Технология обработки деталей с глубокими и узкими пазами - Миркин М.С.

Author: Миркин М.С.

Tags: машиностроение машиностроительное производство

Year: 1963

Similar

Технология обработки типовых деталей

Технология обработки типовых деталей и сборки машин

Технология обработки оптических деталей

Технология машиностроения

Text

। Л1-С-Л1 up ii ин ।
ораооткк деталей
11 IJ/MUIUIU
паз ал н

М. С. МИРКИН
<
ТЕХНОЛОГИЯ
ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
С ГЛУБОКИМИ И УЗКИМИ
ПАЗАМИ
МАШГИЗ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВ©
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
МОСКВА 1963 ЛЕНИНГРАД
Книга содержит материалы, представляющие собой
обобщение опыта работы ряда заводов, и результаты иссле-
дований, проведенных автором. В ней даны описание техно до
гического процесса изготовления пазовых деталей, анализ кон-
струкций пазофрезерных станков, рекомендации по выбору
конструктивных и геометрических параметров фрез и режимов
резания. Рассматривается вопрос точности обработки пазовых
деталей, а также способы повышения точности и производи-
тельности процесса фрезерования пазов.
Книга предназначена для технологов и конструкторов ма-
шиностроительных заводов; oina может быть .использована
в качестве учебного пособия для студентов вузов соответ-
ствующих специальностей.
Рецензент канд. техн, наук Г. М. Пазин
Редактор доцент Д. Б. Ваксер
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ МАШГИЗА
Редакция литературы по технологии машиностроения
Заведующий редакцией инж. Е. П. Наумов
ПРЕДИСЛОВИЕ
В различных отраслях точного машиностроения и приборострое-
ния встречается много деталей с большим числом пазов значитель-
ной глубины и длины, к которым предъявляются весьма высокие
требования в отношении точности элементов пазов и их располо-
жения.
Для получения устойчивого технологического процесса фрезе-
рования глубоких и узких пазов, отвечающего требованиям точ-
ности и производительности, необходимо решить комплекс вопро-
сов, связанных с созданием условий обработки, соответствующих
точному производству.
Фрезерование пазов может быть осуществлено как на универ-
сальном оборудовании, так и на специальных станках. Однако уни-
версальные станки в большинстве случаев не обеспечивают требо-
ваний точности и производительности обработки и в настоящее
время широкое распространение получили пазофрезерные полуав-
томаты. По нормам точности и эксплуатационным свойствам эти
станки соответствуют прецизионному оборудованию.
К основным факторам, влияющим на процесс фрезерования па-
зов, относятся конструкция фрез, геометрия режущих кромок и ка-
чество их изготовления. Важным является также выбор оптималь-
ных режимов резания, обеспечивающих длительный период работы
фрезы весьма тонкого сечения без опасения ее поломки или увода.
Между процессом резания и точностью обработки существует
тесная взаимосвязь. Так, например, увод фрезы в связи с ее за-
туплением в процессе фрезерования приводит к отклонению от
прямолинейности оси паза, частая смена фрез снижает точность
шага между пазами.
При анализе точности обработки важно не только определить
суммарную погрешность, но и найти ее величину и выяснить ха-
рактер отдельных составляющих, а также наметить способы их
устранения.
3
Ввиду то-го, что вопросы фрезерования глубоких и узких пазов,
недостаточно отражены в технической литературе, целью настоя-
щей книги является восполнить в известной мере этот пробел и
дать инженерные методы их решения для конкретных условий.
Фрезерование глубоких и узких пазов наиболее актуально для
заводов трикотажного машиностроения, где точность и производи-
тельность процесса лимитируют серийный выпуск трикотажных ма-
шин. В связи с этим материалы книги изложены применительно к
пазовым деталям трикотажных машин.
ГЛАВА I
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ПРОЦЕСС ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
1. КЛАССИФИКАЦИЯ ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
По своей конфигурации /пазовые детали делятся на две основ-
ные группы: плоские детали и круглые детали.
Плоские детали представляют собой листы, планки, брусья,
в которых фрезеруется большое число сквозных или глухих узких
пазов.
Круглые детали представляют собой цилиндры, диски и кольца,
у которых пазы располагаются .на образующей и на торцах.
Фиг. 1 Конфигурация тазов.
По своему профилю пазы могут быть прямоугольными
(фиг. 1,а), трапецеидальными с прямоугольным участком
(фиг. 1,6), уголовыми с прямоугольным участком (фиг. 1,в), тра-
пецеидальными (фиг. 1,г) и угловыми (фиг. 1,6).
Пазовые детали характеризуются наличием большого числа
глубоких и узких пазов с тонкими перемычками .между ними.
Типовыми деталями являются игольницы плоских и круглых
трикотажных машин. Пазы в игольницах предназначены для раз-
мещения платин или трикотажных игл, совершающих возвратно-
поступательное движение в процессе петлеобразования.
Пазовые детали представляют собой планки, цилиндры, кольца
и диски, на образующей или на торцах которых фрезеруются до 1200
назов шириной 6 = 0,2—0,8 мм, глубиной t=4—12 мм, длиной до
130 мм с шагом между пазами S = 0,6—1,2 мм.
5
Пазовые детали должны отличаться большой точностью. До-
пускаемые отклонения на глубину и ширину пазов установлены
в 0,02 мм, а накопленная погрешность шага между пазами не
должна превышать 0,05 мм.
Пазовые детали изготовляются из различных материалов: ста-
ли, чугуна, латуни и алюминиевомарганцевых сплавов.
Указанные особенности вызывают ряд технологических трудно-
стей: понижается стойкость инструмента при фрезеровании пазов,
происходит частая его поломка и уменьшается производительность
обработки.
2. ЗАГОТОВКИ ДЛЯ ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
Наибольшее распространение получили плоские пазовые де-
тали, изготовляемые из стали и латуни.
В качестве материала для стальных деталей целесообразно
применять сталь 45 или сталь 50 с последующей термообработкой
с целью улучшения обрабатываемости при фрезеровании пазов.
Более вязкую сталь не рекомендуется применять вследствие
того, что при фрезеровании пазов происходит заклинивание струж-
ки, что приводит к поломке фрез.
Наилучшей обрабатываемостью при фрезеровании пазов обла-
дают заготовки из латуни ЛС-59/1.
Заготовки обычно получают из листового материала путем раз-
резания на полосы и строгания соответствующих поверхностей.
После снятия значительного слоя металла происходит перераспре-
деление внутренних напряжений в металле, и заготовки деформи-
руются. Для получения прямолинейных поверхностей заготовки
рихтуются, а -базирующие плоскости шабруются. Однако рихтовкой
и последующим шабрением не всегда удается обеспечить прямоли-
нейность поверхностей заготовок. Через некоторое время заготовки
вновь оказываются искривленными и после фрезерования пазов
величина деформации увеличивается. Поэтому после строгания
профиля заготовки следует подвергать старению для снятия внут-
ренних напряжений.
Опыт показал, что при искусственном старении посредством 1
отжига ухудшается обрабатываемость из-за увеличения вязкости
металла, поэтому в условиях серийного производства необходимо (
организовать естественное старение заготовок в течение несколь- I
ких месяцев.
На обрабатываемость при фрезеровании пазов значительно ।
влияют структура и свойства металла. Неравномерная структура, '
неодинаковая плотность, а также вязкость металла резко ухудшают
обрабатываемость, приводят к уводу и поломке фрез.
В настоящее время на ряде заводов точного машиностроения
Советского Союза широкое распространение получили методы хо-
лодной обработки давлением точных деталей различной конфигу-
рации. ;
6
При холодной обработке металлов давлением заготовке при-
даются требуемые формы и размеры за счет перераспределения ее
элементарных объемов. При этом исходный объем заготовки
остается постоянным. Под действием пластической деформации
изменяются не только форма заготовки, но также структура и
свойства поверхностного слоя металла: происходит измельчение зе-
рен и изменение их формы — вытягивание в направлении наиболь-
шей деформации. Например, при прокатке, волочении и некоторых
других процессах структура металла приобретает волокнистый ха-
рактер. Все это приводит к увеличению плотности металла, умень-
шению его вязкости и улучшению обрабатываемости при фрезеро-
вании пазов.
Обработка профильных поверхностей плоских деталей обычно
производится волочением на волочильных станках, а также на го-
ризонтальнопротяжных и других станках, у которых главное дви-
жение — поступательное. В качестве инструмента применяются
свободно вращающиеся ролики, имеющие гладкую и профилирую-
щую части. Наличие трения качения между роликами и заготов-
кой создает условия пластической деформации металла, позволяет
снизить потребное тяговое усилие, уменьшает износ рабочих по-
верхностей роликов и способствует созданию качественного по-
верхностного слоя обрабатываемого металла.
Число переходов для получения заданного профиля заготовки
при волочении определяется степенью деформации или величиной
допустимого относительного обжатия за один проход.
Точность обработки волочением соответствует 3—5 классам и
в отдельных случаях может быть повышена до 2-го класса, а чи-
стота поверхности характеризуется 8—9 классами.
Обработка давлением является наиболее прогрессивным мето-
Д0хМ получения заготовок, обеспечивающим повышение точности и
качества поверхности заготовок пазовых деталей.
В общем случае выбор материала заготовок для круглых па-
зовых деталей определяется теми же соображениями, что и для
плоских деталей.
Из несколько иных условий исходят при .выборе материала для
стальных игольных цилиндров и дисков круглотрикотажных ма-
шин. В этих деталях пазы предназначены ^либо для непосред-
ственного перемещения игл, либо для запрессовки в них пла-
стинок (штег), образующих каналы, по которым перемещаются
иглы.
В первом случае детали с относительно толстой перемычкой
между пазами изготовляются из стали 45 или 50, либо из малоугле-
родистой стали с последующей цементацией и термически обрабо-
танной с целью повышения износостойкости. При наличии тонких
перемычек между пазами целесообразно' в качестве материала
применять нитросплавы -с последующим азотированием. Этим до-
стигается минимальная деформация детали в процессе термооб-
работки.
7
Если в профрезерованные пазы запрессовываются каленые пла-
стины, требования к материалу не отличаются от рассмотренных
выше для плоских деталей.
Заготовку для цилиндров получают методом раскатки с рас-
положением волокон по окружности цилиндра таким образом,
чтобы они в процессе фрезерования лазов перерезались с целью
избежания увода фрезы при обработке пазов.
Заготовку подвергают термической обработке — отжигу или
нормализации.
3. МЕХАНИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
Рассмотрим в качестве примера технологический процесс обра-
ботки цилиндра (фиг. 2, а) в сборе с платинным кольцом (фиг. 2,6)
кругловязальной машины, применяемый на ленинградском заводе
«Вулкан». Эти детали являются основными в механизме петлеоб-
разования трикотажных машин. На равном расстоянии по окруж-
ности цилиндра фрезеруются 1224 паза, в которых запрессо-
вываются каленые пластинки, называемые штегами (фиг. 2, в).
Каждая пара штег образует вертикальный канал, по которому
перемещаются иглы. Возвратно-поступательное движение игл осу-
ществляется при помощи системы клиновидных кулачков, распола-
гаемых вокруг вращающегося цилиндра.
Такое же количество пазов фрезеруется на торце диска, назы-
ваемом венцом платин. В пазах венца перемещаются платины, так-
же совершающие возвратно-поступательное движение, строго увя-
занное с движением игл.
Учитывая приведенные обстоятельства, ,к точности изготовле-
ния пазовых деталей предъявляются высокие требования. Допу-
скаемое отклонение глубины пазов не более 0,03 мм, ширины пазов
не более 0,02 мм, соседних шагов -не более 0,03 мм, а накопленное
отклонение шага не более 0,05 мм.
Для обеспечения требуемой точности изготовления пазовых де-
талей операции, предшествующие фрезерованию пазов, должны
(Уыть разделены на черновые и чистовые.
В табл. 1 приведен маршрутный технологический процесс обра-
ботки цилиндра кругловязальной .машины МС-5 по основным опе-
рациям.
На 1 и 2-й черновых операциях производится обработка по-
верхностного слоя металла для снятия внутренних напряжений,
возникших в процессе получения заготовки.
При обработке плоских деталей на черновых операциях стро-
ганием или фрезерованием образуют контур Детали и оставляют •
припуск на чистовую обработку 1—2 мм.
У цилиндров и дисков на черновых операциях производятся
подрезание торцов и токарная‘обработка.внутренних и наружных ’
поверхностей с оставлением соответствующих припусков на чи-
стовую обработку сопрягаемых поверхностей. i
8

