения стружки на узкие полоски, следует обеспечить зави-
вание их в короткие спирали путем заточки фаски с меньшим
передним углом. Можно на передней поверхности сделать лунку
(аналогично лунке на резцах) или порожек, что также приведет
431
к завиванию стружки. Эти мероприятия дают эффект только в
определенных условиях, т. е. при определенной подаче и глубине
резания.
Для улучшения отвода стружки используют струю жидкости.
Направление ее должно выбираться таким, чтобы помогать вы-
ходу стружки из отверстия, а не забивать ее глубже.
При конструировании комбинированных инструментов часто
возникает необходимость в целях удобства заточки делать ин-
струмент разъемным, из отдельных частей. На рис. 357 изобра-
жен комбинированный зенкер. Заточка такого двухступенчатого
зенкера сложна, и выход шлифовального круга чрезвычайно
неудобен, так как шлифовальный круг при работе будет врезать-
ся в шейку между первой и второй ступенью зенкера. Если же
сделать зенкер разъемным из двух частей, то, разъединяя их,
можно заточить по отдельности зенкер меньшего диаметра и зен-
кер большего диаметра.
Показанный на рис. 359 набор фрез, безусловно, мог бы быть
заменен одной фасонной фрезой, если бы не сложность изготовле-
ния и заточки такой фрезы. Разбивая этот набор на ряд отдель-
ных фрез, получаем инструменты простой конфигурации, поддаю-
щиеся заточке обычным способом. Все фрезы, входящие в набор,
приходится затачивать с учетом необходимости сохранения опре-
деленной заданной разницы в диаметрах фрез.
Если в обычных режущих инструментах сборной конструкции
установка на размер и регулирование имеет большое значение, то
в комбинированных инструментах значение регулирования резко
возрастает. Можно считать малопригодной для практики такую
конструкцию комибинированного инструмента, которая занимает
много времени на установку и регулирование размеров.
Глава ИНСТРУМЕНТЫ
XXVII ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО
ПРОИЗВОДСТВА1
Производительность автоматической линии или автоматическо-
го станка зависит в значительной степени от применяемого режу-
щего инструмента. Последний должен удовлетворять не только
обычным условиям, предъявляемым к режущему инструменту,
как-то: обеспечению чистоты и точности обрабатываемых деталей,
необходимой стойкости и прочности, экономичности, — но также
и специфическим условиям, обусловленным автоматическим обо-
1 Подробно см. Р ы в к и н Г. М. и Э с т е р з о н М. А. Пути повышения режи-
мов работы автоматических линий.,— «Станки и инструмент», 1959, № 10.
Рывкин Г. М. Высокопроизводительная инструментальная оснастка для
автоматического производства. —«Станки и инструмент», 1961, № 2,
432
рудованием. К таким условиям относится обеспечение размерной
стойкости инструмента, стабильность его работы, быстросменность
и взаимозаменяемость.
Указанные условия, обеспечивающие непрерывность процесса
обработки и влияющие на производительность и эффективность
работы, автоматизированного производства, зависят в большей
мере от конструкции режущего инструмента.
Для обеспечения наибольшей непрерывности работы режущего
инструмента в условиях автоматизированного производства необ-
ходимо в первую очередь исключить потери времени, складываю-
щиеся из времени, необходимого на установку и закрепление ин-
струмента; на настройку инструмента для получения требуемых
размеров обрабатываемой детали как в начале, так и в процессе
работы инструмента до момента снятия его на переточку; на сня-
тие изношенного инструмента.
Учитывая специфику работы в условиях автоматизированного
производства и стремясь сократить потери времени, конструкторы
за последние годы разработали большое количество разнообраз-
ных конструкций, в которых нашли отражение следующие идеи:
а) применение взаимозаменяемого инструмента, настраиваемого
на размер, что исключает потери времени на первоначальную на-
ладку; б) использование сил резания для частичного или полного
крепления инструмента, что упрощает конструкции механизма
крепления инструмента, обеспечивая более высокую точность
установки и, главное, сокращение времени на установку, закреп-
ление; открепление и снятие режущей части или самого инстру-
мента; в) встройка узлов автоматической подналадки и регули-
рования инструмента для компенсации систематических погреш-
ностей размеров детали, что обеспечивает повышение размерной стой-
кости инструмента и сокращает тем самым указанные выше потери
времени; г) использование принципа обновления режущих участков
одной и той же кромки (прерывное или непрерывное), обновления рез-
цов (зубьев) и, наконец, самих режущих инструментов; последнее
выполняют магазинные загрузочные устройства, из которых инстру-
мент попадает в рабочее положение.
Наряду с указанными проблемами для автоматических линий боль-
шое значение имеет формирование и отвод стружки в условиях работы
автоматического станка. В этом направлении также найдены решения,
обеспечивающие нормальный стружкоотвод.
Ниже приводятся отдельные конструкции инструментов для автома-
тических линий с указанием их особенностей.
На автоматических линиях, и особенно для обработки тел враще-
ния, широко применяются резцы, оснащенные пластинками твердого
сплава. На рис. 363, а показана рекомендуемая ВНИИ типовая конст-
рукция резца 1 с механическим креплением многогранной твердосплав-
ной пластинки 2. Резец закрепляется на станке с помощью клиновид-
ного сухаря 4, зажатого винтом 5.
433
Винт 3 служит для регулирования положения резца, а каждый резец
снабжен винтом 6, который позволяет настраивать длину L вне станка,
на специальном приспособлении. Настройка резца вне станка позво-
ляет уменьшить время, потребное на смену инструмента.
Рис. 363. Резец с механическим креплением многогранных
пластинок:
а — типогая конструкция резца; б — схема быстросменного закрепле-
ния резца
На рис. 363, б показана схема быстросменного закрепления резцов.
При этом используется принцип окончательного закрепления инстру-
мента с помощью сил, возникающих в процессе резания. Пружина 4
в данном случае служит только для незначительного прижима тягой 3
с крючком 2, входящим в паз державки 1. Регулирование длины резца L
производится отдельно вне станка.
434
Основное отличие сверл, зенкеров, разверток, цековок и другого,
так называемого осевого инструмента, применяемого на автоматических
линиях, от обычного инструмента заключается, как правило, в конст-
рукции хвостовика.
На рис. 364 показаны примеры конструкций хвостовика.Кониче-
ский хвостовик имеет лыску для дополнительного зажима с помощью
винта (рис. 364, а). Часто применяемые конструкции цилиндрических
хвостовиков служат для быстрого закрепления инструмента (рис.
364, б). Регулировочный винт позво-
ляет обеспечить настройку на длину
L вне станка.
Для регулирования размеров
длины инструментов в рабочем по-
ложении применяют переднюю
резьбовую часть с регулировочной
гайкой и контргайкой (рис. 364, в).
На агрегатных станках и в авто-
матических линиях находят широ-
кое применение сверла спиральные
стандартной конструкции. Часто
при обработке корпусных деталей в
линии требуется совместить в одну
операцию сверление отверстия и
снятие фаски или сверление отвер-
стия двух ступеней под головку
болта. Для этой цели применяются
ступенчатые сверла двух видов: пе-
Рис. 364. Типы хвостовиков:
реточенные из стандартных и спе-
циальные четырехленточные свер-
ла. Применяются также ружейные
сверла (см. рис. 197) для сверления
а — конический с лыской для зажима;
б — цилиндрический с регулировочным вин-
том; в — цилиндрический с регулировочной
гайкой и контргайкой
глубоких отверстий и сверла с от-
верстиями для подвода охлаждающей жидкости (см. стр. 237). Для
обработки ступенчатых отверстий, выточек торцовых поверхностей
широко применяются комбинированные инструменты.
Целесообразность применения сложного комбинированного инстру-
мента в т^аждом отдельном случае должна быть проверена экономиче-
ским расчетом.
Для нарезания резьбы на автоматических линиях ‘применяются
метчики, резьбонарезные и резьбонакатные головки, для фрезерных
операций — различные фрезы (торцовые, цилиндрические, концевые,
дисковые и т. д.; см. гл. XIX).
Наибольшее применение на автоматических линиях обработки кор-
пусных деталей получили торцовые фрезы сборных конструкций с
ножами, оснащенными твердым сплавом. Рекомендуется снабжать тор-
цовые фрезы одним широким зачистным ножом, выступающим на
небольшую величину (0,02—0,04 мм) по отношению к другим ножам,
435
Что позволяет при больших минутных подачах получить высокую
чистоту поверхности.
Концевые фрезы для удобства смены и настройки изготовляются
с цилиндрическим хвостовиком, показанным на рис. 364, б, и настраи-
ваются вне станка на нужный размер.
Протяжки находят применение на автоматических линиях для обра-
ботки как корпусных деталей, так и тел вращения. С целью повышения
размерной стойкости начинают применять протяжки, оснащенные
Рис. 365. Сборная круглая протяжка, оснащенная твердым сплавом (кон-
струкции МЗМА):
1 — корпус; 2 — режущее кольцо; 3 — шпонка; 4 — зажимное кольцо
твердым сплавом. Например, на заводе малолитражных автомобилей
для полуотверстий крышек коренных подшипников применяются
сборные круглые протяжки (рис. 365), состоящие из ряда колец, стя-
нутых общим стержнем.
При проектировании инструмента для автоматических станков или
линий следует использовать все возможности для увеличения размер-
ной стойкости за счет применения твердых сплавовшли быстрорежущих
сталей повышенного качества. Однако не всегда удается найти доста-
точно приемлемое решение. Тогда используется принцип обновления
(замена режущих кромок, зубьев или самих инструментов).
На рис. 366 показана схема магазина конструкции ВНИИ для авто-
матической замены концевых зубозакругляющих фрез. Фрезы зало-
436
жены в полость шпинделя и в магазин. После обработки определенного
количества деталей шпиндельная бабка 1 отходит назад по стрелке Л;
Рис. 366. Схема магазина для автоматической Замены концевого инструмента
вначале рычагом 2 разжимается цанга 3, а затем, при дальнейшем дви-
жении, посредством штыря 4, подведенного копирным устройством,
изношенная фреза выталкивается и заменяется новой.
Глава МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ СТОЙКОСТИ
XXVIII И ОБЩЕГО СРОКА СЛУЖБЫ
ИНСТРУМЕНТОВ
Изготовленный из правильно подобранного инструментального
материала режущий инструмент может иметь высокую или низкую
стойкость, так как высокце режущие свойства инструмента обеспечи-
вают не только важнейший фактор — материал, но также оптимальную
геометрию и правильно проведенную технологию обработки инстру-
мента (термическую обработку, шлифование, заточку и т. д.) и условия
эксплуатации инструмента.
После правильно проведенной термической обработки режущая
кромка инструмента приобретает 'необходимую, характерную для дан-
ного инструментального материала твердость и износостойкость.
Существует ряд методов, позволяющих повысить стойкость режу-
щей части инструмента (при прочих равных условиях) за счет проведе-
437
ния дополнительных операций. К таким методам относятся: а) методы
насыщения поверхностного слоя инструмента (цианирование, хромиро-
вание, сульфидирование); б) методы повышения стойкости за счет улуч-
шения структуры при термической обработке (обработка холодом,
обработка паром); в) методы повышения качества поверхности инстру-
мента (доводка, притирка).
Цианирование — химико-термический процесс, который заклю-
чается в насыщении поверхностного слоя стали углеродом и азотом
путем диффузии при определенной температуре. В зависимости от
метода насыщения в промышленности различают цианирование в жид-
ких средах, газовое цианирование и сухое цианирование с твердым
карбюризатором. В зависимости от температуры цианирование разде-
ляется на высокотемпературное (в диапазоне 800—850° С) и низкотем-
пературное (в диапазоне 550—560° С).
В производстве инструментов из быстрорежущей стали применяется
только низкотемпературное цианирование полностью обработанных
инструментов, так как, если термически обработанный и заточенный
инструмент подвергать цианированию при температурах выше обычных
температур отпуска, будет понижена твердость, что приведет не к повы-
шению стойкости, а к резкому снижению ее.
Широкое применение па заводах имеет жидкое цианирование инст-
румента из быстрорежущей стали при температуре 550—560° С. Про-
цесс насыщения стали углеродом и азотом производится в ваннах (тиг-
лях), наполненных расплавленной солью (обычно цианистый натрий
NaCH).
В процессе работы идут химические реакции окисления:
2NaCN + О2 = 2NaCNO,
далее образовавшийся цианид NaCNO реагирует с кислородом воздуха:
2NaCNO + О2 = Na2CO3 + СО + N2.
Окись углерода СО реагирует с железом, входящим в состав быст-
рорежущей стали, образуя карбид железа:
2СО + 3Fe = FegC + СО2.
Выделяющийся атомарный азот также реагирует с железом и леги-
рующими элементами, образуя нитриды.
Карбиды железа и нитриды повышают твердость до HRC 68—70
и износостойкость поверхности режущей части инструмента. Время
выдержки в цианистых ваннах зависит от размера и конструкции инст-
румента и колеблется в пределах 5—30 мин.
Цианированный быстрорежущий инструмент имеет повышенную
стойкость до 2—3 раз. Повышение стойкости — результат как повы-
шенной твердости поверхностного слоя, так и пониженного коэффици-
ента трения при резании, что уменьшает износ и повышает красностой-
кость инструмента.
Рекомендуется цианирование с глубиной слоя 0,01—0,03 мм, так
как при больших слоях режущая кромка инструмента получается
438
хрупкой. Жидкому низкотемпературному цианированию подвергают
протяжки, сверла, резьбовой инструмент и некоторые другие виды
инструмента из быстрорежущей стали.
Сульфидирование — процесс насыщения поверхностных слоев
металла серой. Образовавшиеся на поверхности инструмента сернистые
соединения снижают коэффициент трения и повышают износостой-
кость инструмента. Процесс производится при температуре 550—560° С
в ваннах следующего состава: 39% хлористого кальция; 25% хлорис-
того бария и 17% хлористого натрия; с добавлением сернистых соеди-
нений: 13,7% сернистого железа (в порошке); 3,4% сернокислого
кадия и 3,4 % желтой кровяной соли.
Выдержка от 40 до 90 мин. По данным некоторых исследований
сульфидированный инструмент имеет стойкость'в 1,5—2 раза выше.
Хромирование — в производстве инструмента главным образом
электролитическое в гальванических ваннах с толщиной слоя до
0,025 мм. Хромированию можно подвергать готовые инструменты из
различных сталей — быстрорежущей, легированной или углеродистой.
Применяется хромирование долбяков, протяжек и некоторых других
инструментов.