Таблица 1
Маршрутно-технологический процесс обработки цилиндра
кругловязальной машины
Токарная
4 Токарная
10
Продолжение табл. 1
№ опера- ции Наименование операции Эскиз
5 Сверлильная 12 on rf ib $3,3 -А
**
6 Слесарная М4 —3^"] 1-^ Я "45отв 03, 3 |/
7 Слесарная 1 %VA 1
8 Слесарно-сборочная
1 «.±= в <ец платин ЗМС5-4- 'илиндр МС5-6
9 Шлифовальная >z J V7 IS.
-и LU
11
Продолжение табл*. 1
с
° S
Наименование операции
Эскиз
12
После черновых операций производится термоулучШение
с целью получения структуры металла, обеспечивающей хорошую
обрабатываемость при фрезеровании пазов.
Проведенные .исследования показали, что при изготовлении де-
талей из стали обрабатываемость на операции фрезерования па-
зов зависит, главным образом, от микроструктуры металла. Твер-
дость, применяемая обычно для оценки обрабатываемости, .в этом
случае не является единственным показателем. Установлено, что
наилучшая обрабатываемость имеет место при сорбитной струк-
туре без феррита и твердости HRB 92—96.
Для контроля твердости необходимо оставлять технологиче-
ский припуск для вырезки образца 20x26X15 мм.
Чистовые операции 3—7 должны обеспечить окончательную об-
работку поверхностей в соответствии с заданными требованиями
к их точности. Особое внимание должно быть уделено базовым по-
верхностям. Если конструкторские базы не совпадают с техноло-
гическими, необходимо произвести пересчет соответствующих до-
пусков.
На 8-й операции происходит сборка цилиндра с венцом (коль-
цом) платин для совместного фрезерования пазов в обоих ци-
линдрах. Сборка производится посредством 12 винтов и 2 штиф-
тов. При сборке обеспечивается прилегание торца венца платин
к торцу цилиндра; допускаемый зазор, проверяемый щупом, дол-
жен быть не более 0,03 мм. Зазор между скосом венца и цилиндра
(под углом 30°) должен находиться в пределах 0,4—0,55 мм. На 9-й
операции производится шлифование наружного диаметра цилинд-
ра и венца для размещения платин. Операция 10 производится на
специальных пазофрезерных станках. Конструкция станков, ре-
жущий инструмент, методы фрезерования и режимы резания под-
робно рассматриваются ниже.
Конструкция собранного узла цилиндра и венца платин
(фиг. 2, в) такова, что не представляется возможным при одной
установке фрезеровать пазы одновременно в обеих деталях. По-
этому перед установкой цилиндра для фрезерования пазов венец
платин снимается с цилиндра.
При установке деталь выверяется таким образом, чтобы ра-
диальное биение цилиндра относительно посадочной поверхности
не превышало 0,03 мм\ при этом допустимое торцовое и ра-
диальное биение посадочных мест приспособления не более
0,015 мм.
Делительный механизм станка устанавливается в исходное по-
ложение и осуществляется фрезерование паза шириной О,6+0,02 мм
на глубину З"*-0’03 мм. После фрезерования паз очищают от струж-
ки, снимают заусенцы и запрессовывают предварительно подоб-
ранную штегу до уровня верхнего скоса паза. Штеги предвари-
тельно рассортировывают на группы через 0,01 мм в пределах
от 0,57 до 0,60 мм, и набор штег для запрессовки производится по
фактической ширине паза. После фрезерования первого паза на
13
торце -цилиндра (наносится риска дли-ной 12 мм. Переходы повто-
ряются 1223 раза.
На том же станке производится фрезерование пазов на венце
платин -в сборе с цилиндром (11-я операция). При этом допу-
скаемое радиальное .и торцовое -биение венца -не должно превы-
шать 0,03 мм. Новую фрезу шириной 0,27 мм устанавливают таким
образом, чтобы ось ее совпала с осью прорезанного паза цилиндра.
Делительный механизм станка устанавливают в исходное поло-
жение и рабочий стол станка совмещают с осью фрезы. Допусти-
мое смещение паза относительно оси детали должно быть не
более ±0,02 мм. После этого начинается процесс фрезерования па-
зов шириной 0,27^q^ мм, при этом наносится риска, соответствую-
щая положению первого паза.
В отдельных случаях требуется закалка детали с профрезеро-
ванными пазами.
На некоторых заводах закалка плоских деталей осуществляется
с помощью газовой горелки, перемещаемой посредством ходового
винта вдоль детали, опущенной в ванну с водой.
Термическая обработка цилиндров и дисков диаметром до
100 мм может быть произведена следующим образом.
В профрезерованные пазы закладывают пластинки или круглые
вкладыши, затем цилиндр обвязывают проволокой, чтобы пред-
отвратить выпадение закладок из пазов. Пластинки уменьшают
деформацию лазов в процессе закалки.
Цилиндр с вкладышами устанавливают в неподвижный ящик
и для удобства обращения с нагретой деталью помещают его на
сетчатый диск, имеющий в центре стержень с крючком. Ящик из-
готовляется из листовой стали толщиной 3 мм. После установки
цилиндра ящик закрывают крышкой и ставят в печь, где он нагре-
вается до температуры 840—860°. Затем цилиндр при помощи
стержня вынимают из ящика и производят закалку в масле до
твердости HRC 54—56.
Перед отпуском проверяют твердость, и цилиндры рассортиро-
вывают на группы. Колебания твердости в каждой группе цилинд-
ров не должно превышать 2 единиц. Для каждой группы твер-
дости установлена своя температура отпуска. Например, для полу-
чения твердости HRC 52—54 отпуск производится при температуре
470°, а для HRC 58—60 температура отпуска должна быть
510—520°.
При отпуске температуру в .печи повышают ступенями последо-
вательно, обеспечивая нужную величину для каждой группы
твердости.
Очистка деталей после термообработки производится вручную.
Использование пескоструйного аппарата для очистки не допу-
скается.
При таком методе термообработки деформация цилиндра не
превышает 0,1—0,2 мм.
14
Аналогичным образом производят термообработку дисков не-
большого диаметра.
Хорошие результаты получены при закалке пазов токами вы-
сокой частоты; деформация пазов при этом не .превышает 0,1 мм.
В том случае, когда в пазы запрессовываются штеги, произво-
дят шлифование наружного диаметра цилиндра или поверхности
дисков (12-я операция) и после сборки (13-я операция) —шлифо-
вание платинного венца (14-я операция).
Этим заканчивается процесс обработки детали. После этого
она направляется на сборку.
4. МЕТОДЫ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ
Для обеспечения требований точности элементов пазов и до-
стижения высокой .производительности в практике фрезерования
пазов применяют специальные методы и приемы. Некоторые из
них рассматриваются ниже.
Попутное фрезерование
Наличие округленной режущей кромки на зубе фрезы приводит
к образованию отрицательного переднего угла; при этом возникают
значительные деформации в контактном слое металла, что вызы-
вает ускоренный износ и поломку отдельных зубьев фрезы.
Учитывая указанные обстоятельства, на операции фрезерова-
ния глубоких и узких пазов необходимо применять попутное фрезе-
рование, предусмотрев в конструкции станка механизм для вы-
борки зазоров между винтом и гайкой.
Фрезерование набором фрез
При фрезеровании относительно широких и не очень глубоких
пазов в плоских деталях можно использовать набор из нескольких
фрез, мало отличающихся друг от друга по своим конструктивным
и геометрическим4 параметрам.
При фрезеровании глубоких и узких пазов целесообразно ис-
пользовать метод деления глубины резания. Схема настройки та-
кого набора показана на фиг. 3. Набор состоит из четырех фрез,
расстояние между которыми равно удвоенному шагу между па-
зами (А, Б, В). Диаметры фрез различаются между собой на
2/
величину — , где t — глубина резания, п — число фрез в на-
боре.
По ширине (Ь) фрезы также несколько различаются между со-
бой и подбираются таким образом, чтобы последняя, наиболее ши-
рокая фреза образовала необходимую ширину паза с учетом осе-
вого биения, а также компенсировала погрешность шага между
15
фрезами в наборе. Для этого необходимо, чтобы ширина послед-
ней фрезы в наборе была равна
Ьп Ьп-1 + SC + 8£,
где Ьп — ширина последней фрезы;
Ьп-\ —ширина предшествующей фрезы набора;
8С— допуск на размер;
IE— допустимое осевое
в
Фиг. 3- Схема фрезерования набором
фрез.
биение фрезы.
При фрезеровании набором
фрез увеличивается их стой-
кость и, кроме того, повышает-
ся производительность обра-
ботки в связи с. увеличением
подачи на зуб, так как каждая
фреза работает с малой глуби-
ной резания. Вместе с тем,
когда шаг между фрезами ра-
вен удвоенному шагу между
пазами и фрезерование произ-
водится через паз, процесс ре-
зания происходит в более ста-
бильных условиях, так как в
этом случае перемычки между
пазами имеют одинаковые се-
чения.
Недостатком указанного ме-
тода является необходимость
тщательного подбора фрез по
всем параметрам, в противном
случае преждевременный выход из строя одной фрезы потребует
сложной перестройки набора.
При работе фрезами шириной 6<0,5 мм, когда возможны ча-
стые их .поло-мки, применение набора фрез нецелесообразно.
Последовательная обработка пазов фрезами
с возрастающим диаметром и шириной
Указанный метод применяется на Московском заводе шлифо-
вальных станков при фрезеровании пазов длиной 1200 мм, шири-
ной 2,85 мм, глубиной 142 мм.
Паз фрезеруют последовательно пятью фрезами, имеющими
различные диаметры и ширину ' (фиг. 4).
Фрезой 7 прорезается паз на глубину 22 мм и оставляется при*
пуск для фрезы 2, равной 0,12 мм; следующими фрезами 2, 3 и 4
паз углубляется соответственно. Каждой из этих фрез достигается
глубина фрезерования 40 мм, припуск по ширине составляет
0Д2 мм
16
Фрезой 5 зачищаются боковые стороны паза и тем самым
устраняется непрямолинейность, образованная при работе преды-
дущими фрезами.
Параметры применяемых фрез приведены в табл. 2.
Фрезы 1—4 изготовляются со
стружкоразделительной фаской. Для
этого у зубьев этих фрез попеременно
с левой и правой стороны снижается
фаска 0,8X45°.
Фреза 5 боковых фасок не имеет,
так как ею снимается небольшая
Фиг. 4. Схема последователь-
ной обработки пазов фрезами
с возрастающим диаметром и
шириной.
Таблица 2
Параметры фрез, применяемых
при последовательном фрезеровании
пазов
№ фрез Диаметр в мм Ширина в мм 1 Число | зубьев
1 140 2,38_ оо5 40
2 220 2.5О_о>О5 60
3 300 2’62 - 0,05 70
4 380 2’74_о,о5 80
5 380 2,85_ ооз 80
^стружка только по стенкам паза. Припуск по ширине, оставляемый
для этой фрезы, равен 0,11 мм.
К фрезам предъявляются повышенные требования точности
в отношении торцового биения, которое не должно превышать
0,01 мм.
Использование указанного метода обработки позволяет вы-
держать отклонение по ширине паза не более 0,05 мм и по прямо-
линейности паза на всей длине не более 0,1 мм.
М. С. МиЬкНй
ГЛАВА II
ПАЗОФРЕЗЕРНЫЕ СТАНКИ
1. ПАЗОФРЕЗЕРНЫЙ ПОЛУАВТОМАТ МОДЕЛИ SLFj
ДЛЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ В ПЛОСКИХ ДЕТАЛЯХ
£
Станок предназначен для фрезерования пазов шириной 0,1-^
2 мм, длиной до 250 мм с шагам между пазами 0,4 мм и выше. <
Общий вид станка приведен на фиг. 5. К основным узлам станкау
относятся следующие.
Станина- На направляющих станины 1 коробчатой формы пе-