Обработка в атмосфере водяного пара. Процесс обработки паром
быстрорежущих инструментов заключается в предварительной про-
мывке инструмента при температуре около 70° С следующим составом
на литр раствора: от 20 до 40 г соды Na2CO3, от 20 до 40 г каустической
соды NaOH и от 20 до 40 г тринатрийфосфата Na3PO4; затем промытый
горячей водой инструмент загружается в электропечь с герметическим
затвором (можно использовать печи для отпуска инструмента). Сна-
чала температура медленно поднимается до 340—380° С и выдержива-
ется в течение 15—30 мин до полного прогрева; затем печь продувается
водяным паром, и при повышенной до 540—560° С температуре инстру-
мент выдерживается до 30—40 мин\ затем охлажденный до 50—70° С
инструмент опускают в подогретое минеральное масло. После обработки
паром и погружения в масло на инструменте образуется тонкая (0,05мм)
черная пленка окислов, а так как процесс происходит по существу
при температуре дополнительного отпуска для быстрорежущей стали,
то инструмент получает повышенную среднюю стойкость (конечно,
если он был правильно закален). В процессе обработки паром не
может быть исправлена плохая термическая обработка инструмента.
Повышение стойкости до- 2 раз и некоторая стабилизация показа-
телей стойкости вследствие улучшения условий отвода и уменьшения
налипания стружки, например, на ленточках сверл, обеспечили внед-
рение этого процесса в промышленность.
Обработка холодом. Как один из процессов улучшения структуры
инструмента из быстрорежущей стали применялся процесс дополни-
тельной обработки инструмента холодом. Однако сложность оборудо-
вания для ведения процесса обработки холодом при температурах
до 80° С ниже нуля (холодильные установки) привела к тому, что этот
процесс не применяется.
439
Процесс обработки холодом по сравнению с правильно проведенным
процессом термической обработки инструмента особых преимуществ
не дает, но может улучшить структуру материала инструмента за счет
более полного распада остаточного аустенита.
Доводка. Для повышения стойкости режущие кромки следует дово-
дить. По данным исследователей заточка и доводка режущих кромок,
особенно алмазными кругами, позволяет повысить среднюю стойкость
ряда инструментов, особенно чистовых, в 2—3 раза и более, так как
улучшает качество поверхности инструмента, а следовательно,и усло-
вия работы режущей части инструмента.
Методы восстановления режущего инструмента. Окончательно изно-
шенный инструмент, например зенкер, развертка, резец и т. д., можно
восстановить*. Методы восстановления сборного и цельного инстру-
мента различны. Возможность восстановления заложена в конструк-
циях сборных инструментов. Например, корпуса сборных фрез, раз-
верток, зенкеров и т. д. могут служить очень долго и выдерживают
многократную смену изношенных ножей. Во многих случаях эта воз-
можность легкого восстановления и обеспечивает целесообразность
выбора сборной конструкции инструмента. В отдельных конструкциях
сборного инструмента вопрос замены ножей решается по-разному.
В настоящее время, особенно в конструкциях резцов и фрез, преду-
сматривается применение неперетачиваемых многогранных пластинок.
Такой инструмент восстанавливается очень просто. Когда износились
все режущие кромки пластинки, она снимается и заменяется новой.
Державка служит до тех пор, пока можно на ней закреплять пластинку.
Восстановление инструмента цельной конструкции, а также инст-
румента с напаянными пластинками значительно сложнее и не всегда
оправдывается экономически.
Основными путями при восстановлении цельного инструмента явля-
ются.
1. Перешлифовка инструмента на ближайший размер с соответст-
вующим углублением стружечных канавок. Подобным путем могут
восстанавливаться такие инструменты, как зенкеры, развертки, боль-
шинство видов цельных фрез.
При восстановлении методом шлифования отверстие насадных инст-
рументов остается в первоначальном виде, но может также хромиро-
ваться в размер.
2. Ряд инструментов можно восстановить путем отжига изношен-
ного инструмента с последующей полной механической обработкой
на новый размер. Отверстие насадного инструмента после отжига или
растачивается на другой размер, или в него вставляется втулка. Из
поломанных быстрорежущих фрез могут быть изготовлены пластинки
для напайки на резцы и т. д.
Восстановление инструмента следует производить только тогда,
когда это оправдывается экономически.
Раздел
XI
^шишишакя^
ШЛИФОВАНИЕ
Глава ПРОЦЕСС ШЛИФОВАНИЯ
XXIX И АБРАЗИВНЫЙ ИНСТРУМЕНТ
§ 1. СПЕЦИФИКА ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ
Шлифование — процесс резания металлов при помощи абразив-
ного инструмента, режущим элементом которого являются зерна абра-
зивных материалов. Эти зерна, обладающие высокой твердостью (2200—
3100 яГ/лш2), теплоустойчивостью и имеющие острые кромки, соеди-
нены специальными связующими веществами в тело определенной
формы, которое и представляет собой-абразивный инструмент, упот-
ребляемый в виде шлифовальных кругов, сегментов, головок, брусков
и шкурок. Применяют зерна и в виде паст и порошков.
Выступающие зерна (рис. 367) абразивного материала, прочно
закрепленные вч шлифовальном круге связующим (цементирующим)
веществом, при вращении круга с большой скоростью (до 75 м/сек}
срезают (царапают) слой металла с заготовки в виде очень мелкой
стружки.
Большое число стружек (до сотни миллионов в минуту) и их малая
толщина (несколько микрон) обусловливаются малым размером самих
режущих зерен-резцов и большим количеством зерен, одновременно
участвующих в срезании (царапании).
Вследствие малого сечения среза и большой скорости резания шли-
фование обеспечивает высокую точность (2—1-й класс) и хорошую чис-
тоту обработанной поверхности 1 2 (V 7 — V 12), а потому этот процесс
чаще всего является окончательной (отделочной) операцией2.
Процесс стружкообразования при шлифовании больше всего при-
ближается к резанию, осуществляемому зубом фрезы.
1 Для автоматического контроля и регулирования размера обработанной поверх-
ности в процессе резания применяются электроконтактные и другие измерительные
устройства, обеспечивающие переключение станка с черновой подачи на чистовую,
а также выключение подачи и быстрый отвод шлифовального круга от заготовки при
достижении необходимого размера обработанной поверхности.
2 Применяется шлифование и на обдирочных работах (например, при очистке
литья).
441
Несмотря на малые размеры срезаемого слоя, получаемая при шли-
фовании стружка имеет то же строение и вид, что и стружка, получае-
мая при фрезеровании. Здесь также имеют место упругое и пластичес-
кое деформирование, тепловыделение, упрочнение, износ и др. Но так
как не все зерна одинаково участвуют в работе, то наряду с нормальной
(мелкой) стружкой при шлифовании получается еще и металлическая
пыль, которая при высокой температуре спекается.
Высокая температура при шлифовании (до 1000—1500° С) возникает
в результате наличия у зерен разнообразной, неправильной геометрии
режущей части (отрицательного переднего угла) и большой скорости
резания.
Температура при шлифовании повышается с увеличением износа
зерен, что может вызвать деформацию детали, прижог, структурные
изменения и трещины в обработанной поверхности. Поэтому шлифо-
вание сталей сопровождается обычно применением обильного (10—
60 л/мин) охлаждения. Смазывающе-охлаждающие жидкости наряду
со снижением температуры способствуют удалению абразивной и метал-
лической пыли из воздуха и очищению пор круга от продуктов отхода,
повышают производительность и улучшают чистоту обработанной
поверхности; замедляется и размягчение связки круга, которое получа-
ется вследствие нагрева.
При шлифовании сталей наибольшее распространение имеют сле-
дующие смазывающе-охлаждающие жидкости: 1) 1%-ный раствор
кальцинированной соды и 0,15%-ный нитрита натрия; 2) 2%-ный вод-
ный раствор мыльного порошка; 3) 5—7%-ный водный раствор
эмульсола; 4) 3,5%-ный водный раствор нейтрального эмульСола на
основе олеиновой кислоты.
При шлифовании алюминия применяют керосин или керосин с добав-
кой минеральных масел. Чугун и медь часто шлифуют без охлаждения,
но при этом желательно наличие пылеотсосов.
442
Наряду с общими явлениями, присущими и другим видам обработки
металлов резанием, процесс шлифования имеет и специфические осо-
бенности:
1) в отличие, например, от фрезы шлифовальный круг имеет не
сплошную, а прерывистую режущую кромку, так как зерна отстоят
друг от друга на некотором расстоянии;
2) в отличие от зуба фрезы зерна шлифовального круга имеют не-
правильную,округленную в вершинах геометрическую форму и произ-
вольно расположены в круге, что вызывает, как правило, отрицатель-
ное и непостоянное значение переднего угла;
3) вследствие пирамидальной и округленной формы режущей части
зерна при шлифовании имеется взаимосвязь между толщиной (глу-
биной) и шириной среза;
4) в процессе работы шлифовальный круг может самозатачиваться,
т. е. под действием повышенной нагрузки на затупленное зерно пос-
леднее может расколоться или чаще всего выкрошиться из связки,
обнажив новые острые зерна, которые и будут продолжать резание;
5) вследствие округления вершины зерна и нулевой толщины среза
в момент, предшествующий царапанию — срезанию (т. е. при вреза-
нии), имеет место сильное скольжение — трение зерен о поверхность
резания, образованную впереди идущими зернами-резцами;
6) процесс снятия стружки зерном происходит за очень короткий
промежуток времени (0,0001—0,00005 сек), практически мгновенно.
Все эти особенности делают процесс резания при шлифовании
более сложным, чем при других видах обработки, и создают большие
трудности как при теоретическом, так и при экспериментальном его
исследовании.
§ 2. ХАРАКТЕРИСТИКА АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА
Абразивные материалы. Применяющиеся в виде режущих зерен
материалы делятся на две группы:
естественные и искусственные.
К естественным абразивным материалам относятся
минералы — алмаз, корунд и наждак. Основной составляющей частью
корунда и наждака является окись алюминия (глинозем); они содержат
также посторонние примеси, снижающие их качество, а потому в сов-
ременном машиностроении почти не примейяются.
К искусственным абразивным материалам относятся
электрокорунд, карбид кремния, карбид бора, боразон, искусственный
алмаз1.
Электрокорунд (искусственный корунд) является кристал-
лической окисью алюминия Д12О3, получаемой путем электроплавки
бокситов, которые состоят в основном из окиси алюминия и некоторых
1 См. стр 16.
443
примесей. При плавке (температура плавления 2200—2400° С) из бок-
ситов выделяются примеси, а окись алюминия кристаллизуется. Элект-
рокорунд обладает высокой твердостью (уступая карбиду кремния,
карбиду бора и алмазу), значительной вязкостью, выдерживает высо-
кую температуру (до 2050° С) и дает при дроблении острые режущие
кромки. Твердость (2200—2600 кГ/мм2 * *) и вязкость корунда зависят от
содержания окиси алюминия. Чем больше в корунде окиси алюминия,
тем больше твердость и меньше вязкость (выше хрупкость)
В зависимости от содержания окиси алюминия электрокорунд
делится на два основных вида \ широко применяющихся в промышлен-
ности: нормальный электрокорунд Э (содержащий 87—97% кристал-
лической окиси алюминия) и электрокорунд белый ЭБ (содержащий
98—99% кристаллической окиси алюминия). Белый электрокорунд
приготовляется из чистого глинозема и имеет режущую способность на
30—40% выше, чем электрокорунд.
Электрокорунды применяются при обработке металлов и сплавов
с высоким пределом прочности при разрыве (стали, ковкий чугун,
мягкие бронзы и др.).
Карбид кремния (карборунд) является химическим соеди-
нением кремния и углерода (SiC). Он получается из кварцевого песка
при сплавлении его с углеродом (коксовым порошком). При нагреве
в электропечах до 1920° С кремнезем, содержащийся в кварцевом
песке, вступает во взаимодействие с углеродом, образуя при этом кар-
бид кремния. Карбид кремния имеет высокую твердость (уступая кар-
биду бора и алмазу), теплоустойчивость (до 2050° С) и режущие свой-
ства. Последнее объясняется тем, что карбид кремния дает при дроб-
лении более острые режущие кромки. Карбид кремния выпускается
двух видов: черный КЧ и зеленый карбид кремния КЗ. Черный кар-
бид кремния менее качественен и содержит SiC не менее 95%.
С^еленый карбид кремния имеет несколько большую твердость
(до 3100 к/ 7шт5), обеспечивает несколько большую производительность
(что объясняется его большей способностью давать острые режущие
кромки) и содержит не менее 97% SiC. При его изготовлении применя-
ется чистый кварцевый песок (с содержанием кремния выше 99%),
более чистый углерод и затрачивается значительно больше электро-
энергии; зеленый карбид кремния дороже черного.
Недостатком карбида кремния является хрупкость. Поэтому его
Ьрименяют при обработке материалов с малым пределом прочности
на" разрыв (чугуна, бронзового литья, алюминиевого литья, твердых
сплавов и др.), причем зеленый карбид кремния применяют в основном
для заточки инструмента, оснащенного твердым сплавом. Карбйдкрем-
ния применяют также и для так называемой безалмазной правки шли-
фовальных кругов после их затупления в процессе шлифования.
1 К электрокорундам относится и монокорунд. Монокорунд М изготовляется
по особой технологии, содержит до 99% окиси алюминия и до 0,9% окиси железа
и обладает большой прочностью и износостойкостью; получается непосредственно
в виде зерна различной величины.
444
Карбид бора (В4С) является химическим соединением бора
с углеродом. Он обладает большой твердостью, приближающейся к
самому твердому материалу — алмазу, но хрупок. Применяют карбид
бора для доводки твердых сплавов, при притирочных работах, для
резки драгоценных камней и при других работах, требующих высокой
твердости режущего инструмента.
Боразон (кубический нитрид бора) — новый абразивный син-
тетический материал близкий по физико-механическим свойствам
к алмазу, но обладает большей теплостойкостью.
Зернистость абразивных материалов. Абразивные материалы дро-
бятся в шаровых мельницах, после чего полученные зерна сортируются
по размерам. Размер зерен колеблется от 3,5 до 2500 мк. В зависимости
от размера зерен по ГОСТу 3647—59 устанавливаются следующие их
номера1 (зернистость): 200 (10), 160 (12), 125 (16), 100 (20), 80 (24),
63 (30), 50 (36), 40(46), 32 (54), 25 (60), 20 (70), 16 (80), 12 (100), 10 (120),
8 (150), 6 (180), 5 (230), 4 (280), 3 (320), М40, М20, М14, М10, М7 и М5.
Наибольший размер зерна имеет номер 200 (10), наименьший — М5.
Абразивные материалы номеров 200—16 называют шлифзерном,
номеров 12—3 — шлифпорошками, номеров М40 — AI5 — микро-
порошками.
Для номеров "с 200 по 5 номер зернистости определяют по величине
отверстия сита2. Зерна, прошедшие через данное сито, но остающиеся
на следующем, более мелком, обозначаются номером первого сита.
Зернистость более мелких зерен (4—М5) устанавливают микроскопи-
ческим методом.
Связки. Для соединения зерен в одно целое применяют связующие
(цементирующие) вещества, так называемые связки. От связок зависит
прочность удержания зерна в круге и прочность самого круга, при
вращении которого возникают большие центробежные силы. Связки
делятся на органические и неорганические.
К органическим связкам относятся вулканитовая В и
бакелитовая Б.
Вулканитовая связка состоит из каучука (резины) и серы (30%).
Она получается смешением размягченной бензином резины с серой.
Абразивный инструмент, изготовленный на вулканитовой связке,
обладает высокой прочностью, эластичностью и не боится влаги. Бла-
годаря прочности и эластичности инструмент на такой связке может
иметь малую толщину (0,5 мм) при большом диаметре (до 150 мм),
что для отдельных работ очень важно. Шлифовальные круги на вулка-
нитовой связке допускают большие окружные скорости (до 75 м!сек)
и обладают высоким полирующим действием. Недостатком этой связки
является быстрое засаливание абразивного инструмента, снижающее
его производительность.
1 В скобках поставлено обозначение зернистости по старому ГОСТу 3647—47.
2 Каждое сито имеет номер, который примерно соответствует числу ячеек на
1 пог, дюйм (при определении номера зернистости по старому ГОСТу 3647—47).
445
Бакелитовая связка состоит из бакелита — искусственной
смолы, приготовленной из карболовой кислоты и формалина. Круги
на этой связке прочны, эластичны, допускают большие окружные ско-
рости вращения, но разрушаются от действия щелочной охлаждающей
жидкости. Во избежание этого рекомендуется пропитка круга парафи-
ном. К недостаткам бакелитовой связки относится и то, что она теряет
прочность при нагреве выше 180° С. В целях повышения класса чистоты
обработанной поверхности (до V 13) абразивный инструмент на баке-
литовой связке делают иногда с графитовым наполнителем.
К неорганическим связкам относятся керамическая К,
магнезиальная М и силикатная С.
Керамическая связка получила наибольшее распростра-
нение. Она приготовляется из огнеупорной глины, полевого шпата,
кварца, талька, мела и жидкого стекла. Основным материалом явля-
ются первые три. Связки эта огнеупорная и химически стойка, а абра-
зивные инструменты, приготовленные на ней, обладают большой произ-
водительностью, хорошо сохраняют профиль рабочей кромки, не боятся
влаги.
Недостатком керамической связки является хрупость, что делает
абразивные инструменты чувствительными к ударной нагрузке.
Большим достижением нашей абразивной промышленности явля-
ется изготовление и внедрение специальных высокопрочных керами-
ческих связок, позволяющих осуществлять высокопроизводительное
(скоростное) шлифование (скорость вращения шлифовального круга
50 м/сек и выше).
Круги, предназначенные для скоростного шлифования, маркиру-
ются на торце красной полосой.
Магнезиальная (магнезит и хлористый магний) и с и ли-
ка т н а я (смесь глины, кремневой пыли и жидкого стекла) связки
дают мягкий абразивный инструмент, малопрочный и малопроизводи-
тельный, а потому редко применяемый.
Твердость абразивного инструмента. Под твердостью абразивного
инструмента подразумевается способность связки удерживать зерно
в инструменте при воздействии на него внешних усилий. Чем легче
выкрашивается зерно из инструмента, тем мягче инструмент, и наобо-
рот. Твердость — важная характеристика абразивного инструмента,
от которой во многом зависят производительность и качество обрабо-
танной поверхности. Слишком твердый круг будет способствовать воз-
никновению прижогов на обработанной поверхности или требовать
частой правки, так как затупившиеся зерна не будут иметь возмож-
ности выкрошиться из твердой связки и обнажить острые зерна. Работа
же затупленными зернами приводит к большей затрате мощности,
к большему трению и тепловыделению, что может вызвать не только
прижоги обработанной поверхности, но и коробление детали. Слиш-
ком мягкий круг будет осыпаться, т. е. быстро изменять свою форму и
размеры. Поэтому для каждого конкретного случая обработки тре-
буется инструмент определенной твердости.
446
Твердость абразивного инструмента характеризуется и опреде-
ляется ГОСТом 3751—47, согласно которому установлена следующая
шкала твердости:
Твердость круга
М — МЯГКИЙ . . .
СМ — среднемягкий .
С — средний
СТ — среднетвердый .
Т — твердый .
ВТ — весьма твердый
ЧТ — чрезвычайно твердый .
Обозначение твердости
Ml, М2, М3
СМ1, СМ2
Cl, С2
СТ1, СТ2, СТЗ
Tl, Т2
ВТ1, ВТ2
4Т1, 4Т2
Из степеней твердости Ml, М2 и М3 более мягким будет инструмент
твердости Ml и более твердым М3. Такое же распределение твердости
и в обозначениях СТ1, СТ2, СТЗ и др.
Определение'и контроль твердости абразивных инструментов про-
изводятся двумя основными методами: 1) пескоструйным (по глубине
лунки на инструменте, образованной под действием определенного
объема кварцевого песка, выбрасываемого под давлением 1,5 кПсм2) и
2) вдавливанием стального шарика.
Структура абразивного инструмента. Кроме материала зерна, зер-
нистости, твердости и связки, абразивный инструмент определяет еще
о) б) 6)
Рис. 368. Схема структур шлифовального круга:
а — плотная; б — среднеплотная; в — открытая
и структура. Структура характеризует строение абразивного инстру-
мента в зависимости от количественного соотношения между зернами,
связкой и порами в единице объема.
Абразивный инструмент имеет .13 номеров структур (0—12), кото-
рые делятся на три группы (рис. 368): плотные (0—3), среднеплотные
(4—6) и открытые (7—12). Номер структуры определяет промежутки
(расстояние) между зернами: чем больше номер, тем больше промежу-
ток. Правильное назначение структуры абразивного инструмента
будет способствовать меньшему заполнению пор стружкой, а следова-
тельно, и повышению производительности.
Исследования показывают также, что при повышении номера струк-
туры прижоги обработанной поверхности уменьшаются.
447
Маркировка абразивного инструмента. Для конкретных условий
обработки требуется абразивный инструмент с определенными физико-
механическими данными. В связи с этим он подвергается маркировке,
в которой кратко дана полная характеристика круга (абразивный
материал, зернистость, твердость, связка, структура, форма, размер и
максимальная окружная скорость вращения).
Например, маркировка
ЭБ50СМ1К5
ПП150 х 50 х 65
30 — 35 м/сек
обозначает, что шлифовальный круг из электрокорунда белого, зер-
нистостью 50, среднемягкий 1, на керамической связке, структура № 5;
форма плоская прямого профиля, с наружным диаметром 150, шири-
ной (высотой) 50, диаметром отверстия 65 мм', скорость вращения не
более 30—35 м/сек. Указывать структуру круга в маркировке не обяза-
тельно.
§ 3. ФОРМА АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА
Абразивный инструмент изготовляется различных форм и конструк-
ций.
Шлифовальные круги. По ГОСТу 2424—60 предусматривается
22 профиля шлифовальных кругов диаметром* 3—1100 мм, высотой
0,5—200 мм, с диаметром отверстий 1—305 мм. Наиболее распростра-
ненные виды из них представлены на рис. 369.
Плоские круги прямого профиля ПП применяют для
круглого наружного, внутреннего и бесцентрового шлифования, для
плоского шлифования периферией круга и для заточки инструмента.
В последнем случае в качестве рабочей поверхности используют как
торцовые поверхности, так и цилиндрическую.
Плоские круги с двухсторонним коническим профилем
2П применяют для шлифования зубьев шестерен и шлифования
резьбы.
Плоские круги с выточкой ПВ и с двухсторонней выточкой
ПВД характерны тем, что в выточках помещаются зажимные фланцы,
которые дают возможность более свободно подвести круг к обрабаты-
ваемой заготовке и совместить круглое шлифование с подрезкой торца.
Круги формы ПВД применяют также при бесцентровом шлифовании
(для ведущих кругов).
Цилиндрические чашки ЧЦ применяют для заточки
инструмента и для плоского шлифования торцом, имея надежное (флан-
цевое) крепление к шпинделю станка.
Конические чашки ЧК применяют для заточки режущего
инструмента и для плоского шлифования. Работа ведется торцом круга,
который вследствие малой поверхности легко поддается правке. Кони-
448
ческая форма чашки облегчает подвод затачиваемого инструмента к
рабочей поверхности круга.
Круги-тарелки 2Т имеют две конические поверхности (под
углом а = 25° и [3 = 5°), что облегчает правку круга по конической
поверхности, которая при заточке винтовых поверхностей режущего
инструмента является рабочей поверхностью.
Алмазные круги. Алмазные круги в отличие от кругов из других
абразивных материалов изготовляются не цельными, а состоящими из
Рис. 369. Основные формы шлифовальных кругов
алмазоносного кольца (толщиной 0,5—3 мм), закрепленного на кор-
пусе из дуралюмина, стали или из пластмассы (рис. 370). Концентра-
ция алмазных зерен в единице объема алмазоносного слоя1 50, 100 и
150% (за 100%-ную концентрацию условно принято содержание
0,878 мг алмазного порошка в 1 мм3 алмазоносного слоя). В качестве
связки алмазных зерен применяют керамические, органические (баке-
литовую), а также металлические материалы (чаще бронзу).
По ГОСТу 9206—59 зернистость алмазных порошков колеблется
от величин меньше 1 мк (АМ1) до 630 мк (А50), В отличие от абразив-
ных материалов по ГОСТу 3647—59 в обозначении зернистости естест-
1 Состоит из алмазных зерен, связки и наполнителя (твердых минералов).
15 в. А. Аршинов 449
венных алмазных зерен (порошков) впереди числа зернистости ста-
вится буква А.
Синтетические алмазы, из которых делают круги, выпускаются трех
марок [140]: АСО — для изготовления инструмента на керамической
связке; АСП — для изготовления инструмента на металлической и
керамической связках, а также для изготовления паст и свободных
порошков для притирочных и доводочных операций *;
АСВ — для изготовления инструмента на металли-
ческой связке, работающего при высоких удельных
нагрузках.
Алмазные порошки марки АСО выпускаются зер-
нистостью, начиная с АСО25 (250 мк) и менее, марки
АСП — начиная с АСП40 (400 мк) и менее, марки
АСВ — начиная с АСВ50 (500 мк) и менее. Цифры,
стоящие после букв АСО, АСП и АСВ, указывают
на размер зерен синтетических алмазов.
В зависимости от размера зерен синтетические
Рис. 370. Алмаз- алмазы делятся на две группы: на шлифпорошки
ный круг фор- (размер зерен 630—40 мк) и на микропорошки
мы ПП (40 и менее)о Микропорошки из синтетических
алмазов обозначаются АСМ40, АСМ28 и т. д.
Алмазные зерна имеют более острые углы между гранями, что спо-
собствует получению более качественно обработанной поверхности по
сравнению с другими абразивными материалами.
Наряду с кругами плоского прямого профиля алмазнйе круги
делаются чашечными, тарельчатыми, специальными (профильными).
'Алмазные круги применяют для заточки и доводки инструмента,
оснащенного твердым сплавом1 2 (что по сравнению с обычной заточкой и
доводкой способствует повышению стойкости инструмента в 2 раза),
а также для шлифования различных деталей из твердых сплавов.
гши гш ГКЗ гсв гкю'
Рис. 371. Шлифовальные головки

Шлифовальные головки. По ГОСТу 2447—64 шлифовальные головки
выпускаются семи форм (рис. 371). Они применяются для внутреннего
шлифования и для зачистки деталей, когда не могут быть применены
шлифовальные круги. Головки не имеют сквозных посадочных отвер-
1 Для получения 1—2-го класса точности и 10—14-го класса шстоты алмазные
пасты (АП) выпускаются зернистостью от 100 до 1 мк,
2 См. [11] и стр. 472.
450
стий и приклеиваются к специальным шпилькам. Диаметр головки
3—40 мм.
Шлифовальные сегменты. ГОСТ 2464—60 предусматривает сегмен-
ты девяти различных форм по сечению; некоторые из них приведены
на рис. 372. Длина сегментов 125—300 мм. Сегменты применяют для
плоского шлифования; шлифовальный крут в этом случае состоит из
нескольких сегментов, закрепленных тем или иным способом в головке
(см. рис. 378) или в патроне. К достоинствам сегментных кругов отно-
Рис. 372. Некоторые формы сечений шлифоваль-
ных регментов
сится то, что при повреждении какого-либо сегмента не надо выбрасы-
вать весь круг, так как поврежденный сегмент легко заменяется новым.
Пространство между сегментами облегчает подвод смазывающе-охлаж-
дающих жидкостей к месту резания, отвод стружки и отработанных
частиц круга. Меньшая площадь соприкосновения круга с заготовкой
способствует и уменьшению нагрева шлифуемой заготовки.
Шлифовальные бруски. По ГОСТу 2456—60 предусматривается
шесть форм сечения брусков (рис. 373).
Рис. 373. Формы сечения шлифовальных брусков
Шлифовальные бруски применяют для ручных слесарных работ,
а также для хонингования и суперфиниширования (отделочных опера-
ций); в последних случаях используются бруски квадратные Б Кв, пло-
ские БП и специальные плоские хонинговальные БХ, которые крепятся
в специальных головках.-
Шлифовальные шкурки. Они состоят из основы (бумаги, хлопчато-
бумажной ткани), на которую наклеены абразивные зерна. Шкурки
применяются для ручной и машинной зачистки и отделки различных
деталей и изделий
Для шкурок, работающих без водного охлаждения, применяют
мездровый клей; для работы с водным охлаждением шкурку (водо-
стойкую) изготовляют на специальных лаках и смолах. Шкурки делают
в виде листов и лент.
15* 451
Кроме рассмотренных основных форм абразивного инструмента,
абразивные зерна используют для шлифовальных дисков на фибровой
основе, для бесконечных лент (на тканевой основе), для абразивных
паст (когда зерна связываются маслами, воском, животными жирами,
стеарином и др.).
Пасты применяют для доводки (притирки) режущего инструмента
и отдельных деталей машин.
§ 4. ЗАКРЕПЛЕНИЕ АБРАЗИВНОГО ИНСТРУМЕНТА
Для успешной и безопасной работы шлифовальный круг должен
быть прочно закреплен на шпинделе, хорошо отбалансирован, испытан
на прочность (перед постановкой на станок) и надежно огражден защит-
ным кожухом. Круг должен свободно надеваться на посадочную поверх-
ность (диаметр отверстия круга должен быть на 0,1—1,5 жж больше
диаметра поверхности, на которую он ставится). Между зажимными
поверхностями и кругом должны
быть поставлены прокладки (резина,
картон, кожа) толщиной 0,5—3 мм
(в зависимости от диаметра круга).
Рис. 375. Крепление на
Рис. 374. Крепление при-
клеиванием винте
По ГОСТу 2270—54 предусматривается семь основных методов
крепления абразивного инструмента.
Шлифовальные головки приклеиваются к шпильке (рис. 374).
Круги малых диаметров (DK j\o 70 мм) крепят винтом (рис. 375).