ремещается .рабочий стол с установленной деталью и ползун со
шпиндельной головкой.
Рабочий стол. В направляющих станины перемещается ра-
бочий стол 2. На столе имеются пазы для закрепления детали или
приспособления. Наибольшая длина перемещения стола 1070 мм.
Ползун. Рабочая подача фрезы и ускоренная подача в обрат-
hoim направлении осуществляется ползуном 4. Ползун переме-
щается в направлении, перпендикулярном направлению' переме-
щения стола. Максимальный ход ползуна 250 мм.
Шпиндельная головка. В направляющих, расположенных на
торце ползуна, перемещается шпиндельная головка 3. Перемеще
ние шпиндельной головки при настройке -станка на глубину фрезе,
рования осуществляется вручную маховичком, закрепленным на
ходовом винте. Наименьшее расстояние от оси фрезы до плоскости
стола — 56 мм, наибольшее — 233 мм.
Механизм деления. Этот механизм установлен в нижней части
станины с левой стороны -станка, там же расположены органы
управления автоматическим циклом. На станке осуществляется ав-
томатический цикл подачи фрезы и перемещение стола на величину
шага между пазами в такой последовательности: обратное уско-
ренное перемещение ползуна совместно со шпиндельной головкой
до тех пор, пока фреза не выйдет из профрезерованного паза; пере-
мещение стола на заданный шаг, причем механизм деления вклю-
чается сразу после выхода фрезы из обрабатываемого материала;
рабочая подача, осуществляемая движением ползуна вперед в на-
правлении на рабочего. После этого цикл повторяется.
18
По окончании обработки детали станок выключается вручную.
Главное движение. Из кинематической схемы -станка (фиг. 6)
видно, что вращение фрезы осуществляется от отдельного электро-
двигателя мощностью 0,55 кет с числом оборотов 1400 об!мин че-
рез редуктор с цилиндрическими зубчатыми колесами 15, 18, 16,
19, клиноременную передачу и зубчатые колеса 20 и 21. Используя
ступенчатые шкивы 17 и 22, можно получить три ступени чисел
оборотов: =400 об/мин-, п2 = 600 об/мин-, = об/мин.
Фиг. 5. Общий вид станка модели SLFj для фрезерования пазов в плос-
ких деталях.
При фрезеровании весьма глубоких и узких лазов целесооб-
разно передать вращение фрезе непосредственно от ступенчатых
шкивов, при этом следует удалить зубчатые колеса 20 и 21. Вра-
щение в этом случае передается при помощи легкого ремешка, и
при повышении нагрузки на фрезе шпиндель с фрезой останавли-
вается ввиду проскальзывания ремня, чем предотвращается по-
ломка фрезы.
Механизм подачи. Рабочая подача фрезы осуществляется от
отдельного электродвигателя через ременную передачу со шки-
вами 1 и 2 далее через червячную пару 4 и 3, гитару лодач а, Ь,
с, d и червячную пару 8 и 9; при этом червячная шестерня 9, сво-
бодно сидящая на валу, сцеплена с муфтой 7 при помощи скользя-
щей шпонки. Далее вращение передается шестерням 10, 11 и 12,
ходовому винту 14 и гайке 13.
2*
19
te
Фиг. 6. Кинематическая схема станка SLFi
Р>1ППуП111ПТТ
Расчетная формула для рабочей подачи имеет следующий вид:
*min = п.9 • ip_ п • 1г. „ • 1П'Р • в мм! мин, (1)
где /гэ = 1400 об!мин— число оборотов электродвигателя;
1р.п — передаточное отношение ременной передачи с учетом
коэффициента проскальзывания у:
^ = ^7--етг'0-98“0-673;
1г.п— передаточное отношение сменных колес гитары подач;
in.p—передаточное отношение постоянно работающих звеньев
при рабочей подаче:
/ = _ 10 3 48 50 __ппк.
z, ‘ * г12 “ 40 ’ 50 ’ 50 ’ 48 ~
G. в= 5 мм — шаг ходового винта механизма подачи.
Подставив соответствующее значение, получим:
*$mm === ^0,7/г> п
ИЛИ
• __ Smin _ /п\
г‘п~ 70,7 ’
Для ускоренной обратной подачи при выходе инструмента из
профрезерованного паза муфта 7 сцепляется с винтовой шестер-
ней 5, свободно сидящей на валу, и от червячной пары 4 и 3 вра-
щение передается зубчатым колесам, 6, 5, 10, 11 и 12 винту 14 и
гайке 13.
Расчетная формула для обратной ускоренной подачи:
syCK = «9• ip.n• iy.«• 4.« мм! мин, (3)
где iytfl—передаточное отношение для ускоренной подачи:
__ ^4 £е ^10 £ц _ Ю 27 48 50 м 1ЛД«
z3 ' z3 ' zu ’ z12 “ 40 ‘ 65 ’ 50 * 48
sycK = 1400-0,673-0,104-5 — 490 мм)мин.
Механизм деления. Продольное перемещение стола на величину
шага мжду пазами в обрабатываемой детали осуществляется сле-
дующим образом.
В процессе поперечного рабочего хода шпиндельной головки
кулачковая муфта 16 (фиг. 7) отключена и валик 15 с сидящей на
нем шестерней 30 (фиг. 6) неподвижен, а фиксатор рычага 13
(фиг. 7) находится в пазу делительного диска 14, сидящего на со-
пряженной шестерне 29 (фиг. 6).
По окончании рабочего хода шпиндельной головки, длина ко-
торого регулируется конечными упорами 6 (фиг. 7), подвижный
упор 9 с выступом 10, имеющим косой срез, перемещаясь вдоль
21
рычага 11, поворачивают валик 12 с сидящими на нем рычагами
8 и 13. При повороте рычага 13 освобождается диск 14, а при по-
вороте рычага 8 муфта 16 под действием пружины соединяет вал 15
с сидящей на нем шестерней с вращающимся валом 17. После
одного оборота вал 15 под действием клинового кулака муфты 16
отключается от вращающегося вала 17 \ при этом фиксатор рычага
13 заскакивает в паз диска 14.
Фиг- 7. Механизм управления станком
При повороте вала 15 на один оборот зубчатые колеса 30 и 29
(фиг. 6) через коническую пару 28 и 27, колеса 24 и 23, гитару де-
ления a', b', с', d\ ходовой винт 25 и гайку 26 перемещают стол на
величину шага фрезеруемых пазов. Одновременно через упор 7
(фиг. 7) посредством^ рычага 21 муфта 7 (фиг. 6) переключается
на обратную ускоренную подачу; при этом зубчатый сектор 19
(фиг. 7), также связанный с муфтой, перемещает вправо рейку 20,
которая, в свою очередь, нажимая на рычаг 18, поворачивает вал
12 в исходное положение.
22
По окончании ускоренной обратной подачи упор 7, поворачивая
рычаг 21, включает рабочую подачу, и начинается процесс ре-
зания.
Перемещение стола на величину шага между пазами за один
оборот делительного диска 14 определяется из формулы:
1 оборот = • -Ji- • 4.a-^.e = S, (4)
/ • *27 *23
где — передаточное отношение сменных колес ги-
тары деления;
tx.e = =6,35 мм—шаг ходового винта рабочего стола;
S — шаг между пазами обрабатываемой детали;
z28 ~ ^27 = 30; #24 ~ ^23 72, V
тогда
= (S в дм.); \5)
мм). , (6j«
Включение привода механизмов подач и деления осущест-
вляется рукояткой 1 (фиг. 7). *
В конструкции станка предусмотрена возможность ручного
продольного перемещения стола на величину шага или на произ-
вольную величину посредством маховичка 4[ На окружности ма-
ховичка имеется паз, куда входит фиксатор,'укрепленный на ста-
нине станка. При повороте маховичка на один оборот стол через
гитару деления, ходовой винт и гайку перемещается на требуемый
шаг.
Маховичок 5 служит для ручного поперечного перемещения
шпиндельной головки, а рукоятка 2— для ручного переключения
подач с рабочей подачи на ускоренную или наоборот.
Настройка станка на глубину фрезерования производится при
помощи маховичка 5 и лимба с ценой деления 0,02 мм.
2 . ПОЛУАВТОМАТ МОДЕЛИ FEA3 ч
ДЛЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ В ПЛОСКИХ ДЕТАЛЯХ
Общая характеристика станка
Станок предназначен для фрезерования пазов в плоских дета-
лях длиной до 2000 мм с шагом между пазами 1—50 мм. Ширина
фрезеруемых пазов 0,5—3,5 мм, глубина до 12 мм и длина до
150 мм.
Общий вид станка приведен на фиг. 8. На станине коробчатой
формы размещены делительный механизм и рабочий стол.
Основная часть станка представляет собой ползун, переме-
щаемый в горизонтальном направлении. В ползуне вмонтированы
-23
коробка скоростей, .коробка передач и шпиндельная головка. Вра-
щение шпинделя, подача фрезы и перемещение стола осущест-
вляются от отдельных электродвигателей.
Рабочий цикл станка полностью автоматизирован и управ-
ляется с помощью кнопочной панели и упоров.
Эксплуатационные показатели станка характеризуются сле-
дующими данными.
Фиг. 8 Общий вид станка FEA3.
Станок может быть настроен на обработку пазов в двух на-
правлениях с применением попутного фрезерования (по подаче).
По окончании обработки последнего паза рабочий цикл автома-
тически выключается. Станок также автоматически выключается
при износе инструмента до заранее установленного предела или
при его поломке. Рабочий цикл можно прервать и ускоренньпм пе-
ремещением шпиндельной головки возвратить инструмент в исход-
ное положение, а затем снова включить автоматический цикл; при
этом обработка начинается с того же паза,
24
Станок обеспечивает высокую точность обработки с отклоне-
нием по глубине, ширине и шагу между пазами менее 0,02 км.
На этом станке достигается высокая производительность обработ-
ки за счет увеличения стойкости фрез, их принудительной смены и
возможности многостаночного обслуживания.
Основные узлы станка
Станина и рабочий стол. В станине размещено делительное
устройство. Рабочий стол 25 (фиг. 9) снабжен призматическими
направляющими в виде ласточкина хвоста. В нем закреплен ходо-
вой винт, предназначенный для перемещения стола при фрезерова-
нии очередного паза. В столе имеются пазы для крепления при-
способления с установленной на нем деталью. Имеющаяся на столе
линейка с делениями облегчает установку приспособления в исход-
ное рабочее положение.
Ползун. В ползуне 5 встроены коробка скоростей 14 и коробка
подач 3, а на торцовых направляющих ползуна установлена шпин-
дельная головка 18, Ползун перемещается в горизонтальном на-
правлении в направляющих станины.
В передней части ползуна расположены также механизм рас-
пределения подач для продольного хода ползуна и вертикального
перемещения шинделя и предохранительная муфта для отключе-
ния продольной подачи в случае, когда производится фрезерова-
ние на врезание инструмента без продольной подачи и ползун не-
подвижен.
Перемещение ползуна создает рабочую подачу инструмента
в направлении фрезеруемого паза от ходового винта.
Коробка скоростей. Вращение шпинделя осуществляется от от-
дельного фланцевого электродвигателя 13 мощностью 2,2 кет с чи-
слом оборотов п = 1400 об/мин и коробки скоростей, расположен-
ных в ползуне станка.
Включением блочных зубчатых колес можно обеспечить девять
различных скоростей шпинделя (фиг. 10).
Переключение скорости производится при помощи .двух рукоя-
ток 12 и 15 (фиг. 9), которые помещены в верхней части станка
в соответствии с табличкой, нанесенной на щитке. Включение тре-
буемого числа оборотов может -быть также осуществлено кнопкой
панели управления.
Коробка скоростей приводит в движение валик с предохрани-
тельной муфтой, которую можно отрегулировать на заданную ве-
личину крутящего момента при фрезеровании пазов (конструкция
муфты приводится ниже). Если нагрузка на шпиндельную оп-
равку, вызванная силами резания, превышает заданную величину
крутящего момента, муфта выключает электродвигатель подач при
помощи микровыключателя. Остановка движения подачи сигнали-
зируется красным светом и гудком. После выключения подачи че-
рез небольшой интервал времени выключается вращение шпинделя.
25
5 6 7 8 9 V 11
26

Шпиндельная головка. Эта головка размещена на вертикаль-
ных направляющих переднего торца ползуна .и совершает воз-
вратно-поступательное движение в вертикальном направлении
в начале фрезерования очередного паза и после окончания. Шпин-
дельная головка перемещается при помощи ходового винта и гай-
ки. Винт неподвижен, а ходовая гайка приводится в движение от
механизма подачи и закреплена в корпусе подшипника на торце
ползуна. Включение и выключение гайки в оба направления произ-
Фиг. 10. Коробка скоростей.
Цифрами на фигуре обозначены числа зубьев
водится упорами с помощью электромагнитных муфт. Неподвиж-
ный упор обеспечивает точный подвюд шпиндельной головки с ин-
струментом на требуемую глубину паза.
В отверстие шпинделя устанавливается фрезерная оправка,
один конец которой имеет конус Морзе № 3, а второй конец «с на-
правляющей втулкой закреплен в опорном подшипнике, который
может перемещаться. На оправку может быть установлен набор
фрез диаметром 70—80 мм с промежуточными кольцами или одна
фреза.
Механизм подачи. На фиг. 14 приведена кинематическая схема
механизма подачи. От электродвигателя 4 (фиг. 9) мощностью
0,55 кет с числом оборотов 1430 об!мин через коробку подач вра-
28
Шенне передается на вйнты продольного перемещения пблзуна и
вертикального перемещения шпиндельной головки.
Рабочая подача ползуна при фрезеровании осуществляется
включением электромагнитных муфт А и Б (фиг. 11). Наличие
Фиг. 11. Коробка подач станка.
Цифрами на фигуре обозначены числа зубьев.
в коробке блочных зубчатых колес обеспечивает получение 12 раз-
личных значений минутных подач от 6,3 до 80 мм!мин.
Расчетная формула имеет следующий вид:

(7)
Для ускоренного перемещения ползуна при подводе инстру-
мента к детали и обратно в исходное положение после окончания
29
фрезерования очередного паза включаются электромагнитные
муфты Г и Е.
Скорость быстрого перемещения ползуна
12 44 26
sv - 1430- 44 • 44 • 44 • 6 = 1514 мм/мин.
уск 34 44 52 I
Рабочие подачи включаются установкой рычагов 1 .и 2 в соот-
ветствии с таблицей, имеющейся на щитке (фиг. 9). При ручном
управлении станка подача и быстрое перемещение ползуна вклю-
чаются соответственно кнопками панели управления. Ползун мож-
но также перемещать вручную при помощи рукоятки, насаженной
на конец вала 27 или на конец вала 32.
Рабочее перемещение шпиндельной головки для установки на
Заданную глубину фрезерования осуществляется .включением элек-
тромагнитных муфт А и В (фиг. 11). Коробка подач обеспечивает
получение 12 различных значений вертикальных подач шпиндель-
ной головки от 4 до 50 мм!мин.
Ускоренное перемещение шпиндельной головки при подводе ин-
струмента к детали и выводе его после фрезерования очередного
паза производится включением электромагнитных муфт Г и Д.
Скорость перемещения шпиндельной головки равна
1/1Qn 12 44 22 18 р.
slycK= 1430- -34- • -4^ • -34- “зГ • 5 = 950 ММ;МИН.
При .ручном управлении включение подачи и быстрого переме-
щения шпиндельной головки происходит от кнопок панели управ-
ления. Шпиндельную головку можно также перемещать вручную
маховиком 16 (фиг. 9).
С целью увеличения срока службы инструментов при работе
набором фрез, повышения их стойкости и улучшения качества по-
верхности фрезеруемых пазов станок снабжен специальным уст-
ройством для выбора зазора между ходовым винтом и гайкой пол-
зуна в поперечном направлении. Это устройство обеспечивает
параллельность всех пазов при их фрезеровании в обоих направле-
ниях. •
Выбор зазора производится рычагом 23 в зависимости от ши-
рины паза. Ограничение подачи и быстрого перемещения регули-
руются системой упоров и конечных выключателей.
Все подачи и быстрое перемещение можно выключить кнопкой
«стоп подача». Возврат шпиндельной головки и ползуна в исход-
ное положение осуществляется соответствующими кнопками па-
нели управления.
Механизм деления и быстрого перемещения стола. Делительный
механизм расположен с правой стороны станины и предназначен
для перемещения стола на один шаг или на количество шагов, со-
ответствующее числу одновременно работающих фрез в наборе,
а также для быстрого перемещения стола.
30
Процесс деления начинается после выхода фрезы (или на-
бора) из пазов, продолжается при обратном быстром перемещении
инструмента и заканчивается перед возвратом инструмента в ра-
бочее положение.
Перед делением происходит растормаживание стола. Для это-
го включается электродвигатель I (фиг. 12), который через зуб-
чатые колеса г22 и г50, червячную пару 1: Z32, кулачок II и рычаг
III выдвигает собачку V из фиксирующего диска X. В выемку со-
бачки заскакивает ползун VI. Выдвинутая собачка дает импульс
конечному переключателю, включающему электродвигатель деле-
ния Х1Ц передающий вращение коническим зубчатым колесам г1б
и червячной паре 1: z2g. Посредством катушки реле включается
электромагнитная муфта IX, после чего фиксирующий диск X со-
вершает один оборот и через гитару деления, зубчатые колеса г=36
•и винт / = 6 мм осуществляется перемещение стола на требуемую
величину.
По окончании процесса деления собачка защелкивает фикси-
рующий диск и посредством конечного переключателя включается
цикл рабочей подачи.
Фиксация стола осуществляется следующим образом. Подпру-
жиненный толкатель VIII, связанный с ползуном VI посредством
рычага VII, взаимодействует с одним из кулачков XIII или XIV,
перемещающихся вдоль оси. Кулачок XIII получает вращение че-
рез конические зубчатые колеса 2=16 и* цилиндрическое колесо
г=12. При одном обороте диска X кулачок также совершает один
оборот. По окончании оборота кулачок своим выступом переме-
стит толкатель VIII влево и через рычаг VII выведет фиксатор VI
из выемки собачки V. Под действием пружины IV собачка запа-
дет в паз диска X, совершившего к этому времени один оборот и
стол окажется зафиксированным в рабочем положении.
Уравнение настройки гитары деления:
1 оборот диска Х~ • -txe = S,
г - b а ЗЬ х,в ’
где ^».в=6 мм— шаг. ходового винта.
Подставив соответствующие значения, получим:
а с______ ____8_
b ' d ~1г-д~ 6 '
Здесь S — заданная величина шага в мм.
При работе с набором фрез необходимо переместить стол на
шаг Sx = nS, где п — число фрез в наборе.
В этом случае располагают кулачок XIV против толкателя VIII.
За один оборот диска X кулачок XIV совершит
12 12 35 1
1 оборот - -gg- • -4g- • -gg- = -jy оборота.
31
С^еДователЬйо, стол окажется зафиксированным лишь после
12 оборотов диска X.
Уравнение настройки для этого случая имеет вид:
•' nS — 51
дг.0— 72 — 72 ’
Фиг. 12. Механизм деления и перемещения стола станка.
Цифрами на фигуре обозначены числа зубьев.
При делении приходит в действие устройство, выбирающее за-
зор между винтом и гайкой.
Когда стол после окончания обработки быстро перемещается
в исходное положение, ©то устройство автоматически отключается.
При производстве трикотажных машин шаг между пазами опре-
деляется классом машины К, характеризуемым числом шагов на 1":
32
Для этого случая уравнения настройки имеют следующий вид:
25,4 4,23 (3)
1г.д— б/< — К ’
1г. д~~' 72 К ~ /< *
Деление на требуемый шаг можно осуществлять вручную, про-
изведя предварительно растормаживание (дезиндексацию) фикси-
рующего диска. Для этого рычаг 31 (фиг. 9) выдвигают в левое
крайнее фиксирующее положение; при этом собачка V (фиг. 12)
выходит из зацепления с диском X. Затем при помощи рукоятки,
насаженной на конец вала 30 (фиг. 9), через зубчатые колеса z2o,
г50л z2o, £16 -и £16 производят деление на заданный шаг.
Когда необходимо быстро переместить стол в исходное положе-
ние, после окончания обработки или в других случаях производят
растормаживание стола при помощи рычага 31 и нажимают на
кнопки панели управления. При этом включается электродвигатель
деления XII (фиг. 12), катушка реле включает электромагнитную
муфту XI и через зубчатые колеса Zi5, £45, ^26, ^38, ^зб> ^зб и винт
/ = 6 мм осуществляется быстрое перемещение стола в обратное по-
ложение. Когда упор нажмет на конечный выключатель 36 (фиг. 9),
стол остановится. Как только произойдет перерыв цепи через ко-
нечный выключатель, реле выключит электромагнитную муфту IX,
вследствие чего стол затормозится.
Перемещение стола длится до тех пор, пока нажата соответст-
вующая кнопка. Крайние положения стола блокированы конечными
выключателями 36 и 28 (фиг. 9).
Скорость быстрого перемещения стола равна
опп 15 26 36 о А .
sVCK = 890- -Гт- • -no- • -qf- -6 = 1220 мм мин.
4о об оо ‘
Для ручного перемещения стола вначале производят расторма-
живание фиксирующего диска посредством рычага 31. Затем при
помощи рукоятки, насаженной на конец вала 37, через конические
шестерни г2б, z26, зубчатые колеса г36, г36 и винт / = 6 мм переме-
щают стол на требуемую величину.
Автоматический рабочий цикл станка
Полный автоматический «цикл станка включает: автоматическую
подачу инструмента, автоматическое перемещение рабочего стола
п автоматический останов после окончания процесса фрезеро-
вания.
Автоматическая подача инструмента. Этот цикл состоит из
сочетаний рабочих подач и быстрых перемещений в направлении
фрезеруемых пазов, вывода инструмента из профрезерованного
паза в направлении, перпендикулярном движению подачи, и воз-
врата его в рабочее положение. В зависимости от принятого
3— М С Миркин
33
способа фрезерования станок можно настроить на один из двух
циклов, схемы которых даны на фиг. 13. При работе по циклу А
движение подачи инструмента происходит слева направо, т. е. на
рабочего, а при работе по циклу Б происходит обратное направле-
ние подачи, т. е. от рабочего. Оба цикла предусматривают фрезеро-
вание по подаче (попутное фрезерование).
Начало рабочего -цикла обозначено буквой Н. Вначале происхо-
дит быстрое перемещение вниз шпиндельной головки вместе с ин-
струментом, а затем .Медленное перемещение для установки на
заданную глубину резания (положение /). Затем происходит бы-
строе перемещение ползуна для подвода инструмента к обрабаты-
ваемой детали (положение 2) и начинается процесс фрезерования—
рабочая подача ползуна (положение 5). После окончания фрезеро-
вания очередного паза шпиндельная головка получает быстрое пе-
Фиг 13 Схемы автоматического цикла подачи инструмента.
ремещение вверх для вывода инструмента из паза (положение 4),
а затем ползун быстро перемещается в обратном направлении (по-
ложение 5). В процессе обратного движения ползуна происходят
растормаживание рабочего стола (положение 6) и его перемещение
на соответствующий шаг для фрезерования очередного паза (по-
ложение 7). После этого производится затормаживание (индекса-
ция) рабочего стола (положение 8), затем цикл повторяется.
Автоматический рабочий цикл управляется системой упоров
и микровыключателей, размещенных на станке. На корпусе пол-
зуна укреплены штанги 6 (фиг. 9) с подвижными упорами, а мик-
ровыключатели расположены в отдельной коробке 17 на стойке.
Упоры вертикальной подачи размещены на шпиндельной го-
ловке, а соответствующие им микровыключатели, управляющие
вертикальным перемещением шпиндельной головки, укреплены в
коробке 8, имеющейся на ползуне. Подвод инструмента на задан-
ную глубину фрезерования (вертикальное перемещение шпиндель-
ной головки), ограничивается неподвижным упором 35 с микромет-
рической головкой 34, положение которого регулируется для
точного подвода инструмента на заданную глубину резания. При-
водной вал вертикальной подачи шпиндельной головки оборудован
предохранительной муфтой, которая обеспечивает подвод головки
к неподвижному упору с постоянной силой и предохраняет меха-
низм от повреждения.
Для цикла А используются горизонтальные упоры 9, 10, 7 и
34
вертикальные упоры 19, 22, 20, 21\ для цикла Б — горизонтальные
упоры 10, 7, И и вертикальные упоры 19, 22, 20, 21.
Станок переключается на соответствующий цикл при помощи
переключателя на панели управления, на которой помещены сиг-
нальные лампочки для контроля установленного автоматического
цикла.
Автоматическое перемещение рабочего стола. Этот цикл пред-
ставляет собой продолжение цикла подачи инструмента и начи-
нается после выхода инструмента из профрезерованного паза. Он
включает автоматическое перемещение стола на заданную вели-
чину шага и его торможение. Перемещение стола происходит при
обратном быстром перемещении инструмента, и цикл заканчивается
перед возвратом инструмента в рабочее положение.
При циклах подачи А и Б рабочий стол включается при помощи
вертикального упора 22 (фиг. 9), который завершает удаление ин-
струмента из паза и одновременно включает быстрое перемещение
ползуна в обратном направлении. Движение стола прекращается
под действием упора 9 для цикла А или упора 11 для цикла Б,
который после окончания быстрого движения ползуна в обратном
направлении и перемещения стола на заданный шаг включает ме-
ханизм для обратного подвода инструмента на заданную глубину
резания при фрезеровании очередного паза.
Цикл деления сигнализируется контрольной лампочкой на па-
нели управления. Лампочка горит все время пока стол растормо-
жен; при этом собачка V (фиг. 12) выдвинута из паза фиксирую-
щего диска X. В случае, когда процесс деления не закончен, авто-
матический цикл подачи не включается.
Фиксированное положение стола сигнализируется контрольной
лампочкой на панели управления.
Автоматический останов после окончания процесса фрезерова-
ния. Останов станка производится упором 29 (фиг. 9), который вы-
ключает автоматические циклы подачи и деление после окончания
обработки всей детали. После установки новой детали стол посред-
ством быстрого перемещения возвращается в левое крайнее поло-
жение, которое фиксируется. Для этого необходимо выдвинуть ры-
чаг 31 и повернуть его влево. При нажатии соответствующей
кнопки стол занимает исходное положение, определяемое упором 36.
Этот упор лишь приблизительно фиксирует положение стола. Точ-
ную установку стола надо произвести делением вручную после ос-
вобождения рычага 31 при помощи рукоятки, надетой на конец
вала 30, которую следует повернуть слева направо. После нажатия
кнопки на панели управления весь рабочий цикл повторяется.
Перерыв рабочего цикла и возврат инструмента в рабочее по-
ложение. Если рабочий цикл станка прерывается вследствие износа
и затупления инструмента или по другим причинам, необходимо
быстрым перемещением вернуть инструмент в исходное положение,,
нажав на соответствующие кнопки панели управления.
После устранения дефектов цикл снова включают.
3* 35
Электрооборудование, смазка и охлаждение полуавтомата
Электрооборудование станка. Электрооборудование помещено
в отдельном шкафу, а электропривод для управления отдельными
элементами станка, расположен непосредственно на станке.
Смазка станка. Смазка отдельных частей станка в основном
происходит централизованно. Коробка скоростей, коробка подач и
механизм деления смазываются автоматически с помощью на-
соса 39 (фиг. 9). Направляющие станины смазываются посредством
ручных насосов 26 и 38, а шпиндельная головка и направляющие
стойки — ручными насосами 24 и 33.
Охлаждение. Смазка и охла?кдение инструмента осуществ-
ляются от отдельного насоса, помещенного на крышке бака для
охлаждающей жидкости. В этом баке производится также фильтра-
ция стружки. Насос подает жидкость со скоростью 20 л!мин.
3. ПАЗОФРЕЗЕРНЫЙ СТАНОК МОДЕЛИ SLF2
ДЛЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ В КРУГЛЫХ ДЕТАЛЯХ
Существуют два типоразмера станков: один из них предназна-
чен для фрезерования пазов в цилиндрах и дисках диаметром до
Фиг, 14. Обший вид станка SLF2.
30 мм, другой — для фрезерования тех же деталей диаметром
свыше 300 мм. Конструкции станков обоих типоразмеров принци-
пиально не отличаются друг от друга.
36
На фиг. 14 показан общий вид станка для обработки деталей
больших диаметров.
На верхней части станины размещены направляющие 1, по ко-
торым перемещаются шпиндельная головка 3, .на шпинделе которой