На рис. 376, а показано крепление на шпинделе (оправке) винтом
(для DK до 100 мм), а на рис. 376, б — крепление на шпинделе флан-
цами (для кругов диаметром DK до 500 жж).
Крепление на переходных фланцах (рис. 377) предусматривается
для DK до 1100 жж и в том'случае, когда диаметр отверстия круга
больше диаметра шпинделя.
Крепление сегментов в сегментной головке показано на рис. 378.
Крепление на переходных фланцах наклеиванием показано на рис. 379.
Балансировка кругов производится как после их изготов-
ления (заводом-изготовителем), так и при установке кругов на станок,
особенно при креплении кругов DK 125 жж на переходных флан-
цах. Это необходимо делать потому, что при неуравновешенности круга
могут возникнуть вибрации, приводящие к ухудшению качества обра-
ботанной поверхности и к усилению износа подшипников шпинделя;
возрастает и опасность разрыва круга.
452
Статистический дисбаланс круга характеризует неуравновешен-
ность шлифовального круга, вызванную несовпадением его центра
тяжести с осью вращения. Дисбаланс (величина которого определяется
Рис. 376. Крепление на шпинделе:
а — винтом; б — фланцами
ГОСТом 3060—55) на заводах-изготовителях проверяется на специаль-
ных балансировочных станках и устраняется заливкой свинца в гнезда,
специально вырубленные для этого в круге. На заводе-потребителе
круги балансируют как на балансировочных приспособлениях, так й
непосредственно на шлифовальном станке
перемещением сухариков в специальных ба-
лансирных фланцах. Хорошо отбалансиро-
ванный круг должен иметь устойчивое равно-
весие при повороте и остановке его в любом
положении по окружности.
Круги, работающие со скоростями
50 м/сек, должны подвергаться баланси-
ровке и после каждой их правки.
Испытания кругов на прочность
производят на специальных испытательных
станках вращением круга со скоростью,
в 1,5 раза превышающей рабочую скорость,
в течение определенного времени (7—10 мин).
Во избежание травматизма при разрыве
круга он во время работы должен быть
Рис. 377. Крепление на
переходных фланцах
огражден защитным кожухом, сделанным из
стали или ковкого чугуна. Кожух должен
иметь достаточную прочность, надежное за-
крепление на станке и предохранять рабочего от разбрызгивания
жидкости.
Расположение защитного кожуха и наибольшие углы раскрытия
должны соответствовать ГОСТу 3881—65 (рис. 380).
При работе на обдирочных и заточных станках максимальный угол
раскрытия 90°, по отношению к горизонту 65° (рис. 380, а); когда при
453
Рис. 379. Крепление на переходных фланцах наклеив^
нием
454
работе на тех же станках деталь располагается ниже оси круга — 125°
и 65° (рис. 380, б); при работе на круглошлифовальных и бесцентро-
вошлифовальных станках 180° и 65° (рис. 380 в); на плоскошлифоваль-
ных станках при работе периферией круга 150° и на 15° ниже горизонта
(рис. 380, а); для переносных станков с гибким валом и для обдирочных
станков с качающейся рамой 180° и 0° (рис. 380, б); максимальный угол
раскрытия 60° применяется для кругов, работающих наиболее высокой
своей точкой (рис. 380, е).
По ГОСТу 3881—65 зазор между новым кругом и внутренней цилинд-
рической поверхностью кожуха 3—25 мм (в зависимости от диаметра
круга); зазор между кругом и боковой стенкой кожуха 10—15 мм.
Край подручника, применяемого для поддержки деталей, подавае-
мых к кругу вручную, должен отстоять от рабочей поверхности круга
не менее чем на половицу толщины шлифуемой детали; но этот зазор
не должен быть более 3 мм.
§ 5. ИЗНОС И ПРАВКА АБРАЗИВНОГО
ИНСТРУМЕНТА
В процессе шлифования зерна абразивного инструмента (например,
круга) изнашиваются и он теряет режущую способность.
На уменьшение режущей способности круга, наряду с износом
зерна, влияет также и заполнение пространства между зернами —
455
отходами шлифования (спекшаяся металлическая пыль, продукты
износа зерен и связки).
Изношенный и «засаленный» круг перестает резать, и для восста-
новления его режущих способностей необходима его правка (заточка).
Наряду с удалением, затупленных зерен и отходов шлифования при
правке восстанавливается и правильная геометрическая форма круга,
потерянная им в результате неравномерного износа.
Так как шлифование является в основном чистовой (отделочной)
операцией, то за критерий износа круга принимается технологический
критерий (дробленая обработанная поверхность, прижоги обработан-
ной поверхности, плохая чистота, риски).
За период стойкости часто принимается не время работы круга от
правки до правки, а количество обработанных деталей или поверхно-
стей.
При определенных условиях обработки может происходить «само-
затачивание» шлифовальных кругов во время работы. У самозатачиваю-
щихся кругов затупившиеся абразивные зерна вырываются из связки
(или разрушаются1) под действием возросшей в результате затупления
нагрузки. При выпадении затупленных зерен в круге обнажаются
новые, острые зерна, которые и продолжают процесс резания. Если
при работе круга без самозатачивания силы резания и температура
резания растут по мере увеличения времени работы (износа), то при
самозатачивающемся режиме силы резания и температура колеблются
в незначительных пределах в течение всего времени работы. Правка
самозатачивающихся кругов делается лишь с целью придания кругу
правильной формы, искаженной вследствие неравномерного износа.
Несмотря на определенные достоинства самозатачивания, оно,
однако, может получиться лишь при специальном подборе характери-
стик круга и элементов режима обработки. Чаще всего это возможно
при обработке твердых металлов специальными мягкими кругами при
высоких элементах режима резания, характерных для обдирочных
работ. В практике чаще встречаются условия, когда шлифовальный
круг по мере его износа необходимо править принудительно.
Исследованиями ВНИИАШа установлено, что для восстановления
режущей способности круга достаточно удалить с затупившейся поверх-
ности слой толщиной 0,08 мм.
Режим и способ правки оказывают большое влияние на качество
обработанной поверхности, получаемой после шлифования заправлен-
ным кругом, так как чем меньше неровности на поверхности шлифо-
вального круга, тем чище обработанная поверхность детали.
Существует два метода правки абразивного инструмента: алмазная
и безалмазная правка.
При алмазной правке в качестве правящего инструмента
применяют алмаз в виде одного зерна (0,25—2 карата), закрепляемого
в стальной оправке (механически, зачеканкой или пайкой), или в виде
1 Сопротивление изгибу у абразивных зерен низкое [8—15 кГ/мм2].
456
алмазно-металлических карандашей, когда несколько мелких зерен
алмаза (0,003—0,3 карата) заделывают в специальный вольфрамомедно-
алюминиевый сплав (в форме цилиндриков).
Рис. 381. Алмазно-металлические каранда-
ши (а), схема установки алмазного инстру-
мента (б)
Рис. 382. Твердосплавные диски:
а — целый; б — сборный

Алмазно-металлические карандаши (рис. 381, а) изготовляют не-
больших размеров (4—10 мм) и закрепляют в специальных оправках.
_________* На станке алмазный правящий инструмент
• I Г должен устанавливаться с наклоном в сторону
вращения шлифовального круга на 10—15° и так,
чтобы рабочая кромка алмаза находилась на уров-
Рис. 383. Диск из зе-
рен твердого сплава
Рис. 384. Металлические диск (а) и звездочка (б)
Режимы правки алмазным инструментом: скорость вращения круга
максимально допустимая; продольная подача 0,05—0,4 м/мин; попе-
речная подача 0,005—0,03 мм/ход] число проходов черновых 2—3,
чистовых 1—2. Чем меньше величина продольной и поперечной подач,
тем меньше шероховатость рабочей поверхности шлифовального круга.
457
При безалмазной правке в качестве инструмента приме-
няют монолитные твердосплавные (ВКЗМ, ВК6М) диски (рис. 382);
диски из зерен твердого сплава сцементированных латунью (рис. 383);
металлические диски и звездочки (сталь ШХ15, 20Х; рис. 384); абразив-
ные диски (из черного карбида кремния на керамической связке,
диаметр 60—150 лш, высота 20—32 мм).
Безалмазная правка, хотя и менее эффективна по сравнению с ал-
мазной, но не требует применения дорогих алмазов, обеспечивая после
правки получение шлифованной поверхности V 7— V 9.
Безалмазная правка осуществляется двумя методами: 1) обкатыва-
нием (рис. 385, а), когда правящий инструмент вращается от шлифо-
вального круга вследствие сил трения; 2) шлифованием (рис. 385, б),
Рис. 385. Методы безалмазной правки:
а — обкатыванием; б — шлифованием
когда правящий инструмент получает принудительное вращение (от
специального привода или от привода передней бабки шлифовального
станка). г
По методу обкатывания, когда удаление затупленных зерен из
круга происходит вследствие вдавливания инструмента, могут рабо-
тать все виды безалмазного правящего инструмента. По методу шлифо-
вания работают в основном абразивные диски.
Безалмазный правящий инструмент крепят в специальных оправ-
ках (металлические диски и звездочки крепят по несколько штук).
На рис. 386 дана одна из таких оправок. Оси вращения шлифовального
круга и правящего инструмента чаще всего располагают параллельно,
но могут находиться и под углом 10—15°
Из всех инструментов для безалмазной правки наибольшее распро-
странение получили абразивные диски. Зернистость их берется на
три-пять степеней крупнее, а твердость на пять-шесть степеней выше
(по сравнению с шлифовальным кругом, подвергающимся правке).
При правке по методу шлифования при круглом наружном шлифовании
скорость вращения абразивных дисков приравнивается к скорости
вращения заготовки, а шлифовальный круг вращается со скоростью,
соответствующей его характеристике. Число проходов при правке —
458
3—5, продольная подача 0,5—0,9 м!мин', поперечная 0,01—0,03 млг,
последние (чистовые) проходы ведут без поперечной подачи и с умень-
шенной продольной подачей (0,4—0,5 м/мин). Безалмазная правка
сопровождается обильным охлаждением.
Рис. 386. Оправка для закрепления безалмазного правя-
щего инструмента
Алмазные круги правят только при потере ими точности формы.
При правке алмазных кругов на металлической связке применяют
абразивные бруски из зеленого карбида кремния на керамической
связке, зернистостью 16 и 12, твердостью СМ1—СМ2; алмазные круги
на бакелитовой связке правят куском пемзы. Правку проводят при
рабочей скорости круга, с охлаждением.
§ 6. НАРУЖНОЕ КРУГЛОЕ ШЛИФОВАНИЕ
В ЦЕНТРАХ
Наружное круглое шлифование в центрах применяется для обра-
ботки цилиндрических наружных поверхностей. Имеется три способа
круглого наружного шлифования в центрах: с продольной подачей
(рис. 387, а)\ глубинное шлифование (рис. 387, 6); с поперечной пода-
чей (метод врезания — рис. 387, в).
При наружном круглом шлифовании с продольной пода-
чей шлифовальный круг имеет два движения: вращательное вокруг
оси и поступательное в глубину обрабатываемой заготовки (попереч*
ная подача для постепенного снятия припуска). Заготовка же имеет
вращательное движение вокруг оси и поступательное движение вдоль
оси (продольная подача с целью обработки по всей длине заготовки).
Поступательное движение шлифовального круга, т. е. поперечная
подача на определенную глубину, осуществляется в конце продольного
459
хода заготовки и может происходить за один ее ход или за два хода
(за один двойной ход).
Есть такие конструкции круглэшлифэвальных станков, у которых
заготовка имеет только одно вращательное движение, а шлифовальный
круг осуществляет три движения (вращательное, поступательное в нап-
равлении поперечной подачи или глубины шлифования и поступатель-
ное вдоль оси заготовки, т. е. в направлении продольной подачи).
Наружное круглое шлифование с продольной подачей применяют
для шлифования круглых заготовок значительной длины. Припуск
на шлифование на сторону назначается в пределах 0,15—1,15 мм и
зависит от длины и диаметра заготовки, чистоты и точности предвари-
тельной обработки, степени искажения геометрической формы после
термической обработки и др.; 60—80% от общей величины припуска
отводится под черновое (предварительное) шлифование, а 40—20% —
под чистовое, окончательное.
При наружном круглом глубинном шлифовании (см.
рис. 387, б) круг правится на конус или ступенями и весь припуск
(0,1—0,4 мм) снимается за один-два продольных хода круга (с пода-
чей 1—6 мм!обзаготовки). Круг, кроме поступательного (продольного)
перемещения вдоль оси заготовки, имеет вращательное движение вок-
руг своей оси; заготовка же имеет только вращательное движение.
Глубинное шлифование применяют при обработке коротких (жест-
ких) заготовок.
При наружном круглом шлифовании с поперечной по-
дачей или метод )м врезания (рис. 387, в) продольное перемещение
460
круга или заготовки отсутствует. Шлифовальный круг перекрывает
всю ширину (длину) обрабатываемой поверхности заготовки, которая
имеет только вращательное движение вокруг своей оси. Шлифовальный
круг вращается и одновременно перемещается в поперечном направ-
лении (0,0025—0,02 мм/об заготовки). Этот способ применяют при шли-
фовании заготовок относительно небольшой длины (особенно при
фасонном шлифовании); он дает высокую производительность.
Рассмотрим элементы режима резания при наружном круглом шли-
фовании в центрах с продольной подачей (см. рис. 387, а).
Глубина резания (поперечная подача) измеряется в нап-
равлении, перпендикулярном к обработанной поверхности, и представ-
ляет собой слой металла, снимаемого шлифовальным кругом за один
продольный ход:
/__Dq
I —— 2 Jri Jrf •
При черновом шлифовании поперечная подача на каждый ход
стола t = 0,01 -ь 0,025 мм, причем большие значения берутся при
s < 0,5В мм/об заготовки1; меньшие — при s^0,5B мм/об заго-
товки.
При чистовом шлифовании поперечная подача t = 0,005 -4-0,015 мм;
при прочих одинаковых условиях наиболее чистая обработанная
поверхность получается при работе с большими окружными скоростями
вращения шлифовального круга, с меньшими продольными подачами,
с меньшими окружными скоростями вращения заготовки и с меньшими
глубинами шлифования.
Вследствие отжима заготовки, неравномерного износа и выпадения
зерен и отсутствия у круга сплошной режущей кромки круг будет
искрить, удаляя некоторый слой металла и при проходах без попереч-
ной подачи. Поэтому для получения требуемой точности и повышения
чистоты обработанной поверхности совершаются «холостые» продоль-
ные хода без поперечной подачи (процесс «выхаживания»). Это приво-
дит к увеличению машинного времени, что учитывается в формуле вве-
дением коэффициента точности (см. ниже).
Продольная подача s — величина относительного поступа-
тельного перемещения круга и заготовки вдоль ее оси за один ее оборот
(мм/об заготовки). Обычно продольная подача задается в долях ширины
круга s$, т. е. s = s<? В мм/об. заготовки, где = 0,3 -ь 0,5 — для
черновой обработки, D3 до 20 мм; s$ = 0,7 -т- 0,85 — для черновой
обработки, D3 20 мм; s$ = 0,2 н- 0,4 — для чистовой обработки;
В — ширина круга в мм; D3 — диаметр заготовки.
1 Д-р техн, наук, проф. Е. Н. Маслов впервые показал, что вследствие
отсутствия у шлифовального круга сплошной режущей кромки фактическая глубина
резания t$ после первого прохода круга будет значительно больше величины
поперечной подачи Л
461
Минутная продольная подача или скорость продольного хода
стола
^ст 1000”
где п3 — число оборотов заготовки в минуту.
Скорость вращения заготовки измеряется в
м!мин и может быть подсчитана по формуле
v3 = ТбоТГ
где D3 — диаметр заготовки в мм\
п3 — число оборотов заготовки в минуту.
Скорость вращения шлифовального круга
(скорость резания) измеряется в метрах в секунду и подсчитывается по
формуле
^DKnK .
= 1оота м1сек>
где Dk — диаметр шлифовального круга в мм\
Пк — число оборотов шлифовального-круга в-минуту.
Для выявления сущности процесса шлифования и определения
влияния различных факторов на него большое значение имеет глу-
бина резания t± (толщина среза), снимаемая одним абразивным
зерном шлифовального круга. Величиной tx определяется нагрузка
на зерно круга (а следовательно, и стойкость круга) и качество обра-
ботанной поверхности. Чем меньше тем меньшая нагрузка прихо-
дится на зерно, тем выше его стойкость, тем менее глубокими будут
риски, оставляемые зерном, т. е. более качественной будет обработан-
ная поверхность. Их экспериментальных и теоретических работ следует,
что t-L увеличивается с увеличением окружной скорости заготовки,
поперечной подачи, расстояния между абразивными зернами и умень-
шается с увеличением окружной скорости круга, диаметра заготовки
(при постоянной окружной скорости ее) и диаметра шлифовального
круга.
Из этого следует, в частности что для увеличения стойкости круга
и получения более чистой обработанной поверхности (что получается
при малых /х) необходимо уменьшить, a vK увеличить. Но уменьшение
окружной скорости заготовки приводит к увеличению-машинного вре-
мени (снижению производительности), а потому очень низкое значение
v3 невыгодно; повышенное же значение v3 приводит к увеличению износа
круга (снижению стойкости).
Кроме того, с уменьшением у" возрастает время контакта между шли-
фовальным кругом и деталью, что приводит к повышению температуры
шлифования и может вызвать прижоги обработанной поверхности;
с увеличением же v3 возрастают центробежные силы и амплитуда виб-
раций, что может привести к «дробленой» (некачественной) обработан-
462
ной поверхности. Поэтому v3 должна быть в определенных преде-
лах (см.[128]).
Скорость вращения шлифовального круга
выгодно брать всегда, возможно наибольшей, что ограничивается,
однако, прочностью круга, зависящей, в свою очередь, в основном от
рода связки и формы круга. Окружные скорости шлифовальных кру-
гов на обычной керамической связке при работе с автоматической пода-
чей 30—35 м/сек, на бакелитовой связке 35—40 м/сек. Шлифовальные
круги на специальных высокопрочных керамических связках дают
возможность работать со скоростью вращения шлифовального круга
50 м/сек и выше (скоростное шлифование).
Машинное время при наружном круглом шлифова-
нии в центрах методом продольной подачи подсчитывается по формуле.
~ n3sdBt К MUH’
где L — длина шлифования в мм;
h — припуск на сторону в мм;
п3 — число оборотов заготовки в минуту;
Sc? — долевая подача (в долях ширины круга за один оборот
заготовки);
В — ширина круга в мм;
t — глубина резания (поперечная подача) на каждый ход в мм;
К — коэффициент точности (коэффициент выхаживания),
равный прй черновом шлифовании 1,1; при чистовом— 1,4.
Силы (рис. 388) PZ9 Pv, и Рх по величине небольшие. Наибольшей
из сил является радиальная сила Ру, отжимающая шлифовальный
круг от заготовки. Большее значение силы Ру по отношению к танген-
циальной силе Р2 объясняется тем,
что внедрение зерен в обрабатывае-
мую заготовку затруднено наличием
неправильной их геометрической
формы и округленных вершин, вы-
зывающих отрицательное значение пе-
реднего угла. Сила Pv = (1,5 ч-З) Рй9
причем это соотношение тем боль-
ше, чем больше поперечная подача
и окружная скорость вращения
заготовки.
Теоретически и эксперименталь-
но установлено, что сила Pz увели-
чивается с увеличением v3, s, t *и уменьшается с увеличением vK.
Так как vK значительно больше v3 (vjv3 = 60 ч- 100), то мощность,
затрачиваемая на вращение шлифовального круга, значительно больше
мощности Af3, затрачиваемой на вращение заготовки, а потому мощность
Af3 обычно редко подсчитывается. В практике для расчета мощности,
затрачиваемой на резание (или мощности на вращение шлифовального
463
круга), при наружном круглом шлифовании методом продольной
подачи (с поперечной подачей на каждый ход стола), пользуются фор-
мулой
V = 0,555 (v3stY"7 В0,25 кет.
Формула приведена для ширины круга В = 40 4- 63 мм, твердо-
стью СМ1 — СМ2, при диаметре заготовки 40—63 мм. Лля других
условий обработки см. в литературе [128|.
По мощности Npe3 может быть определена сила Pz:
Npe3 • 102
Р2 = ----- кГ
VK
Необходимая (расчетная) мощность электродвигателя станка
NM =
м 1]
§ 7. БЕСЦЕНТРОВОЕ НАРУЖНОЕ КРУГЛОЕ
ШЛИФОВАНИЕ
При бесцентровом шлифовании на проход заготовка 1 (рис. 389), опираясь на
упор (нож) 2, пропускается между шлифовальным 3 и ведущим 4 (регулирующим)
кругами, установленными на расстоянии, которое меньше диаметра заготовки на вели-
чину слоя 2 t, снимаемого за один проход. Круги вращаются по часовой стрелке,
Рис. 389. Схема бесцентрового шлифования на проход
(с продольной подачей)
а заготовка, получающая вращение от ведущего круга и имеющая, примерно, ту же
окружную скорость (10—90 м/мин), против часовой стрелки. В целях повышения
трения между ведущим кругом и заготовкой ведущий круг делается на вулканитовой
связке, достаточно твердом (СТЗ-Т1) и мелкозернистым (зернистость 16—10). Наряду
с вулканитовой связкой применяется и бакелитовая. Шлифовальный круг (на
керамической связке) ио отношению к ведущему кругу вращается со значительно
большей скоростью (30—35 м/сек) и осуществляет процесс резания.
464
Для осуществления шлифования вдоль всей длины заготовки она имеет продоль-
ную подачу, получающуюся от ведущего круга, установленного для этой цели под
некоторым углом наклона а = 1 + 4,5°. Скорость ведущего круга ve.K расклады-
вается на скорость v3 (скорость вращения заготовки) и на скорость продоль-
ной подачи vs. С этой скоростью vs и осуществляется перемещение заго-
товки вдоль кругов х.
§ 8. ВНУТРЕННЕЕ КРУГЛОЕ ШЛИФОВАНИЕ
При внутреннем круглом шлифовании, применяемом для обработки отверстий,
шлифовальный круг находится в отверстии заготовки (рис. 390), а потому DK <ZD3.
Шлифовальный круг и заготовка вращаются обычно в разные стороны. Кроме вра-
щательного движения, круг совершает возвратно-поступательные движения вдоль
оси отверстия заготовки (продольная подача) и движение «на глубину резания»
(поперечная подача /), которое осуществляется в конце двойного продоль-
ного хода.
Схема работы, показанная на рис. 390, а, применяется при обработке относи-
тельно небольших заготовок. При шлифовании же отверстий у тяжелых и громозд-
ких заготовок/закрепление и вращение которых затруднительно, применяют станки
Рис. 390. Схема внутреннего шлифования:
а — простое внутреннее; б — планетарное внутреннее
с планетарным движением шпинделя (рис. 390, б). В последнем случае заготовка
неподвижна, а круг совершает не только вращательное движение вокруг своей оси vK,
но одновременно и круговое движение вокруг оси шлифуемого отверстия; скорость
движения вокруг оси заготовки представляет собой как бы скорость вращения за-
готовки v3 в первой схеме. Кроме этих двух движений, как и в первом случае, круг
имеет продольную s и поперечную t подачи.
На рис. 391 видно, что при прочих одинаковых условиях (/, DK, D3) дуга. со-
прикосновения круга с заготовкой при круглом внутреннем шлифовании АВ больше
дуги соприкосновения при круглом наружном шлифовании AjA. Большим будет
и число зерен, одновременно участвующих в работе, а потому глубина резания,
приходящаяся на одно зерно, при круглом внутреннем шлифовании меньше,
чем глубина резания, приходящаяся на одно зерно при круглом наружном
шлифовании.
Диаметр шлифовального круга DK берется в зависимости от диаметра шлифуе-
мого отверстия £)3; DK — (0,75 4- 0,95) D3, причем, чем меньше диаметр отверстия,
тем больше переходной коэффициент. Ширина шлифовального круга В 16
-ь 60 мм, и в диапазоне длины обрабатываемого отверстия I — 25 4- 75 мм В < I
на 10—15 мм.
В целях повышения интенсивности охлаждения и связанного с этим повышения
производительности (на 10—20%), уменьшения шероховатости обработанной по-
1 Подробнее см. литературу [32].
465
верхности (на один класс), во избежание прижогов и трещин, повышения точности
обработки, для уменьшения расхода шлихтовальных кругов и резкого улучшения
условий труда рабочего-шлифовщика при внутреннем шлифовании можно применять
внутреннее охлаждение через поры шлифоваль-
ного круга на керамической связке [130].
Подача жидкости к шлифовальному кругу
осуществляется (рис. 392) через сквозное (осевое)
отверстие А в шпинделе и радиальные отвер-
стия Б и В, просверленные в головке шпинделя
а2б,-плоское шлифование
Ав - внутреннее шлифование
А, в-наружное шлифование
Рис. 391. Длина дуги соприкос-
новения круга с заготовкой при
различных видах шлифования
~\В Б
Рис. 392. Закрепление шлифовального круга
на шпинделе при охлаждении через поры
круга
А
и во втулке, на которой крепится круг. Под давлением центробежной силы, проходя
через поры круга, жидкость выходит на периферию круга, т. е. к месту резания,
очищая при этом круг от продуктов отхода.
Лучшей жидкостью для внутреннего охлаждения шлифовального круга яв-
ляется вода с добавкой небольшого количества кальцинированной соды и мела с
эмульсией малой концентрации
§ 9. ПЛОСКОЕ ШЛИФОВАНИЕ
Плоское шлифование применяют для обработки плоскостей. Этот процесс может
быть осуществлен как периферией, так и торцом круга.
Плоскошлифовальные станки работают по принципу продольно-строгальных
(рис. 393) или по принципу карусельных станков (рис. 394). При шлифовании пери-
ферией круга (рис. 393, а) по принципу продольно-строгальных станков шлифо-
вальный круг вращается со скоростью vK, а заготовка (стол) совершает возвратно-
поступательное движение со скоростью v3. Если ширина круга меньше ширины
обрабатываемой поверхности, то шлифовальный круг имеет также поперечную подачу
s в направлении ширины заготовки.
Из рис. 391 видно, что длина дуги соприкосновения при плоском шлифовании
периферией круга А2ВГ меньше дуги соприкосновения при внутреннем шлифовании
АВ, но больше дуги соприкосновения при наружном круглом шлифовании
Отсюда следует, что при прочих одинаковых условиях шлифования (/, DK) глубина
резания, приходящаяся на одно зерно при плоском шлифовании перифе-
рией круга, больше, чем при внутреннем шлифовании, но меньше, чем при
наружном.
1 Внутреннее охлаждение возможно и при наружном круговом шлифовании,
но несколько труднее в осуществлении.
466
ч. При шлифовании торцом круга вследствие большой площади соприкосновения
круга с заготовкой происходит большое тепловыделение, вызывающее прижог обра-
Рис. 393. Плоское шлифование
по принципу продольно-стро-
гальных станков:
а — периферией круга; б — торцом
круга
а) б)
Рис. 394. Плоское шлифование
по принципу карусельных стан-
ков:
а — периферией круга; б — торцом
круга
ботанных поверхностей и коробление тонких заготовок. Во избежание этого тонкие
плоские заготовки рекомендуется шлифовать периферией круга, когда поверхность
соприкосновения, а следовательно, и тепловыделение меньше.
§ 10. ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОЕ (СКОРОСТНОЕ)
ШЛИФОВАНИЕ
Из формулы
Т _ Lh
м “ ~n^Bt Л
следует, что машинное время может быть понижено, а производитель-
ность повышена за счет увеличения n3, sd, В и t. Чрезмернее увеличе-
ние В приводит к необходимости применять тяжелые и более дорогие
шлифовальные круги. Увеличение п3 и t приводит к увеличению глу-
бины резания, приходящейся на одно зерно, а следовательно, и к уве-
личению износа шлифовального круга, к снижению его стойкости и
ухудшению качества обработанной поверхности; на ухудшение качества
обработанной поверхности влияет и увеличение s<?. Поэтому увеличить
п3, sq и t можно лишь в' том случае, если одновременно будет введен
в действие фактор, который снижал бы указанные выше отрицательные
моменты, связанные с этим увеличением. Таким фактором является
скорость вращения шлифовального круга, с увеличением которой
уменьшается глубина резания, приходящаяся на одно зерно, а следо-
вательно, уменьшается износ круга, повышается его стойкость и улуч-
шается качество (микрогеометрия) обработанной поверхности. Но
увеличение скорости вращения шлифовального круга (скорости реза-
ния) на обычной керамической связке сверх 30—35 м/сек приводило
467
к разрыву круга вследствие его малой прочности. Необходимо было
изыскать такую связку, которая обеспечивала бы повышение скорости
вращения круга (без опасения его разрыва).
Теоретические и экспериментальные исследования, проведенные
в СССР в период 1945—1949 гг. [131], позволили нашей абразивной
промышленности впервые в мире создать высокопрочные пористые
шлифовальные круги на специальной керамической связке, допускаю-
щие в процессе шлифования скорость вращения круга 50 м/сек и более.
Разрыв таких кругов происходит при окружных скоростях 87—95 м/сек
[132].
Высокопроизводительные круги широко внедрены в металлообра-
батывающую промышленность, и на скоростное шлифование переве-
дены не только отдельные станки, но и целые участки.
Абразивным материалом режущих зерен у кругов для скоростного
шлифования являются электрокорунд Э, электрокорунд ЭБ и моно-
корунд М зернистостью 40 и мельче. Применение особо мелкозернистых
кругов для скоростного шлифования отпадает, так как скоростное
шлифование по отношению к обычному обеспечивает чистоту обрабо-
танной поверхности на один-два класса выше (по ГОСТу 2789—59);
производительность же крупнозернистых кругов выше, так как они
меньше засаливаются.