закрепляется фреза 4. На шпиндельной головке при помощи четы-
рех стоек крепится электродвигатель 2, перемещаемый вместе с
головкой.
Круглый рабочий стол 5 перемещается в вертикальном направ-
лении по направляющим, расположенным на передней боковой по-
верхности станины. Ось вращения стола может быть повернута в
горизонтальном или вертикальном направлении. На фиг. 14 показа-
но горизонтальное положение оси рабочего стола для фрезерова-
ния пазов на образующей цилиндра. При необходимости фрезеро-
вать пазы на торцах дисков стол поворачивают на 90° и ось его
вращения располагают вертикально. Стол может быть повернут по
отношению к фрезе на любой угол, отсчет которого производится по
диску с делениями, укрепленному на станине. Совместно со столом
приводится в действие делительный механизм 6 для поворота стола
на угол, соответствующий заданной величине шага.
Подъем стола для настройки на заданную глубину фрезерова-
ния производится маховичком 7. Величина подъема отсчитывается
по лимбу.
Ручное перемещение шпиндельной головки в обоих направле-
ниях осуществляется рукояткой 8.
Обрабатываемую деталь устанавливают на конической оправке,
закрепленной в центральном отверстии рабочего стола, центрируют
по внутреннему диаметру цилиндра и прижимают со стороны на-
ружного торца конусным диском.
Кинематическая схема станка показана на фиг. 15.
Главное движение. Вращение фрезы и ее подача осуществля-
ются шпиндельной головкой. От электродвигателя 1 (фиг. 15, а)
мощностью 0,5 кет и числом оборотов я = 950 об/мин через сту-
пенчатые шкивы 2, 3 и зубчатые колеса 5 и 4 фреза получает две
скорости вращения ^1 = 403 и м2 = 878 об/мин.
Механизм подачи. Рабочая подача фрезы осуществляется че-
рез цилиндрические зубчатые колеса 6, 7 и 8, конические колеса
9 и 10, гитару подач a, b, с, d, конические колеса 12 и 13, падающий
червяк 15, червячное колесо 14 и ходовой винт 16. Оси постоянных)
колес 6—10 закреплены на шпиндельной головке и перемещаются
вместе с ней в процессе рабочей подачи. Валик И получает враще-
ние от колеса 10 через скользящую шпонку.
Подача на один оборот фрезы вычисляется по формуле:
S нм.об = . i. . _L . t (8)
*5 *7 *8 *10 *13 *14 Х,в" ' '
гле 1г.п — передаточное отношени? гитары подач;
*х. в ~ 6 мм — шаг ходового винта;
k — число заходов червяка.
%
38
Подставив соответствующие значения, получим:
1г>п = 3,93 s мм!об.
Пр.и настройке гитары подач, исходя из заданного значения
минутной подачи sM, соответственно получим:
при числе оборотов фрезы П1=403 об/мин
i =
г-п 102,5 ’
яри числе оборотов фрезы п2 = 878 об/мин
_ SM
п ~ 227,2 ‘
Выключение рабочей подачи происходит автоматически по-
средством падающего червяка 15. Момент выключения определяется
положением упора 18 (фиг. 15,6), закрепленного на валике 17. По-
движный .кулачдк 19, перемещаемый вдоль валика совместно со
шпиндельной головкой, подойдя к упору, поворачивает его. Вместе
с упором поворачивается валик 17; при этом плечо 21, шарнирно
связанное с рычагом 23, опускается вниз и выступом 20 выводит
червяк из зацепления с червячным колесом.
Червяк может быть выведен из зацепления с червячным коле-
сом вручную при помощи рукоятки 22.
39
Механизм деления- Этим механизмом осуществляется поворот
детали на угол, соответствующий заданной величине шага между
пазами. В существующих конструкциях станков деление произво-
дится вручную при помощи рукоятки 50 (фиг. 15, г).
Делительный механизм состоит из гитары деления, дифферен-
циала и делительной червячной пары. Гитара дифференциала
a', b', с', d' включается в тех случаях, когда сменными шестернями
гитары деления трудно подобрать точное передаточное отношение.
При выключенной гитаре дифференциала поворот детали осуще-
ствляется следующим образом.
При повороте рукоятки 50 сменные шестерни гитары деления
a, Ь, с, d передают вращение через водило зубчатым колесом 42 и41
и червячной делительной паре 39 и 40. Червячное колесо располо-
жено на одной оси с поворотным столом и закрепленной на нем
деталью.
После поворота делительного диска 48 посредством рукоятки 50
сухарик, расположенный на рычаге 49, опускают в паз делитель-
ного диска. Этим фиксируется положение стола.
Уравнение настройки гитары деления при выключенной гитаре
дифференциала имеет следующий вид:
1 .1 . i . _ * ro\
^об.рук Ч.д ^диф z^ ~ N 9
где 1г,д— передаточное отношение гитары деления;
Ьиф — передаточное отношение дифференциала;
*42 = £« = 35; = 2J0;
N — число фрезеруемых пазов.
Передаточное отношение дифференциала равно
„4_„0 НО
Так как ^44 = ^45 = ^46 = ^47,
то
-И1~я° =_ ! (Ц)
«4 — «О V 7
Здесь — число оборотов колеса 47;
п4 — число оборотов колеса 45\
nQ— число оборотов вала крестовины (водила)ч
Знак минус (—) при единице означает, что вращение пары ко-
лес 44 и 46 и колеса 47 при остановленном водиле происходит в раз-
ные стороны.
Если гитара дифференциала выключена, солнечное колесо 47
неподвижно и вращение передается через водило. При этом ni=0,
тогда п4 = 2п0 и ida#=2.
40
Подставив соответствующие значения в уравнение настройки,,
получим:
9 35 1 ^1
1об. рук'1г.д'Л 35 *240 W ’
откуда
. _ 120
N ’
(12>
При включении гитары дифференциала колесо 47 получает до-
полнительное вращение, передаваемое от червячного колеса 39 че-
рез сменные шестерни гитары a', b' с', d' и коническую шестерню 43.
Число оборотов колеса 47 за один оборот рукоятки 50 равно
^4 ’ 240 *
где 1г.диф—пе1 едаточное отношение гитары дифференциала.
Число оборотов водила за один оборот рукоятки равно nQ = iz.d^
Из формулы передаточного отношения дифференциала сле-
п 1 1
дует, что п4 = 2п0—в то же время = ~N'
следовательно,
240 ______________________ /г. дисб
N ~ ^г‘д N
откуда 1г, диф = ZNiz.d — 240.
Для облегчения подбора сменных шестерен задаются фиктив-
ным числом Nx (разлагающимся на простые множители), близким
к требуемому числу фрезеруемых пазов, и настройку гитары деле-
120
ния производят из условия 1г.д =
Тогда передаточное отношение гитары дифференциала равно
_ 240
1г. диф —
Если jV>Nb сменные шестерни and должны вращаться в одну
сторону.
Когда 2V<Afb шестерни а и d должны вращаться в разные сто-
роны.
Уравнение настройки при включенном дифференциале будет
иметь вид:
(13>
1 1 — 1
1 об. ’ 240 N '
Из приведенных выше выражений следует:
п — _______д_________
1 4“ 240 * *г. диф
4Р
следовательно.
д 1
240 ±1г.диф N
(14)
Знак плюс ( + ) в знаменателе соответствует случаю, когда
jV>7Vi, а знак минус (—) относится к случаю, когда #<#!.
Пример 1. Требуется настроить делительный механизм станка
для фрезерования 961 паза.
Принимаем Л^=960, тогда
• _ 120 _ 120 _ 1 _ 30 40
‘г. a— — geo 8 ~ 80-120 ’
. 240 (961 - 960) 1 53 45
1г д~ 960 ~~ 4 70 ’ 90 ’
Для проверки подставим полученные значения в уравнение
(14):
2' S 1
240 + 4 '
Гитара дифференциала может быть также использована в тех
случаях, когда для настройки гитары деления требуются шестерни
с простым числом зубьев, не имеющихся в комплекте, прилагаемом
к -станку.
Пример 2. Требуется фрезеровать М = 824 паза. При настройке
гитары деления без гитары дифференциала получим
• — 120 _ 120 — 3,5
1г.д— N — 824 ~ 103 ’
г. е. необходимо, чтобы одна из сменных шестерен имела z=103.
При отсутствии такой шестерни настройка станка производится
с использованием гитары дифференциала.
Принимаем Л/\=825, тогда
. _ 120 _ 30 40
1г-д~ 825 — 75 ' 110 ’
240(825 - 824) 240 _ 20 4«
*г. диф — 825 ~ 825 ~ 55 60 ’
Подставив для проверки полученные значения в уравнение (14),
получим:
120
2’ 825 1
при этом шестерни а' и сГ гитары дифференциала должны вра-
щаться в разные стороны.
42
При помощи делительного диска 48 можно на одной и той же
детали вначале фрезеровать пазы с основным шагом, а затем для
пазов со сдвоенным шагом. Для этой цели достаточно для основ-
ного шага настроить гитару деления из условия поворота делитель-
ного диска на половину оборота (пазы для фиксатора располагают
на диске относительно друг друга на 180°).
Механизм подъема стола. Настройка станка на глубину фре-
зерования производится механизмом подъема стола следующим
образом.
Посредством рукоятки 31 (фиг. 1'5, в) через две пары кониче-
ских шестерен 30 и 29, 32 и 33, червяк 35 и червячное колесо 36
вращение передается 10-заходному ходовому винту 34, перемещаю-
щему стол в вертикальном направлении на требуемую глубину
фрезерования.
Устранение люфтов между винтом и гайкой осуществляется при
помощи зубчатых колес 24, 37, барабана 25, на котором имеется
груз 38, зубчатым колесом 27 и рейкой 2S; на рейке закреплена
маточная гайка 26.
На лимбе рукоятки 31 нанесены 80 делений, и поворот лимба
на одно деление соответствует перемещению стола на следующую
величину:
, __ 1 ^30 ^32 ^35 ± _ 1 24
дел. лимба — 80 ’ * Z33 ’ Z36 “ 80 * 24 А
X • -ST • 6 = 0,0208 (3) мм.
Zt- оО
Если принять цену деления лимба равной 0,02 мм, то ошибка,
вызванная неточностью передаточного отношения при подъеме
стола на 1 мм, равна
Д/7 — 50 • 0,0008 (3) = 0,04 мм.
Указанную ошибку следует учесть при настройке станка на за-
данную глубину фрезерования. Так, например, при подъеме стола
на 1 мм следует повернуть лимб не на 50 делений, а на 48; при
этом величина ошибки окажется равной 0,0016 мм, чем можно пре-
небречь.
Из приведенной кинематической схемы видно, что возврат
фрезы в исходное положений после фрезерования очередного паза
и поворот детали на угол, соответствующий заданному шагу, про-
изводится вручную.
На заводе «Вулкан» произведена модернизация станка с целью
автоматизации всего цикла обработки: ускоренного подвода фрезы
к детали, автоматического включения рабочей подачи, ускоренного
вывода фрезы из паза и автоматического поворота на требуемый
угол.
Схема модернизированного станка приведена на фиг. 16.
43
Ускоренный обратный ход фрезы осуществляется от отдельного
электродвигателя 1 через шкивы 2, 3 и двустороннюю обгонную
муфту 4. Эта муфта обеспечивает также ускоренный подвод фрезы
до исходного положения для фрезерования очередного паза с не-
которой выдержкой времени, достигаемой включением в электро-
схему реле времени.
Настройка длины хода шпиндельной головки производится пе-
ремещением на станине двух переключателей типа ВК-211.
г 1
13
Фиг. 16. Схема модернизации станка.
В конце каждого хода фрезерной головки вступает в работу
электромагнитный тормоз, устраняющий инерционные перебеги.
Автоматизация процесса деления осуществлена следующим об-
разом. От электродвигателя 5, включаемого периодически при дви-
жении шпиндельной головки, через червячную пару 6 и 7, шкив 11
вращение передается шкиву 9, связанному с кулачком 10. При по-
вороте шкива 9 кулачок приподнимает рычаг S, освобождает дели-
тельный диск и выводид фиксатор рычага из паза.
При освобождении диска фрикционная муфта 13 через шкивы
12 и 14 сообщает ему один оборот до попадания конического фик-
сатора рычага 8 под действием пружины в паз диска. Одновре-
44
менно, действуя .на переключатель, -рычаг 8 выключает электродви-
гатель механизма деления; затем цикл повторяется.
Проведенные работы по автоматизации процесса фрезерования
пазов -в круглых деталях при обеспечении требуемой точности по-
зволили резко повысить производительность труда.
4. ПОЛУАВТОМАТ МОДЕЛИ FEAj
ДЛЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ В КРУГЛЫХ ДЕТАЛЯХ
Общая характеристика станка
Станок предназначен для фрезерования пазов в круглых дета-
лях, имеющих вид цилиндров и дисков, диаметром 300—900 мм
и высотой до 300 мм. Количество нарезаемых пазов на детали
300—2200, ширина пазов 0,25—1,0 мм, глубина — 2—10 мм.
Фиг. 17. Общий вид станка FEAi.
Общий вид станка приведен на фиг. 17. Конструкция основных
узлов принципиально не отличается от рассмотренного выше станка
FEA3. К главным узлам полуавтомата относятся следующие: ста-
нина, на которой расположен ползун и рабочий стол; ползун,
45
в котором вмонтированы коробки скоростей и подач, а также кно-
почная панель управления; шпиндельная головка со шпинделем,
перемещающаяся по направляющим, расположенным на торце
ползуна; рабочий стол с механизмом деления; распределительный
ящик с электроаппаратурой.
На станке установлены пять электродвигателей; для коробок
скоростей, для коро-бки подач, подвода инструмента путем верти-
кального перемещения. шпиндельной головки, поворота стола на
угол, соответствующий заданному шагу, и для насоса, подающего
охлаждающую жидкость.
Эксплуатационные показатели следующие: рабочий цикл станка
полностью автоматизирован и управляется от упоров; автоматиче-
ский цикл может быть настроен на обработку горизонтальных па-
зов на дисках и вертикальных пазов на цилиндрах.
По окончании обработки последнего паза, а также при поломке
инструмента или его затуплении до заранее установленного пре-
дела рабочий цикл автоматически выключается.
Пазы фрезеруются в обоих направлениях по подаче (попутное
фрезерование). На станке можно фрезеровать пазы, сдвинутые на
половину шага по отношению к положению основных пазов, без
дополнительной переналадки. Можно также фрезеровать пазы с ве-
личиной шага вдвое больше, чем шаг основных пазов, без смены
шестерен гитары деления.
Рабочий цикл можно остановить, возвратить инструмент уско-
ренным перемещением в исходное положение и снова включить
цикл, начиная с того же паза.
Рабочий стол можно поворачивать в обоих направлениях без
расцепления элементов делительного механизма; выключив червяк
из зацепления с червячным колесом, можно стол быстро повернуть
вручную.
Станок может быть настроен на фрезерование наклонных пазов,
у которых дно непараллельно наружной плоскости.
Основные узлы станка
Станина. На станине 1 (фиг. 18) перемещается ползун 10 и
установлен рабочий стол 32 с механизмом деления. Рабочий стол
имеет центрирующий палец для базирования приспособления с об-
рабатываемой деталью концентрично относительно оси вращения
стола, а также радиально расположенные пазы для крепления де-
тали. Центрирующий палец обеспечивает точную установку
приспособления, при которой радиальное биение не превышает
0,01 мм.
Ползун. Горизонтальное перемещение ползуна по направляю-
щим станины обеспечивает установку фрезы на заданную глубину
при фрезеровании вертикальных пазов и рабочую подачу при фре-
зеровании горизонтальных пазов.
46
Фиг. 18. Основные узлы станка