Твердость скоростных кругов от М3 и выше (на одну степень мень-
ше или такой же твердости, какую имел бы шлифовальный круг при
обычном шлифовании).
Круги для скоростного шлифования изготовляют только плоскими
прямого профиля ПП. Круги фасонного профиля и с выточками не
делаются,' так как такие выточки на торцовой поверхности круга
(например, у кругов форм ПВ, ПВД и др.) снижают его проч-
ность.
Увеличение скорости вращения круга до 50 м/сек позволило повы-
сить скорость вращения заготовки (до 50 м/мин} и продольную и попе-
речную подачи.
Примерными элементами режима резания при
скоростном шлифовании заготовок типа валиков явля-
ются1: ик = 50 м/сек\ v3 = 50 м/мин\ = 0,25 н- 0,33; t = 0,01 -f
-г- 0,025 мм на один продольный ход.
Таким образом, — = 60.
При скоростном шлифовании вследствие уменьшения шерохова-
тости обработанной поверхности весь припуск можно снимать с ука-
занными режимами, не разбивая его на черновое и чистовое шлифова-
ние. Указанное значение t = 0,01 4- 0,025 мм при обычном шлифова-
нии назначается лишь при черновом шлифовании; при чистовом шли-
фовании величина поперечной подачи (глубины резания) значительно
меньше. При скоростном же шлифовании высокое качество обработанной
1 Подробнее см. литературу [133].
468
поверхности получается и при t = 0,01 ч- 0,025 мм на один про-
дольный ход.
Практика показывает, что скоростное шлифование повышает произ-
водительность в 1,5—2 раза при одновременном снижении расхода
шлифовального круга на каждую деталь примерно на 40% и повыше-
нии чистоты обработанной поверхности на один-два класса (по ГОСТу
2789—59).
Такие преимущества скоростного шлифования открывают для
его применения большие перспективы, и на скоростное шлифование
переводятся не только круглошлифовальные станки для наружного
шлифования, но и станки для внутреннего, плоского, бесцентрового
шлифования, зубошлифования и шлицешлифования.
При скоростном шлифовании к с т а н к у предъявляются следующие основные
требования: z
1) станок должен быть достаточно мощным и высокоскоростным, обеспечиваю-
щим возможность получения высокой скорости вращения круга (50 м/сек) и заго-
товки (50 м/мин);
2) станок должен быть достаточно жестким, способным выдерживать увеличен-
ные при скоростном шлифэвании силы резания (особенно возрастает сила Ру);
3) все вращающиеся с большой скоростью детали станка должны быть тщательно
отбалансированы;
4) станок должен обеспечивать возможность работы с увеличенной продольной
минутной подачей;
5) охлаждающая система станка должна обеспечивать бесперебойный и доста-
точный подвод смазывающе-охлаждающей жидкости к месту резания;
6) станок должен быть установлен на жестком фундаменте;
7) с Ц£дью уменьшения вспомогательного времени рабочий цикл станка должен
быть автоматизирован (ускоренные перемещения — рабочая подача — зачистные
проходы — отвод шлифовального круга — остановка шпинделя).
Во избежание травматизма (в случае разрыва круга) защитные
кожухи при скоростном шлифовании должны быть закрытыми и более
прочными (изготовляют их из стали или ковкого чугуна с толщиной
стенок в 2 раза большей толщины стенок кожуха, принятых при работе
круга с vK = 35 м/сек [134]). Целесообразно иметь передвижную конст-
рукцию защитного кожуха, чтобы по мере износа круга можно было
регулировать зазор между ободом кожуха и периферией круга. Этот
зазор не должен быть больше 1—2 мм.
Вследствие большой скорости вращения круга происходит сильное
разбрызгивание смазывающе-охлаждающей жидкости, а потому жид-
кость следует подводить как можно ближе к зоне резания и ставить
соответствующие щитки, защищающие рабочего от разбрызгиваемой
жидкости.
Правка шлифовальных кругов для скоростного шлифования произ-
водится обычными методами.
Для уменьшения загрязнения воздуха станок рекомендуется оснас-
тить пылеулавливающими и пылеотсасывающими вентиляционными
устройствами.
469
§ И. ВЫБОР ШЛИФОВАЛЬНЫХ кругов
В целях качественного и производительного шлифования шлифовальный круг
должен быть правильно выбран по всем его характеристикам, в зависимости от кон-
кретных условий обработки.
А б р*а з и в н ы й материал зерен круга назначают в зависимости от
рода обрабатываемого металла. Так, электрокорунды применяют при шлифовании
сталей (незакаленных и закаленных), ковкого чугуна и мягких бронз. Черный кар-
бид кремния применяют при шлифовании серого .чугуна, бронзового и алюминиевого
литья, твердых сплавов. Зеленый карбид кремния применяют при заточке инстру-
мента, оснащенного твердььм сплавом.
Зернистость круга выбирают в зависимости от требуемого качества обра-
ботанной поверхности и обрабатываемого металла и от величины поверхности сопри-
косновения круга с заготовкой. При черновом шлифовании применяют круги с более
крупным зерном, чем при чистовом шлифовании. При шлифовании вязких и мягких
металлов4во избежание быстрого засаливания круга применяют круги более крупно-
зернистые, при шлифовании же хрупких и твердых металлов — мелкозернистые.
Чем больше поверхность соприкосновения круга с заготовкой, тем более крупно-
зернистым должен быть круг. У кругов, предназначенных для скоростного шлифова-
ния, зернистость 40—25.
На выбор твердости шлифовального круга оказывает влияние соблюде-
ние условий, обеспечивающих самозатачивание круга в процессе шлифования.
Поэтому чем тверже обрабатываемый металл, тем мягче 1 должен быть круг, и наобо-
рот, так как при твердом обрабатываемом металле зерно круга будет изнашиваться
интенсивнее и быстрее (легче) выпадет из круга и уступит место новому, острому
зерну.
Более твердыми кругами, во избежание осыпания, должны быть крупнозерни-
стые круги, так как при прочих одинаковых условиях на зерно крупнозернистого
круга приходится большая нагрузка, чем на зерно мелкозернистого круга.
Чем больше дуга соприкосновения круга с заготовкой, тем меньшая глубина
резания приходится на одно зерно, тем больше условий для засаливания круга и
перегрева обработанной поверхности, а потому тем мягче должен быть шлифоваль-
ный круг.
Таким образом, при одинаковых t и DK, круг должен быть мягче при плоском
шлифовании, чем при наружном круглом шлифовании.
Из связок наибольшее распространение находит керамическая, обеспечи-
вающая высокую производительность и позволяющая вести шлифование с приме-
нением смазывающе-охлаждающей жидкости. *
По структуре, круг выбирают исходя из условий обработки. Круги
с плотной структурой, хорошо сохраняющие форму, применяют для чистовых и фа-
сонных работ; круги со средне плотной структурой — для обработки заготовок из
закаленных сталей, для заточки режущего инструмента, для всех видов_ круглого
шлифования и для плоского шлифования периферией круга; круги с открытой струк-
турой применяют при обработке вязких и мягких металлов и при плоскорл шлифо-
вании торцом круга.
Здесь были изложены общие правила при выборе шлифовальных кругов. В спра-
вочниках по режимам резания при шлифовании [128] приведены характеристики
шлифовальных кругов для более конкретных условий обработки.
§ 12. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА
РЕЗАНИЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
В справочниках по режимам резания [128] для всех видов шлифова-
ния приводятся подробно разработанные таблицы и карты по опреде-
лению скорости вращения заготовки, продольной подачи, глубины
1 Твердость должна быть умеренной, так как при очень мягком круге под дейст-
вием повышенных нагрузок на зерно круг может осыпаться.
470
резания (поперечной подачи), мощности, затрачиваемой на резание,
и машинного времени.
Скорость вращения круга назначается всегда максимально возмож-
ной в соответствии с его прочностной характеристикой и кинемати-
ческими данными станка.
Па мощности, затрачиваемой на резание, подсчитывается необхо-
димая мощность электродвигателя, которая сравнивается с действи-
тельной мощностью электродвигателя станка.
В заключение приведем характеристику кругов и элементы режима резания
при заточке твердосплавного и керамического инструмента (с применением охлаж-
дения 3—5%-ной эмульсией, 6—8 л/мин).
Для вольфрамовых сплавов — материал зерна КЗ, связка круга А,
зернистость 40—25, твердость М3—СМ1, vK = 12 4- 16 м/сек, Snonep = 0,02 4-
4- 0,05 мм/дв.ход, sripo$ = 1 4- 1,5 м/мин',
для титановольфрамовых — твердость М2 — СМ1, vK = 10 4-
4- 12 м/сек, остальное — то же, что и при заточке вольфрамовых сплавов;
для керамических пластин — материал зерна КЗ (КЧ), связка круга
К, зернистость 18—8, твердость М3 — М2, vK = 10 4- 14 м/сек, поперечная и про-
дольная подачи — те же, что и для твердых сплавов.
В целях устранения прижогов и микротрещин, полученных при заточке, а
также для снижения шероховатости поверхностей твердосплавный и керамический
инструмент необходимо еще и доводить (что повышает стойкость в 2—3 раза). До-
водка производится на чугунных дисках, на которые наносится паста карбида бора
(60—70% зерен карбида бора зернистостью 6—5; 40—30% парафина); скорость
вращения диска до 2 м/сек, snpo^ 0,5 4- 1 м/сек, удельное давление инструмента на
диск 0,15—0,20 кГ/см2.
Более эффективными (по сравнению с абразивной заточкой и доводкой) являются
заточка и доводка алмазными (синтетическими) кругами. Режимы алмазной заточки
твердосплавного инструмента (по данным НИИАЛМАЗа); скорость круга при заточке
и при доводке 25—35 м/сек\ s,ipod= 0,5 4- 1 м/мин при заточке и 0,3—0,5 м/мин при
доводке; snonep= 0,01 4- 0,02 мм/дв. ход при заточке и 0,005—0,01 мм/дв. ход при
доводке.
Алмазную доводку можно производить и после предварительной заточки твер-
досплавного инструмента кругами из карбида кремния. Этот метод доводки эффекти-
вен и для инструментов из быстрорежущих сталей.
ПРИЛОЖЕНИЕ
ШЕРОХОВАТОСТЬ ПОВЕРХНОСТЕЙ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ МЕТОДА
ОБРАБОТКИ
Вид обработки Класс чистоты
1 р р 4 р р р 0 5 PL \12 /J /4
Обозначение чистоты
V/ V2 V5 V4 V5 \J6 V7 V3 \75 Vf/ V/z V/4
Точение и растачивание Обдирочное (черновое) //у 1
Получистовое S//
Сбольшими пода- чами резцом В. А. Колесова 1 1
Чистовое
Тонкое
Строгание Черновое
Получистовое %,.
Чистовое (широкими резцами) 1
Сверление.
Зенкерование
Развертывание Чистовое //
Отделочное %
Цилиндрическое фрезерование Черновое
Чистовое 1 %
Торцовое фрезерование Черновое % %
Получистовое
Чистовое
Протягивание %
Шлифование Грубое 1
Чистовое % 1 d
Отделочное %
Притирка %
Полирование % %
Хонингование Г4
Суперфиниши- рование i
ЛИТЕРАТУРА
1. Кривоухов В. А. Работа отечественных ученых в области резания металлов.
«Станки и инструмент», 1948, № 3.
2. П а н ч е н ко К. П. Русские ученые — основоположники науки о резании металлов.
М., Машгиз, 1952.
3. М а с л о в Е. Н. Русские и советские ученые — основоположники науки о резании
металлов. «Вестник машиностроения», 1950, № 6—12.
4. Панкин А. В. Теория резания К. А. Зворыкина и «новая» теория М. Е. Мерчанта.
«Станки и инструмент», 1948, № 4.
5. Кривоухов В. А., Бруштейн Б. Е., Егоров С. В. и др. Обработка
металлов резанием. М., Оборонгиз, 1958.
6. Семенченко И. И., Матюшин В. М. и Сахаров Г. Н. Проектирование
металлорежущих инструментов. М., Машгиз, 1962.
7. Г е л л е р Ю. А. Инструментальные стали. Металлургиздат, 1961.
8. Г е л л е р Ю. А. Современные стали для режущих инструментов и условия исполь-
зования их в инструментальном производстве. Отдел технической информации ВНИИ. М.,
1960.
9. Четвериков С. С. Керамические металлорежущие инструменты. М., 1961.
10. Н е с м е л о в А. Ф. и А в д о н и н а Н. А. Алмазные инструменты в машинострое-
нии. М., Машгиз, 1959.
11. Петросян Л. К- и Введенская Н. П. Заточка и доводка инструмента,
оснащенного пластинками твердого сплава, алмазными кругами. Сб. ВНИИ «Новая технология
изготовления инструмента». Вып. 2. М., Машгиз, 1961.
12. Ш е в ч е н к о Н. А. Геометрические параметры режущей кромки инструментов и
бечения среза. М., Машгиз, 1957.
13. К У з н е ц о в В. Д. Физика твердого тела. Т. III. Томск, 1944.
14. Кривоухов В. А. Деформирование поверхностных слоев металла в процессе
резания. М., Машгиз, 1945.
15. Кривоухов В. А. Геометрия и конструкция резцов для высокоскоростного реза-
ния металлов и результаты их внедрения в промышленность. МОНИТОМАШ. Сб. «Скоростные
методы обработки металлов». М., Машгиз, 1949.
16. Е г о р о в С. В. Исследование процесса стружкообразования методом высокочастот-
ной киносъемки. «Вестник машиностроения», 1953, № 11.
17. Лоладзе ТТ' Н. Стружкообразование при резании металлов. М., Машгиз, 1952.
18. Зор ев Н. Н. Исследование механики процесса резания металлов. М., Машгиз,
1956.
19. Дьяченко П. Е. и Подосенова Н. А. Наклеп и остаточные напряжения
при растачивании конструкционных сталей. «Вестник машиностроения», 1954, № 7.
20. П а н ш е в Д. Д. Качество поверхности и усталостная прочность. «Вестник машино-
строения», 1954, № 7.
21. Исаев А. И. Процесс образования поверхностного слоя при обработке металлов
резанием. М., Машгиз, 1950.
22. Р о з е н б е р г А. М. и Ер>емин А. Н. Элементы теории процесса резания метал-
лов. М., Машгиз, 1956.
23. К а з а к о в Н. Ф. Исследование усилия резания в зависимости от технологических
и физических факторов при точении. «Вестник машиностроения», 1952, № 4.
24. 3 о р е в Н. Н. О влиянии свойства материала инструмента на процесс резания. «Вест-
ник машиностроения», 1953, № 7.
25. Т и м о ф е е в П. В. Влияние смазывающе-охлаждающих жидкостей на толщину
наклепанного слоя. «Вестник машиностроения», 1954, № 1.
26. А в а к о в А. А. Физические основы теории стойкости режущих инструментов. М.,
Машгиз, 1960.
27. М а т а л и н А. А. Влияние механической обработки на износоустойчивость стальных
деталей машин. «Вестник машиностроения», 1954, № 10.
28. П а н ш е в Д. Д. Качество поверхности и усталостная прочность. «Вестник маши-
ностроения», 1954, № 10.
29. С е р е н с е н С. В. О влиянии чистоты обработки на сопротивляемость металла пере-
менным нагрузкам. «Вестник машиностроения», 1940, № 1,
473
30. Одинг И. А. Допускаемые напряжения в машиностроении и циклическая проч-
ность металлов. М., Машгиз, 1947.
31. Я к о б с о н М. О. Шероховатость, наклеп и остаточные напряжения при механиче-
ской обработке. М., Машгиз, 1956.
32. Аршинов В. А. и Алексеев Г А. Резание металлов и режущий инструмент.
М., Изд-во «Машиностроение», 1964.
33. Аршинов В. А. и Алексеев Г Л. Резание металлов. М., Машгиз, 1953.
34. Ребин.дер П. А. Физико-химические основы применения при резании металлов
смазывающе-охлаждающих жидкостей и активных добавок к ним. Сб. сокращенных докладов
конференции по резанию металлов. ЛА., изд-во АН СССР, 1937.
35. Р е б и н д е р П. А. Влияние активных смазочно-охлаждающих жидкостей на каче-
ство поверхности при обработке металлов. М., изд-во АН СССР, 1946.
36. Р е б и н д е р П. А. и Д и хтм а н В. И. Закономерности деформаций металличе-
ских монокристаллов в присутствии поверхностно-активных веществ. «Доклады АН СССР»,
1947, т. VI, № 7.
37. Р е б и н д е р П. А. Химико-физические исследования процесса деформации твердых
тел. Юбилейный сборник, посвященный ХХХ-летию Великой Октябрьской социалистической
революции. Ч. 1. М. — Л., М., изд-во АН СССР, 1947.
38. Г о р д о н М. Б. Влияние охлаждения и смазки распыленными жидкостями на про-
цесс резания. Сб. «Смазочно-охлаждающие жидкости при резании металлов». М., Машгиз,
1961.
39. Аршинов В. А. и Алексеев Г А. Резание металлов. М., Машгиз, 1956,
1959.
40. О ш е р Р. Н. Изготовление и применение смазочно-охлаждающих жидкостей, исполь-
зуемых при обработке металлов резанием. М., Гостоптехиздат, 1950.
41. Бурдов Д. Я- Новые охлаждающе-смазывающие жидкости на основе окисленного
петролатума. Сб. «Охлаждающе-смазывающие жидкости». М., Машгиз, 1954.
42. КеленджеридзеБ. Г Влияние механических свойств металлов на возникнове-
ние вибраций при точении. «Станки и инструмент», 1954, № 7.
43. Ф у т о р я н С. Б. и К о й р е В. Е. Скоростное растачивание на крупных гори-
зонтально-расточных станках. «Вестник машиностроения», 1954, № 4.
44. 3 о р е в Н. Н. Исследование некоторых вопросов получистового точения с большими
подачами. Сб. «Скоростное резание с большими подачами». М., Машгиз, 1955.
45. Кривоухов В. А. и Воронов А. Л. Высокочастотные вибрации резца при
точении. ЛА., Оборонгиз, 1956.
46. Р ы ж к о в Д. И. Вибрации при резании металлов и методы их устранения. ЛА.,
Машгиз, 1961.
47. Куди нов В. А. Теория вибраций при резании (трении). Сб. «Передовая техноло-
гия машиностроения». М., изд-во АН СССР, 1955.
48. М а ш е в и ч 3. А. Лабораторные работы по курсу «Основы учения о резании метал-
лов и режущий инструмент». М., Машгиз, 1958.
49. Е г о р о в С. В. и Червяков А. Г Резание металлов и режущий инструмент.
Лабораторный практикум, 1963.
50. Кучер И. ЛА. ЛАеталлорежущие станки. М., Изд-во «Машиностроение», 1964.
51. НИБТН. Режимы резания черных металлов инструментом, оснащенным твердым спла-
вом. М., Машгиз, 1958.
52. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашиностроительные
нормативы режимов резания и времени для технического нормирования работ на токарных
станках. М., Машгиз, 1959.
53. .Г р а н о в с к и й Г И., Г р у д о в П. П., Кривоухов В. А. и др. Резание
металлов. М., ЛАашгиз, 1954.
54. М а л к и н А. Я- Основы технологии механической обработки деталей машин. М.,
Машгиз, 1961.
55. М а л к и н А. Я- Скоростное точение закаленных сталей. Сб. «Скоростная обработка
металлов резанием». М., Оборонгиз, 1951.
56. 3 о р е в Н. Н. и К у ч м а Л. К. Обобщение опыта применения керамических резцов
на заводах тяжелого машиностроения. Сб. ЦНИИТМАШ. Кн. 69, М., Машгиз, 1954.
57. МСС. Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали. М., Машгиз,
1950.
58. Т р е т ь я к о в И. П., А р ш и н о в В. А. и др. Лабораторные работы по курсу
«Резание металлов». М., изд-во «Машиностроение», 1965.
59. Балакшин Б. С. Основы технологии машиностроения. М., изд-во «Машинострое-
ние», 1966.
60. Д а н и е л я н А. М. Теплота и износ инструментов в процессе резания металлов.
М., Машгиз, 1954.
61. М а к а р о в А. Д. Износ и стойкость режущих инструментов. М., изд-во «Машино-
строение», 1966.
62. Четвериков С. С. и Здрогов Н. Н. Охлаждение резцов струей жидкости
под давлением. «Вестник машиностроения», 1957, № 12.
63. Фельдштейн 9. И. Обрабатываемость сталей в св-язи с условиями термической
обработки и микроструктурой. М., ЛАашгиз, 1953.
64. Л о л а д з е Т. Н. Износ режущего инструмента. М., Машгиз, 1958.
65. Казаков Н. Ф. Радиоактивные изотопы в исследовании износа режущего инстру-
мента. М., Машгиз, 1960.
66. Н а д е и н с к а я Е. П. Исследование износа режущего инструмента с помощью
радиоактивных изотопов. ЛА., Л1ашгиз, 1955.
67. НИБТН. Нормы износа, стойкости и расхода режущего инструмента. М., Машгиз,
1’961.
474
68. Клушин М. И. Резание металлов. М., Машгиз, 1958.
69. Д а н и е л я н А. М. и Бобрик П. И. Особенности тепловых явлений при реза
ним жаропрочных сплавов. «Станки и инструмент». 1961, № 12.
70. Нефедов Н. А. и Осипов К. А. Сборник задач и примеров по резанию метал-
лов и режущему инструменту. М., Машгиз, 1962.
71. Трудов П. П. и Добронов и ч К. В. Охлаждение токарных резцов высоко-
напорной струей «Станки и инструмент», 1952.
72. К л у ш и н М. И. Смазка и охлаждение распыленными жидкостями при резании
металлов. Сб. «Смазочно-охлаждающие жидкости при резании металлов». М., Машгиз, 1961.
73. Н е к р а с о в С. С. О рациональной геометрии передней грани твердосплавных рез-
цов. «Подшипник», 1953, № 8.
74. Ларин М. Н. Оптимальные геометрические параметры режущей части инструментов.
М., Оборонгиз, 1953.
75. Г р а н о в с к и й Г. И. Кинематика резания., М., Машгиз, 1948.
76. В а л е т о в В. В. Приборы для определения рационального режима резан «Вест-
ник машиностроения», 1956, № 3.
77. И но земцев Г. Г. Прочность резцов. М., Машгиз, 1948.
78. Ч е р н а в с к’и й Г. Н. Современные методы конструирования,
эксплуатации твердосплавных резцов. М., Машгиз, 1961.
79. ВНИИ. Высокопроизводительные конструкции резцов и их рациональная эксплуата-
ция. М., Машгиз, 1959.
80. С е м е н ч е п к о И. И. Энциклопедический справочник «Машиностроение», Т. 7.
М., Машгиз, 1948.
81. Алексеев Г. А., Аршинов В. А. и Смольников Е. А. Расчет и кон-
струирование режущего инструмента. М., Машгиз, 1950, 1951.
82. А к и м о в А. В. Прогрессивные конструкции резцов. Сб. «Высокопроизводительный
режущий инструмент. М., Машгиз, 1961.
83. Акимов А. В. Сборные резцы для станков средней мощности. ВНИИ. Сб. «Конструи-
рование режущего инструмента». М., Машгиз, 1956.
84. Дегтяренко Н. С. Высокопроизводительные режимы резания и конструкции
инструмента. «Станки и инструмент», 1955, № 1.
85. Р е з н и к о в Н. И. Скоростное резание металлов с большими подачами. М., Машгиз,
1957.
86. Нормали машиностроения. Резцы алмазные. М., Госстандартиздат, 1961.
87. Г р а н о в с к и й Г И. Фасонные резцы. М., Машгиз, 1947.
88. Синопа льни ков В. А. Твердосплавные фасонные резцы. Опыт изобретателей-
рационализаторов и новаторов производства. № 165/М. ЦБТИ Мосгорсовнархоза, 1961.
89. К а р п о в В. Я- Чистовое строгание деталей вместо шабрения и шлифования. «Вест-
ник машиностроения», 1954, № 2.
90. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашиностроительны
нормативы режимов резания и времени для технического нормирования работ на строгальны
и долбежных станках. М., Машгиз, 1959.
91. Те мч и н Г. И. Теория и расчет многоинструментных наладок. М., Машгиз, (963.
92. НКТМ СССР. Комиссия по резанию металлов. Режимы резания при работе резцами из
галолегированной быстрорежущей стали. М., Оборонгиз, 1941.
93. С е р е б р о в с к и й В. Б. Сборные резцы для крупных строгальных станков. «Ма-
шиностроитель», 1957, № 10.
94. НИБТН. Режимы скоростного точения металлов с большими подачами. М., Машгиз,
1954.
95. Ж и р о в В. И. Мой опыт скоростного сверления. Куйбышев, Обл. изд-во, 1951, 1952.
96. Б а р б а ш о в Ф. А. Исследование динамических зависимостей при сверлении.
ЭНИМС. Сб. «Динамика процесса металлов». М., Машгиз, 1963.
97. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашипостроительны
нормативы режимов резания и времени для технического нормирования работ на сверлильны
станках; крупносерийное и массовое производство. М., Машгиз, 1959.
98. НЙБТН. Нормативы по режимам резания сверлами из инструментальной стали. М.,
Машгиз, 1956.
99. М о ж а е в С. С. Аналитическая теория спиральных сверл. М., Машгиз, 1948.
100. НИБТН. Режимы скоростного резания металлов. Ч. II, Машгиз, 1951.
101. Ларин М. Н. Основы скоростного фрезерования. Сб. «Скоростная обработка метал-
лов резанием». М., Оборонгиз, 1951.
102. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашнпостроительные
нормативы режимов резания и времени для технического нормирования работ па фрезерных
станках (серийное производство; крупносерийное и массовое производство) М., Машгиз, 1959.
103. Р о з е н б е р г А. М-. Динамика фрезерования. «Советская наука», 1945.
104. Р о м а н о в К. Ф. и Голубев С. А. Влияние угла наклона винтовых зубьев на
стойкость цилиндрических фрез при обработке жаропрочных сплавов. «Станки и инструмент»,
1956, № 1.
105. Р о з н о Н. А. Винтовые инструменты из твердых сплавов. «Станки и инструмент»,
1957, №11.
106. Энциклопедический справочник «Машиностроение». Т. VII. М., Машгиз, 1948.
107. Зорев Н. Н. и Вирко Н. П. Стойкость и производительность торцовых фрез
при смещении заготовки относительно фрезы. Сб. ЦНИИТМАШ. Кн. 82., М., Машгиз, 1957.
108. Трудов П. П., В о л к о в С. И. и Харламов М. С. Влияние охлаждения
на стойкость торцовых фрез, оснащенных твердым сплавом при обработке стали и чугуна.
«Вестник технической информации МСС», 1951, № 11.
109. К о й р е В. Е. и Максимов И. Г. Высокопроизводительное чистовое фрезеро-
вание взамен ручной шабровки. «Вестник машиностроения», 1954, № 8.
475
ПО. В о л к о в С. И., Гр у до в П. П. иДобронович К. В. Прерывистое реза-
ние жаропрочных сплавов твердосплавным инструментом. ИТЭИН. АН СССР, 1956.
111. Э т и н А. О. Влияние условий врезания торцовой фрезы на ее стойкость. ЭНИМС.
Сб. «Динамика процесса резания металлов. М., Машгиз, 1953.
112. К Р и в о у х о в В. А. Работа и усилия при фрезеровании цилиндрическими фре-
ми. ЦБТИ МСС, 1949.
ИЗ. Панкин А. В. Обработка металлов резанием. М., Машгиз, 1961.
114. 3 о р е в Н. Н. Исследования в области резания металлов в ФРГ. М., Машгиз, 1960.
115. 3 о р е в Н. Н. и Бойцов В. В. Современные проблемы развития технологии
машиностроения в Англии. М., ГОСИНТИ, 1959.
116. Р о з н о Н. А. Винтовые инструменты из твердых сплавов. «Станки и инструмент»,
1957, № 11.
117. Центральное бюро промышленных нормативов. Общемашиностроительные нормативы
режимов резания и времени для технического нормирования работ на зуборезных станках.
М., Машгиз, 1959, 1962.
118. Г р у б и н А. Н., Лихциер М. Б. и Полоцкий М. С. Зуборезный инстру-
мент. Ч. II. М., Машгиз, 1946.
119. ВНИИ. Альбом нормалей режущего инструмента. Вып. IV. М., Машгиз, 1949.
120. Аронов 3. М. и Аникиенко А. Б. Пальцевые модульные фрезы. М.,
ЦИТЭИН, 1940.
121. К а р ц е в С. П. Инструкция по расчету червячных архимедовых фрез или червяч-
ных колес. М., Станкин, 1944.
122. Полоцкий М. С. Энциклопедический справочник «Машиностроение», т. 7. М.,
Машгиз, 1948.
123. Ще г о л е в А. В. Конструирование протяжек. М., Машгиз, 1952.
124. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашиностроительны
нормативы режимов резания и времени на протяжные работы М., Машгиз, 1959.
125. Ипполитов Г. М. Абразивные инструменты и их эксплуатация. М., Машгиз,
1959.
126. Наерман М. С. Опыт внедрения скоростного шлифования. — «Станки нстру-
мент», 1954, № 3.
127. НИИАлмаз. Правка шлифовальных кругов алмазными инструментами и заменителями
алмазов. М., Машгиз, 1960.