В ползуне размешены коробки скоростей 18 и подач 11, а также
панель управления 23 На направляющих, расположенных на торце
ползуна, перемещается шпиндельная головка 26.
Коробка скоростей. Конструкция коробки скоростей выполнена
аналогично коробке скоростей станка модели FEA3. От отдельного
электродвигателя 21 через коробку скоростей вращение передается
шпинделю станка.
Переключением подвижных блочных зубчатых колес коробки
скоростей можно установить любую ступень (из числа девяти
ступеней) чисел оборотов. Значения чисел оборотов и соответствую-
щие им скорости резания при диаметре фрезы 80 мм приведены
ниже.
O61MUH Скорость резания BMlMUH об} мин Скорость резания В MlMUH
45 11,3 185 46,5
60 15,1 250 57,8
80 20,5 335 84
105 26,4 450 113
140 35,2
Числа оборотов шпинделя устанавливаются рукоятками 17 и 20
в соответствии с табличкой 19 на станке. Включение требуемого
числа оборотов осуществляется нажатием на кнопку панели управ-
ления.
Коробка подач. Рабочие подачи и быстрый (ускоренный) ход
инструментов осуществляется от электродвигателя 9 и коробки по-
дач, вмонтированной в ползуне. Конструкция ее аналогична ко-
робке подач станка модели FEA3 и обеспечивает те же 12 значений
подач в пределах 6,3—80 мм/мин.
Рабочая подача включается рукоятками 13 и 14 в соответствии
с таблцчкой 12, закрепленной на ползуне.
Быстрый ход в выбранном направлении достигается включе-
нием электромагнитной муфты, получающей импульс при автома-
тическом цикле от соответствующих упоров, а при ручном управ-
лении— от кнопок панели управления.
Направление подачи выбирается рукояткой 24. В положении 1
рукоятки можно включить рабочую подачу или быстрый ход пол-
зуна, а в положении II — вертикальную подачу или быстрый ход
шпиндельной головки.
Ползун можно перемещать вручную посредством маховичка 28.
Шпиндельная головка. Этот узел получает вертикальное пере-
мещение от механизма подач через ходовой винт и маточную
гайку. Для отвода инструмента от заготовки и повторного воз-
вращения в рабочее положение предусмотрен индивидуальный
электродвигатель 16. В распределительном устройстве механизма
подач отвод инструмента и подача согласованы таким образом,
что рабочие перемещения ползуна в продольном направлении со-
48
четаются с выходом шпиндельной головки из положения резания
в вертикальном направления. Вертикальные подачи шпиндельной
бабки сочетаются с выходом ползуна из положения резания в го-
ризонтальном направлении. Таким образом инструмент отходит
от детали всегда в направлении, перпендикулярном к установлен-
ному направлению подачи. Перестановкой рукоятки 24 в положе-
ние I обеспечиваются рабочая подача ползуна в горизонтальном
направлении и вывод инструмента из паза перемещением шпин-
дельной головки вверх.
При установке в положение II осуществляется вертикальная
рабочая подача —перемещение шпиндельной головки и отвод ин-
струмента движением ползуна влево.
Шпиндель установлен в нижней части головки (фиг. 19). Пе-
редняя часть шпинделя располагается в подшипнике скольжения 1,
а задняя часть — в двух роликовых подшипниках 2 и 5.
В конструкции шпинделя предусмотрена регулируемая предо-
хранительная муфта 4, которая автоматически выключает движе-
ние подачи инструмента в случае поломки фрезы или чрезмерного
ее затупления. Шпиндель получает вращение через муфту посред-
ством зубчатого зацепления с шестерней 5. Прижим муфты осуще-
ствляется пружиной 6. Когда крутящий момент на шпинделе пре-
высит величину момента, на который отрегулирована муфта, по-
следняя начнет проскальзывать, пружина 6 начнет сжиматься и
палец 8 повернет рычаг Я второе плечо которого, воздействуя на
выключатель 10, остановит движение подачи.
О прекращении рабочего цикла подается звуковой сигнал
клаксоном и загорается красная сигнальная лампочка на панели
управления.
Величина крутящего момента муфты регулируется гайкой 7
на заднем .конце шпинделя.
Для обеспечения фрезерования пазов в обоих направлениях по
подаче (попутное фрезерование) ходовые винты шпиндельной го-
ловки и ползуна снабжены специальными устройствами, автомати-
чески выбирающими зазор между ходовым винтом и маточной
гайкой. На фиг. 20 'показано это устройство для ходового винта
шпиндельной головки. Рядом с неподвижной маточной гайкой 1
на ходовом винте установлена вспомогательная гайка 2, которая
при помощи пружин 3 поджимается к многозаходной внешней
резьбе так, что она прилегает к противоположной стороне профиля
резьбы ходового винта (по сравнению со стороной прилегания не-
подвижной маточной гайки /). Направление поворота и силу пру-
жины 3 можно регулировать в зависимости от конкретных условий
обработки. Величина зазора в шпинделе регулируется махович-
ком 25 (фиг. 18), а в ползуне — маховичком 4. На конец шпин-
деля надевается фреза диаметром не менее 70 мм и закрепляется
двумя кольцами. Диаметр прижимных колец должен быть выбран
из расчета, чтобы зазор между обрабатываемой поверхностью и
кольцами был не более 1 —1,5 мм. Шпиндельную головку можно
I ЛА С Миркин
49
ттттф
фиг. 19. Шпиндель станка
переместить в вертикальном направлении вручную посредством
маховичка 22.
Механизм деления. Этот узел расположен в правой части ста-
нины под рабочим столом. Поворот стола на требуемый шаг, а
также его вращение осуществляются от электродвигателя 44
(фиг. 18). Механизм деления принципиально не отличается от
рассмотренного для станка FEA3.
При помощи сменных зубчатых колес гитары деления и посто-
янной червячной передачи с передаточным отношением 1 :420
можно произвести настройку станка на фрезерование различного
числа пазов.
Фиг. >20- Устройство для выборки люфта между вин-
том и гайкой шпиндельной головки.
Уравнение настройки гитары деления имеет вид
• _ 420
1г.д- N
(15)
где N— число фрезеруемых пазов по окружности цилиндра или
диска.
Точное положение стола при делении обеспечивается фиксато-
ром в сочетании с индексирующим диском, а закрепление стола во
время выполнения работы осуществляется торможением червяч-
ного колеса, насаженного непосредственно на валу поворотного
стола, при помощи колодочного тормоза.
51
Выдвижение собачки из фиксирующего диска и растормажи-
вание червячной шестерни происходит автоматически в процессе
деления. Для ручного проворота стола собачка выдвигается из
фиксирующего диска рукояткой 40, причем предварительно пере-
ключатель 37 устанавливается в положение ручного поворота.
.Поворот стола вручную осуществляется непосредственно червяч-
ной парой посредством рукоятки, надетой на шестигранник 35.
Когда собачка выдвинута из диска загорается лампочка 38.
Когда необходимо осуществить быстрый ручной поворот стола
на значительный угол, то после освобождения рукоятки 34, фик-
сирующей положение червяка, необходимо вывести червяк из за-
цепления с червячным колесом с помощью рычага 33, а переклю-
чатель 37 установить в положение ручного поворота. После этого
стол можно легко повернуть на требуемый угол. Следует, однако,
иметь в виду, что после нового сцепления червячной пары стол
может быть смещен относительно первоначального паза.
Зазор между червяком и червячным колесом можно ограни-
чить регулировкой микрометрического упора 36. После регули-
ровки необходимо зафиксировать положение червяка рукояткой 34.
Нажатием кнопки на панели управления можно осуществить
поворот стола на один шаг при остановленном рабочем цикле пол-
зуна и шпиндельной головки, предварительно установив рычаг 43
в положение для механического поворота стола.
Необходимо, чтобы во всех случаях инструмент был выведен из
детали, а шпиндельная головка была неподвижна.
При обработке игольниц трикотажных машин часто .возникает
необходимость на одной детали фрезеровать два ряда пазов с
одинаковым шагом, но сдвинутых относительно друг друга на по-
ловину шага (фиг. 21, а). Для обеспечения этого делительный ме-
ханизм снабжен двумя дисками, у которых выемки под собачку
•сдвинуты на 180°. Собачку перемещают из одного диска во вто-
рой при помощи рукоятки 41 (фиг. 18), для чего необходимо пред-
варительно повернуть рукоятку 40 и вывести собачку из зацепле-
ния с диском.
На станке можно также фрезеровать ряд пазов, шаг которых
в два раза больше, чем у пазов в основном ряду (фиг. 21,6), без
смены зубчатых колес гитары деления. Пазы ряда с двойным ша-
гом совпадают с пазами основного ряда через один паз. Настройка
станка для этой операции производится переключением руко-
ятки 43 (фиг. 18) из положения I (полное количество пазов) в
положение II (половина количества пазов).
Фрезерование наклонных пазов. В игольницах некоторых три-
котажных машин пазы располагаются на торце диска под неко-
торым углом к наружной поверхности (фиг. 21, в). Для фрезерова-
ния таких пазов станок снабжен специальным .приспособлением.
При этом ходовой винт шпиндельной головки монтируется в своих
опорах так, что может перемещаться в вертикальном направлении
на 5 мм. Это позволяет получить форму пазов по копиру 57
52
(фиг. 18,6), к которому ходовой винт шпиндельной головки при-
жимается сильными пружинами. Станок в этом случае работает
по автоматическому циклу.
Для освобождения ходового винта в осевом направлении от-
винчивают болт 53. Копир 57 крепится на кронштейне 51, уста-
навливаемом у рабочего стола. На шпиндельной бабке монтируется
Фиг. 21. Схема расположения пазов в игольницах кругло-
трикотажных машин-
державка 56 с роликом 52. Вертикальное положение державки ре-
гулируется при помощи винта 55 так, чтобы при наиболее низком
его положении ролик находился в контакте с копиром.
При обработке наклонных пазов по автоматическому циклу
упором 54 ограничивается глубина врезания. Этот же упор вы-
ключает электродвигатель 16 при подходе шпиндельной головки
вниз в рабочее положение и включает быстрый ход ползуна
вправо.
Автоматический рабочий цикл
Автоматический рабочий цикл состоит из подачи инструмента,
движения рабочего стола и автоматического останова после окон-
чания обработки последнего паза.
Подача инструмента. Этот цикл работы станка состоит из
сочетания ускоренных и рабочих подач в направлении фрезеруе-
мых пазов, вывода инструмента из материала и возврата в рабо-
чее положение в направлении, перпендикулярном движению по-
дачи.
В зависимости от характера расположения пазов на детали
станок можно настроить на основные три схемы подачи инстру-
мента, приведенные на фиг. 22: для обработки радиальных пазов,
расположенных горизонтально в дисках (фиг. 22, а); для фрезеро-
вания вертикально расположенных пазов в цилиндрах по направ-
лению сверху вниз (фиг. 22,6); для фрезерования тех же пазов
по направлению снизу вверх (фиг. 22, в).
Обозначения на схемах приняты следующие: Н — начало
цикла; а — быстрое перемещение вперед; > б — рабочая подача;
в — выход инструмента из заготовки; г — быстрый обратный ход;
S3
д — возвращение инструмента в рабочее положение; е — освобож-
дение стола, поворот на один шаг и зажим стола.
Горизонтальное движение подачи по схеме, изображенной
на фиг. 22, а, и вывод инструмента из материала заготовки по
по схемам на фиг. 22, б и в осуществляется ползуном. Вертикаль-
ное движение подачи при схемах на фиг. 22, б, в и вывод ин-
струмента по схеме на фиг. 22, а производится шпиндельной го-
ловкой.
Приведенные циклы подач устанавливаются и автоматически
управляются горизонтальными и вертикальными упорами.
Для схемы подачи инструмента, изображенной на фиг. 22, а,
устанавливают упоры 5, 6, 7, 27, 46; для схемы на фиг. 22,6 или
на фиг. 22, в —упоры 2, 8, 47, 48, 50.
о)
г
д 6
' а б
ч
I
I
I
6 ‘
6
г
а
д .
Фиг. 22. Схема автоматического цикла подачи ин-
струмента.
Пуск и остановка станка производятся главным выключате-
лем 3 (фиг. 18).
Автоматический цикл движения рабочего стола. Этот цикл
включает автоматическое растормаживание рабочего стола, по-
ворота его на заданный шаг и закрепление в новом рабочем поло-
жении. Данный цикл координируется с циклом подачи инстру-
мента таким образом, что поворот стола начинается после окон-
чания выхода инструмента из заготовки, длится в течение его об-
ратного быстрого хода и заканчивается перед возвратом инстру-
мента в рабочее положение (т. е. перед перемещением инстру-
мента на заданную глубину фрезерования).
О ходе цикла сигнализирует контрольная лампочка панели
управления, которая горит в течение того промежутка времени,
когда собачка выдвинута из зацепления с диском.
Автоматический останов рабочего цикла. Останов производится
пальцем 31 (фиг. 18), который после обработки последнего паза
выключает станок. После окончания рабочего цикла станок зани-
мает положение, соответствующее положению при обработке пер-
вого фрезеруемого паза.
До включения рабочего цикла для обработки следующей де-
тали необходимо нажать на палец 31, иначе автоматический цикл
не будет осуществляться.
Смазка станка и охлаждение инструмента
Смазка. Большинство узлов станка имеет централизованную
смазку от автоматически действующих или ручных насосов. Смазка
механизма коробки скоростей осуществляется автоматически, а
коробки подачи — автоматически от поршневого насоса.
Смазка подшипников и зубчатых колес шпиндельной головки
производится вручную насосом 49 (фиг. 18), а механизма распре-
деления подач — также вручную посредством насоса 15.
Смазка механизмов левой части станины производится вруч-
ную при помощи поршневого насоса 29, а механизмов, располо-
женных в правой части станины (механизм деления и привод ра-
бочего стола),— посредством насоса 42.
Смазка направляющих шпиндельной головки на ползуне и
механизмов шпиндельной головки осуществляется при помощи на-
соса 49. Направляющие ползуна на станине смазываются при по-
мощи насоса 29, а направляющие поверхности рабочего стола —
посредством насоса 42.
Охлаждение инструмента. Охлаждение осуществляется при по-
мощи индивидуального насоса 45, расположенного на задней части
станины под рабочим столом. В сливной канавке установлено
сито 30 для улавливания стружки и других загрязнений, попадаю-
щих в охлаждающую жидкость. Другое сито предназначено для
очистки сливаемой жидкости и расположено в станине станка.
5. ПОЛУАВТОМАТ МОДЕЛИ FEA2 ДЛЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ
В КРУГЛЫХ ДЕТАЛЯХ
Станок предназначен для фрезерования пазов в цилиндрах и
дисках диаметром до 300 мм с числом пазов 48—600, шириной
0,25—2,5 мм, глубиной до 14 мм и длиной до 300 мм. На фиг. 23
показан общий вид станка.
К основным узлам станка относятся станина /, верхняя часть
которой образует стойку 6\ в стойке размещена коробка скоро-
стей 5 и коробка подач 7. По направляющим, расположенным на
торце ползуна, перемещается шпиндельная головка 4. С правой
части станка расположен поворотный рабочий стол 3 с колонкой
для закрепления обрабатываемых деталей и механизм деления 2.
Кнопочная панель управления 8 расположена на левой стороне
станка.
Рабочий цикл станка полностью автоматизирован и принци-
пиально не отличается от цикла станка FEAb Конструктивное от-
личие состоит в том, что рабочий стол перемещается в горизон-
тальном направлении, а шпиндельная бабка имеет вертикальное
перемещение, как у станка модели FEAb
Ход продольного перемещения стола равен 205 мм, а ход вер-
тикального перемещения шпиндельной бабки — 400 мм.
Шпиндельная головка и весь механизм привода совершенно
аналогичны данным узлам у модели станка FEAb Привод подач
55
также унифицирован и дает те же величины рабочих и ускорен-
ных подач, как у станка модели FEAb
Пазофрезерные .полуавтоматы моделей FEAb FEA2 и FEA3
удовлетворяют основным требованиям производства. Наряду с
(высокой точностью обработки эти станки дают значительную про-
изводительность при минимальном обслуживании и небольшом
расходе инструмента.
Фиг. 23. Общий вид станка FEA2.
Опыт эксплуатации этих станков показывает, что при наличии
хорошего материала обрабатываемой детали и инструмента, удов-
летворяющего обусловленным требованиям, одной фрезой можно