128. Центральное бюро промышленных нормативов по труду. Общемашиностроительные
нормативы режимов резания и времени для технического нормирования работ на шлифоваль-
ных станках (серийное производство: крупносерийное и массовое производство). М., Машгиз,
1959.
129. Клушин М. И., Тихонов В. М., Троицкая Д. Н. Охлаждение и смазка
распыленными жидкостями при резании металлов. Волго-Вятское книжное изд-во, 1966.
130. Ольбинский 3. М. Внутреннее шлифование с охлаждением через поры круга.
ЭНИМС. Сб. «Прогрессивная технология станкостроения». М., ЦБТИ, 1958.
131. ВНИИАШ. «Абразивы ЦБТИ», 1951, № 2.
132. К а р т а ш е в А. М. Скоростное шлифование металлов. Сб. «Новая техника и ско-
ростные методы работы в станкостроении». М., ЦБТИ, 1952.
133. НИИБТН. Режимы скоростного шлифования. М., Машгиз, 1955.
134. Борисов И. А. Применение смазочно-охлаждающих жидкостей при фрезерова-
нии. М., 1966.
135. Рудник С. С. Теория резания металлов. ОНТИ Украины, 1932.
136. Епифанов Г. И., Плетнева Н. А., Ребиндер П. А. О механизме дей-
ствия активных сред при резании металлов. ДАН, т. 97, № 2, 1954.
137. Костецкий Б. И. Стойкость режущих инструментов. М., Машгиз, 1949.
138. Грановский Г. И. О методике измерения и критериях износа режущих инстру-
ментов. «Вестник машиностроения», 1963, № 9.
139. Грановский Г. И. О методике исследования и назначения режимов резания на
автоматических линиях. «Вестник машиностроения, 1963, № 10.
140. Б а к у л ь В. Н. и Гинзбург Б. И. Эффективность промышленного применения
синтетических алмазов. Киев, 1965.
141. Аваков А. А. Неперетачиваемые резцы. Ростовиздат, 1965.
142. Акимов А. В. Новые конструкции режущего инструмента с механическим креп-
лением неперетачиваемых пластинок из твердого сплава. М., 1965.
143. Р о м а н о в К. Ф. Перспективы развития производства твердосплавного режущего
инструмента. М., 1965.
144. Юликов М. М. Типаж твердосплавного инструмента централизованного произ-
водства. М., 1965.
145. Дегтяренко Н. С. Заточка и доводка твердосплавного инструмента. М., 1965.
146. Гладилин А. Н., Малевский И. П. Справочник молодого инструменталь-
щика по режущему инструменту. М., изд-во «Высшая школа», 1965.
147. 3 о р е в Н. Н. Влияние природы износа режущего инструмента на зависимость его
стойкости от скорости резания. «Вестник машиностроения», 1965, № 2.
148. 3 о р е в Н. Н., Фетисова 3. М. Обработка резанием тугоплавких сплавов. М.,
изд-во «Машиностроение», 1966.
149. Миллер Э. Э. Техническое нормирование труда в машиностроении. М., изд-во
«Машиностроение», i960.
ОГЛАВЛЕНИЕ
От авторов. 3
Введение 5
Раздел I. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Г лава I. Инструментальные материалы и основные требования к ним
(В. А. Аршинов) 7
Раздел II. ОСНОВЫ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ РЕЗАНИЕМ
Глава & Геометрия токарных резцов (В. А. Аршинов) 17
§ 1. Основные положения 17
§-2. Углы резца.................................................... 20
§ 3. Типы токарных резцов . ... ....... . 24
Глава III. Элементы резания при токарной обработке (В. А. Аршинов) 27
§ 1. Скорость, подача и глубина резания . 28
§ 2. Ширина, толщина и площадь поперечного сечения среза 29
§ 3. Штучное и машинное время . . ....... . 32
Г лава IV. Физические основы процесса резания металлов (В. А. Аршинов) 36
§ 1. Процесс стружкообразования и типы стружек 37
§ 2. Работа, затрачиваемая на резание . 46
§ 3. Нарост при резании металлов ... 47
§ 4. Завивание стружки, усадка стружки и упрочнение 51
§ 5. Качество обработанной поверхности v .................... 60
§ 6. Влияние смазывающе-охлаждающих жидкостей (СОХ) на процесс
резания .... 66
§ 7. Вибрация при резании металлов. .............. 70
Глава V. Сопротивление резанию при точении (В. Л. Аршинов) , 73
§ 1. Силы, действующие на резец. 73
§ 2. Сила сопротивления резанию и ее разложение.......... 74
§ 3. Действие сил Pz, Ру и Рх на инструмент, заготовку и станок 75
§ 4. Мощность, затрачиваемая на резание ... . . . . 79
§ 5. Влияние различных факторов на силы Pz, Ру и Рх при точении 80
§ 6. Формулы для подсчета сил Pz, Ру и Рх при точении .... 90
Глава VI. Тепловыделение при резании металлов и износ резцов (В.Л. Арши-
нов) . ............. 91
§ 1. Источники образования тепла и его распределение 91
§ 2. Температурное поле стружки и резца. . . . .93
§ 3. Влияние различных факторов на температуру резания при точении 94
§ 4. Износ резцов . . . . 100
Глава VII. Скорость резания, допускаемая режущими свойствами резцов
(В. Л. Аршинов) .... .110
§ 1. Влияние различных факторов на скорость резания, допускаемую
резцом ... ............. 111
§ 2. Формулы для подсчета скорости резания . . . . . 125
§ 3. Работа с высокими'скоростями резания и подачами и основные усло-
вия ее осуществления . . . . .... 126
Глава VIII. Геометрические элементы режущей части резцов (В. Л. Арши-
нов) ... 131
§ 1. Оптимальные значения геометрических элементов резцов 131
§ 2. Влияние подачи на углы резца в процессе резания .............. 142
Глава IX. Назначение элементов режима резания при точении (В. А. Арши-
нов) . . 144
§ 1. Методика назначения элементов режима резания * 145
Глава X. Общие вопросы конструирования режущих инструментов
(Г. А. Алексеев) 150
477
§ 1. Рабочая часть . . .
§ 2. Соединительная часть
150
156
Раздел III. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ ТОКАРНЫХ РЕЗЦОВ
Глава XI. Конструкции токарных резцов общего назначения (В. А. Арши-
нов) . . . 158
§ 1. Расчет резца на прочность и жесткость. . 158
§ 2. Конструкции резцов с пластинками твердых сплавов 161
§ 3. Стружколоматели (стружкозавиватели) 175
§ 4. Минералокерамические резцы 179
§ 5. Алмазные резцы ............. . . 180
Глава XII. Фасонные резцы (Г. А. Алексеев) 184
§ 1. Общие сведения о фасонных резцах . . 184
§ 2. Способы определения профиля фасонных резцов 188
§ 3. Пример расчета точек профиля круглого фасонного резца 192
Раздел IV. СТРОГАНИЕ
Глава XIII. Обработка металлов строганием (В. А. Аршинов) 194
§ 1. Процесс строгания й режущий инструмент . 194
§ 2. Силы, действующие на резец, скорость резания и мощность при
строгании . . 201
§ 3. Назначение элементов режима резания 203
Раздел V. СВЕРЛЕНИЕ, ЗЕНКЕРОВАН И Е, РАЗВЕРТЫВАНИЕ /
Глава XIV. Резание металлов сверлами (В. А. Аршинов) 205
§ 1. Элементы режущей части сверла 205
§ 2. Элементы режима резания и среза при сверлении 212
§ 3. Процесс образования стружки при сверлении . 215
§ 4. Силы, действующие на сверло . . . 215
§ 5. Влияние различных факторов на величину осевой силы и момента
при сверлении . . 218
§ 6. Формулы для подсчета осевой силы и момента при сверлении 222
§ 7. Износ сверл.... ... . 223
§ 8. Влияние различных факторов на скорость резания при сверлении 224
§ 9. Формулы для подсчета скорости резания при сверлении 227
§ 10. Назначение элементов режима резания при сверлении 228
Глава XV. Расчет и конструирование сверл (Г. А. Алексеев) 230
§ 1. Основные элементы конструкции сверл 230
§ 2. Особенности конструкций отдельных типов сверл 234
§ 3. Заточка сверл ... .241
Глава XVI. Резание металлов зенкерами п развертками (В. А. Аршинов) 243
§ 1. Основные элементы режущей части зенкера и развертки 244
§ 2. Элементы режима резания и среза 245
§ 3. Осевая сила и момент ............................................................................................................. 247
§ 4. Износ и стойкость зенкеров и разверток . . 248
§ 5. Скорость резания при зенкеровании и развертывании , . 250
§ 6. Назначение элементов режима резания при зенкеровании и раз-
вертывании . ..... 251
Глава XVII. Расчет и конструирование зенкеров и разверток (Г А. Алексеев) 252 ..
§ 1. Основные элементы конструкций зенкеров и разверток 252
§ 2. Особенности конструкций отдельных типов зенкеров и разверток 258
§ 3. Заточка зенкеров и разверток 266
Раздел VI. ФРЕЗЕРОВАНИЕ
Глава XVIII. Процесс резания при фрезеровании (В. А. Аршинов) 269
§ 1, Элементы режущей части фрезы 271
478
§ 2. Особенности процесса фрезерования и элементы режима резания
при цилиндрическом фрезеровании 273
§ 3. Равномерность фрезерования 279
§ 4. Фрезерование против подачи и по подаче 281
§ 5. Силы, действующие на фрезу . 283
§ 6. Износ и стойкость цилиндрических фрез 285
§ 7. Скорость резания при фрезеровании 286
§ 8. Торцовое фрезерование . . 288
§ 9. Силы и мощность при торцовом фрезеровании 291
§ 10. Износ и стойкость торцовых фрез . 292
§ 11. Скорость резания, допускаемая торцовыми фрезами 293
§ 12. Назначение элементов режима резания при фрезеровании 295
Г лава XIX. Расчет и конструирование фрез (Г А. Алексеев) 297
{§ 1. Фрезы с остроконечными зубьями . 297
§ 2. Цилиндрические фрезы с остроконечными зубьями 299
§ 3. Торцовые фрезы с остроконечными зубьями 304
§ 4. Дисковые фрезы с остроконечными зубьями 309
§ 5. Пилы,............... . 312
§ 6. Концевые фрезы с остроконечными зубьями 314
§ 7 Фасонные фрезы с остроконечными зубьями 315
§ 8. Фрезы с затылованными зубьями 317
§ 9. Заточка фрез . 323
Раздел VII. ЗУБОНАРЕЗАНИЕ
Глава XX. Процесс зубонарезания (Г. А. Алексеев) 325
§ 1. Основные положения . . . 325
§ 2. Элементы режима резания при зубонарезании . . . 329
§ 3. Износ, стойкость и скорость резания зуборезного инструмента 332
Глава XXI. Конструирование зуборезного инструмента, работающего методом
копирования (Г Л.. Алексеев) 333
§ 1. Дисковые модульные фрезы 333
§ 2. Пальцевые модульные фрезы 338
§ 3. Зубодолбежные головки... . 340
Г лава XXII. Расчет и конструирование зуборезного инструмента, работаю-
щего по методу обката (Г А. Алексеев) 341
§ 1. Червячные зуборезные фрезы . . 341
§ 2. Червячные фрезы для обработки колес с зацеплением Новикова 350
§ 3. Червячные фрезы для червячных колес . 352
§ 4. Червячные фрезы для конических колес со спиральным зубом 358
§ 5. Заточка червячных зуборезных фрез 359
§ 6. Долбяки . 360
§ 7. Резцы и резцовые головки для нарезания конических колес 367
§ 8. Шеверы . 368
Раздел VIII. РЕЗЬБОНАРЕЗАНИЕ
Глава XXIII. Процесс резьбонарезания и конструкции резьбонарезного ин-
струмента (Г А. Алексеев). 371
§ 1. Общие сведения .... 371
§ 2. Резьбовые резцы и гребенки 373
§ 3. Нарезание резьбы метчиками. . 378
§4. Особенности конструкций различных метчиков. 384
'§ 5. Элементы режима резьбонарезания метчиками 388
§ 6. Плашки .... 391
§ 7. Резьбонарезные головки 398
§ 8. Резьбовые фрезы. . . . . 402
§ 9. Элементы режима резания и мощность при фрезеровании резьбы 404
479
Раздел IX. ПРОТЯГИВАНИЕ
Глава XXIV. Процесс резания при протягивании (Г А. Алексеев). 406
§ 1. Геометрические элементы зуба протяжки 409
§ 2. Элементы режима резания при протягивании 410
§ 3. Процесс стружкообразования и силы резания при протягивании 411
§ 4. Износ, стойкость протяжек и скорость резания . . 413
Глава XXV. Расчет и конструирование протяжек (Г. А. Алексеев) 414
§ 1. Протяжки для внутреннего протягивания 414
§ 2. Протяжки для наружного протягивания 423
Раздел X. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ВИДЫ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Г лава XXVI. Комбинированный инструмент (Г. А. Алексеев)........ 425
§ 1. Комбинированные инструменты, состоящие из инструментов
одного и того Же вида . . .... . 425
§ 2. Комбинированные инструменты, состоящие из инструментов
разных видов............ .... . . 427
§ 3. Особенности конструирования комбинированного инструмента 430
Глава XXVII. Инструменты для автоматизированного производства
(Г А. Алексеев). . . . 432
Глава XXVIII. Методы повышения стойкости и общего срока службы
инструментов (Г. А. Алексеев) 437
Раздел XI. ШЛИФОВАНИЕ
Глава
§
§
§
§
§
§
§
§
§
§
§
§
XXIX. Процесс шлифования и абразивный инструмент (В. А. Ар-
шинов) .
Специфика процесса шлифования
Характеристика абразивного инструмента
Форма абразивного инструмента
Закрепление абразивного инструмента
Износ и правка абразивного инструмента
Наружное круглое шлифование в центрах
Бесцентровое наружное круглое шлифование
Внутреннее круглое шлифование
9. Плоское шлифование . ...
10. Высокопроизводительное (скоростное) шлифование
11. Выбор шлифовальных кругов . .
12. Назначение элементов режима резания при шлифовании
Литература
1.
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
441
441
443
448
452
455
459
464
465
466^
467
470
470
473
Василий Андреевич Аршинов, Георгий Александрович Алексеев
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ И РЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ
Редактор издательства И. И. Лесниченко Переплет художника Ю. И. Соколова
Технический редактор И. В. Завгородняя Корректор А. М. Усачева
Сдано в производство 9/1 1968 г. Подписана к печати 3/IV 1968 г. Т-04993. Тираж 100 000 экз.
Печ. л. 30. Бум. л. 15. Уч.-изд. л. 33,0. Формат 60X90V16. Цена 1 р. 27 к. Зак. № 1412
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-66, 1-й Басманный пер., 3
Ордена Трудового Красного Знамени Ленинградская типография № 1 «Печатный Двор»
им. А. М. Горького Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР,
г. Ленинград, Гатчинская ул,, 26.