фрезеровать до 600—700 пазов шириной 0,7—0,8 мм, глубиной
4—5 мм и длиной 100—120 мм.
Полная автоматизация рабочего цикла при достаточной стой-
кости инструмента позволяет одному рабочему обслуживать не-
скольких таких станков.
ГЛАВА III
КОНСТРУКЦИЯ ФРЕЗ И РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ
1. ДИАМЕТР И ЧИСЛО ЗУБЬЕВ ФРЕЗЫ
Известны различные конструкции шлицепрорезных фрез, вы-
пускаемых инструментальными заводами в соответствии с
ГОСТ 2679—61. Однако указанные фрезы не нашли применения
при фрезеровании глубоких и узких пазов по следующим причи-
нам.
Большое число зубьев с мелким профилем приводит к тому,
что при относительно значительной глубине фрезерования стружка
запрессовывается между зубьями, в
связи с чем происходит их поломка.
Вследствие больших значений зад-
него угла а, переднего угла у и угла
впадин S (фиг. 24) зуб фрезы оказы-
вается недостаточно прочным и при
фрезеровании глубоких и узких пазов
возникают частые случаи поломки от-
дельных зубьев. Ширина прорезных —
фрез, выпускаемых В соответствии С Фиг. 24. Геометрические пара-
ГОСТ 2679—61, не всегда соответ- метры режущих кромок про-
ствует требуемой ширине пазов. В резных фрез,
большинстве случаев требуется допол-
нительное шлифование боковых поверхностей, вызывающее дефор-
мацию тонких фрез; при этом искажается вспомогательный угол
в плане (угол бокового поднутрения) и увеличивается торцовое
биение.
Шлицепрорезные фрезы имеют наружный диаметр 40 и 60 мм.
С увеличением диаметра уменьшается при той же глубине реза-
ния угол контакта, следовательно, нерабочий путь каждого зуба
увеличивается, что содействует охлаждению ф<резы и повышению
ее стойкости. Вместе с тем увеличение диаметра фрезы приводит
к возрастанию влияния радиального биения. Кроме того, для фрез,
имеющих малую ширину (6<4 мм), увеличение диаметра влечет
за собой уменьшение жесткости и возникает опасность вибрации
57
и частых поломок. Ввиду этого целесообразно диаметры фрез,
^имеющих ширину 6<0,5—0,7 мм, принять равными 40—60 мм.
Выбор числа зубьев — весьма важный этап .при проектировании
фрез. Рациональное число зубьев фрезы зависит от следующих
факторов:
а) свободного размещения стружки в пространстве между
зубьями;
б) сил резания, возникающих в процессе фрезерования, и проч-
ности фрезы.
Объем впадины между соседними зубьями будет изменяться в
зависимости от профиля спинки зуба фрезы. В общем случае
примем глубину впадины q примерно равной половине шага
зубьев фрезы т (фиг. 25);
•Фиг. 25. Расчетная схема для оп-
ределения шага между зубьями
. 4 = -^=^ мм. (16)
При этом площадь сечения впа-
дины будет близка к площади пря-
моугольного треугольника с основа-
нием т и высотой q. Тогда объем
впадины может быть приближенно
представлен в следующем виде*
Объем стружки, снимаемой каждым зубом, Qcmp = sztb.
Для того, чтобы в процессе резаная образование стружки про-
исходило свободно, объем впадины должен быть значительно
больше объема стружки:
-г- b = ks,tb
4 z
' ИЛИ
(17)
где k—коэффициент кратности;
sz— подача на зуб;
t—глубина фрезерования;
z— число зубьев фрезы.
Значение коэффициента k зависит от ряда факторов. Так, яри
•обработке стали образуется завивающаяся стружка и во избежа-
ние излишнего ее деформирования следует величину k принять не-
сколько большей, чем при обработке чугуна» дающего стружку
надлома.
Необходимо также иметь в виду, что при фрезеровании пазов
стружка, снятая зубом на протяжении угла контакта с деталью,
может не выпасть из впадины в течение остальной части оборота
58
фрезы. Если при этом объем впадины окажется недостаточным для
вмещения стружки, накопившейся за несколько оборотов фрезы,
то будет происходит прессование стружки во впадине.
Достаточно обоснованный выбор значения k можно сделать
лишь при наличии данных о коэффициенте усадки, числе переточек
фрез и величине снимаемого слоя при переточке, уменьшающего
стружечное пространство.
По данным проф. Ларина, для шлицевых фрез коэффициент
кратности может быть принят равным & = 25. Учитывая возмож-
ность появления некоторых дополнительных факторов, нами при-
нята величина & = 30.
^Максимальное значение применяемых подач sz max —0,005мм! зуб.
Так как фрезы имеют радиальное биение, приводящее к прираще-
нию подачи, значения szmax надо увеличить. При проверке фрез
установлено, что среднее значение радиального биения а = 0,03 мм;
при этом максимальное приращение подачи в среднем в два раза
больше номинального значения. Следовательно, для расчета sz
следует принять равным 0,010 мм. Приняв /тах =5 мм, получим
т = 2 /30-0,010-5 = 2,44 мм.
Если диаметр фрезы £> = 40 мм, то число зубьев фрезы
При выборе числа зубьев для фрез тонкого сечения надо исхо-
дить также из условия обеспечения достаточной прочности зуба
фрезы.
При фрезеровании целесообразно принять максимально допу-
стимые подачи и в этом случае с увеличением z при тех же значе-
ниях sZ9 t и b увеличивается количество зубьев, одновременно уча-
ствующих в работе (г0), благодаря этому возрастают силы реза-
ния, изменяющиеся пропорционально числу зубьев и увеличивается
опасность поломки фрезы.
С увеличением значения г0 создаются более равномерные усло-
вия фрезерования и, если г0 меньше определенного числа ^omin,
нарушается равномерность (плавность) входа и выхода зубьев
фрезы в обрабатываемый материал, что сопровождается ударами,
понижением стойкости и поломкой фрез.
Оптимальное решение вопроса может быть найдено лишь при
условии выбора г0 применительно к конкретным условиям обра-
ботки.
Опыт фрезерования таких пазов показал, что для шлицепро-
резных фрез можно принять г0 = 4.
Используя зависимость
50
и решив уравнение относительно z, получим
здесь <р —угол контакта;
е —центральный угол между зубьями.
2. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ФРЕЗ
В обычных условиях фрезерования, когда прочность фрезы не
является лимитирующим фактором, критерием оценки влияния
исследуемых параметров является стойкость фрезы, определяемая
износом последней.
При фрезеровании глубоких и узких пазов фрезами малой тол-
щины указанный критерий не всегда приемлем, так как во многих
случаях поломка фрезы происходит по различным причинам (пе-
рекос, заклинивание стружки
и др.) значительно раньше,
чем ее износ. Поэтому геомет-
рия шлицепрорезных фрез ис-
следовалась по методике, ос-
нованной на применении грузо-
вой подачи при фрезеровании.
Сущность метода состоит в
том, что подача фрезы или из-
делия осуществляется не ходо-
вым винтом станка, а при по-
мощи груза, подбираемого та-
ким образом, чтобы вес гру-
за оказался несколько боль-
шим, чем силы резания и тре-
ния между направляющими
станка.
фиг. 26 приведена схема сил, действующих при грузовой
Рн — горизонтальная составляющая; Pv —вертикальная
На
подаче
составляющая и р — равнодействующая силы резания. Перемеще-
ние фрезы вдоль обрабатываемого изделия (ил-и наоборот) про-
исходит лишь в том случае, когда сила подачи Ps, вызванная дей-
ствием груза Q, больше горизонтальной составляющей силы ре-
зания Рн и сил трения направляющих и боковых поверхностей.
Горизонтальная составляющая силы резания связана с подачей
/ р <i
на зуб зависимостью Рн = Ср s* или sz = •
Если при постоянных значениях b, Офр и пфр под действием
исследуемого параметра изменяются силы резания, то при одном
и том же грузе Q это вызовет изменение минутной подачи, а сле-
довательно, и подачи на зуб szl.
60
Отношение характеризует степень изменения силы реза-
ния под действием исследуемых параметров.
.В процессе исследования фиксируется время, затраченное на
фрезерование паза определенной длины, и подача на зуб подсчиты-
вается по формуле
-______1_
sz~Q0Tnz ’
где I — длина пути, пройденного фрезой в мм;
Т—время фрезерования в секундах;
п — число оборотов__ фрезы.
Найденное значение sz представляет собой среднюю величину
подачи на зуб и является обобщенным показателем.
Таким образом, применение грузовой подачи дает возможность
получить относительную оценку влияния
изучаемого параметра; при этом критерием
служит изменение подачи на зуб, характери-
зующее изменение силы резания.
Задний угол. При работе в зоне тонких
стружек давление снимаемой стружки кон-
центрируется на поверхности округления
режущей кромки и основная работа сил тре-
ния и износ зуба сосредоточиваются на зад-
ней поверхности этой кромки.
Для выбора оптимального заднего угла
проводились специальные эксперименты,
основанные на использовании метода гру-
зовой подачи, причем значение этого угла
изменялось в пределах а = 54-30°.
Для определения влияния толщины
Фиг. 27. Влияние угла я
на изменение sz.
среза для каждого значения угла а проводились три серии экспе-
риментов: первая серия при весе груза Q = 5 кг, вторая при
Q = 8 кг и третья при Q=12 кг. С увеличением веса груза при про-
чих равных условиях увеличивалась подача на зуб, а вместе с ней
и толщина среза.
Из графиков, приведенных на фиг. 27, видно, что с увеличением
заднего угла увеличивается подача на зуб, следовательно, умень-
шается сила резания.
Наиболее интенсивно сила резания уменьшается в зоне малых
значений а. При а >20° значение sz мало изменится с изменением
величины заднего угла а.
Влияние заднего угла на силу резания уменьшается также
с увеличением sz. В известной мере это объясняется тем, что с уве-
личением толщины среза снижается влияние радиуса округления
на процесс резания,, тем самым облегчается процесс врезания зуба
и уменьшается работа трения и пластической деформации.
61
Проведенные эксперименты позволяют сделать следующие вы-
воды:
•1) с увеличением заднего угла аилы резания уменьшаются;
2) величина заднего угла ограничивается прочностью фрезы;
3) для фрез шириной 6>0,5 мм рационально применять задний
угол а=25°, а для фрез шириной 6<Д5 мм угол а = 20°;
4) если задний угол а<15°, то происходит резкое возрастание
силы резания, что вызывает частые поломки и преждевременный
износ фрезы.
Передний угол- Назначение переднего угла состоит в том, что-
бы уменьшить пластическую деформацию сжатия, а также силу
трения на передней поверхности. Чем выше пластические свойства
обрабатываемого материала, тем больше должен быть передний
угол. Значения переднего угла, обеспечивающие минимальный из-
нос и максимальную стойкость фрез, приведены в табл. 3.
Таблица 3
Значения переднего угла прорезных фрез
Обрабатываемый материал Передний угол 7 в град. Обрабатываемый материал Передний угол 7 в град.
Сталь с пределом проч- ности в кГ!мм2 30- 50 7-8 Стальное литье Серый чугун . . . Алюминий и алюминие- 6—8 4
50— 70 6-7 вые сплавы .... 8-12
70— 90 5-6 Бронза 8-10
90-110 110 4-5 5 Медь и латунь .... 10-12
Углы бокового поднутрения (задние углы в плане). Величины,
этих углов в значительной степени влияют на процесс фрезерова-
ния глубоких и узких пазов. Фреза должна свободно^ прорезать паз^
поэтому необходимо, чтобы ее не заклинивало и не возникало тре-
ния. Вместе с тем срезаемая стружка в результате усадки расши-
ряется и утолщается, а мельчайшие частицы стружки, попадая
между боковыми сторонами фрезы и стенками паза, прилипают
к боковым поверхностям фрезы, создавая трение этих поверхностей
о стенки паза. Однако следует иметь в виду, что большие углы
бокового поднутрения ослабляют сечение таких фрез. Исследова-
ние влияния угла бокового поднутрения также проведено методом
грузовой подачи.
Углы бокового поднутрения <pi имели следующие значения: 0°;
0°15х; 0°30'; 0°45'; 1°.
Ширина фрезерования b : 0,9, 0,56 и 0,33 мм.
Для фрез шириной 6 = 0,9 и 0,56 мм вес груза принят Q=8 кг»
а для фрез 6=0,33 мм — вес груза Q = 5 кг.
62
Как видно из фиг. 28, с увеличением угла бокового поднутрения
условия работы фрезы улучшаются, что характеризуется увеличе-
нием подачи на зуб при одном и том же грузе. Наиболее резкое
изменение подачи на зуб составляет 0—0°15'. В диапазоне 0°15'—
0°4'5' и выше изменение sz происходит менее интенсивно.
В настоящее время применяются три типа фрез, имеющих раз-
личный характер бокового поднутрения (фиг. 29):
1) фрезы типа А; у них боковые стороны имеют поднутрения,
начиная от режущих кромок до отверстия;
2) фрезы типа Б; у этих фрез поднутрение боковых сторон про-
изводится до центрирующего утолщения, у которого боковые сто-
роны параллельны;
3) ф'резы типа В; поднутрение производится на короткой части
у режущей кромки, а боковые поверхности шлифуются парал-
лельно.
Выбор типа фрез имеет существенное значение. При закрепле-
нии на станке фрезы типа А зажимное кольцо может иметь кон-
А
D----------Н
Фиг. 29. Типовые конструкции фрез
такт с торцом фрезы только по окружности вместо плоского кон-
такта по кругу. Кроме того, отсутствие центрирующего утолщения
вызывает значительные погрешности установки при смене фрез
из-за колебания углов бокового поднутрения.
В то же время центрирующее утолщение требует двойного шли-
фования торцов; при этом трудно обеспечить одинаковый угол под-
нутрения с обеих сторон.
Из изложенного следует, что при высоких требованиях точ-
ности к расположению пазов предпочтительнее применять фрезы
типа Б. Учитывая технологические трудности изготовления таких
фрез, целесообразно центрирующие утолщения оставлять у фрез
толщиной b>0,5 мм. Более тонкие фрезы могут быть изготовлены
по типу А. Фрезы типа В применяют при обработке таких материа-
лов, как легкие сплавы и пластмассы, где образуется наибольшее
трение. Углы бокового поднутрения у режущих кромок этих фрез
значительно больше, чем у фрез типов А и Б.
63
Углы бокового поднутрения должны выбираться в зависимости
от толщины и диаметра фрезы. Это особенно важно для фрез, не
имеющих центрирующего утолщения.
В табл. 4 .приведены рекомендуемые углы бокового поднутрения.
Таблица 4
Углы бокового поднутрения прорезных фрез
Диаметр фрезы 40 мм Диаметр фрезы 60 мм
Ширина фрезы в мм # Угол бокового поднутрения в мин Ширина фрезы в мм Угол бокового поднутрения в мин
0,2 5 0,5 10
0,3 5 0,6 15
0,4 10 0,8 15
0,5 10 1,0 30
0,6 15 1,2 30
0,8 30 1,5 30
1,0 30 2,0 30
Длина поднутренной части у фрез типа Б выбирается таким об-
разом, чтобы выступающая часть фрезы / (фиг. 29) имела мини-
мальные размеры:
I — t + 2,0 мм.
где t — глубина резания.
Ленточка на цилиндрической части фрез. На некоторых заво-
дах после заточки прорезных фрез производят их набор на оправку
и затем слегка прошлифовывают их по наружному диаметру на
Фиг 30. Форма впадин и
толщина зуба.
круглошлифовальном станке. В связи
с этим на цилиндрической части фрезы
образуется ленточка, у которой зад-
ний угол отсутствует. Необходимость
образования ленточки мотивируется
тем, что она приводит к укреплению
режущей кромки зуба и, кроме того,
способствует уменьшению радиального
биения до минимума. Однако ленточка
приводит к сильному увеличению из-
носа фрезы, и при ширине ее 0,3—0,4 мм стойкость фрезы очень
резко падает. Это объясняется тем, что ленточка образует на зад-
ней поверхности зуба фрезы площадку (0,3—0,4 мм), у которой
задний угол равен 0°, поэтому наличие такой площадки равно-
сильно предварительному затуплению фрезы, и в результате фреза
перестает работать.
Форма впадины и толщина зуба. Форма впадины зуба суще-
ственно влияет на характер образования стружки, а тем самым и
64
на стойкость фрезы. При определении элементов зуба фрезы важ-
ным является не только объем впадины, но и радиус ее закруг-
ления, а также спинка зуба
Опыт показал, что наиболее целесообразен (фит. 30) радиус
закругления впадины
г = (0,3 -0,4)?, ' (19)
где <7 —высота зуба, которая принимается равной
здесь д — угол впадины.
Для прорезных фрез угол впадины целесообразно принять рав-
ным 6 = 50°-
Подставив значение д в формулу (20) и значение q в фор-
мулу (19), получим:
г =(0,3-0,4); (21)
* = Ш? ‘ <22>
Определив диаметр и число зубьев фрезы применительно к кон-
.кретньпм условиям фрезерования пазов, легко найти значения
остальных параметров, пользуясь приведенными зависимостями.
Разделение стружки. Стойкость фрезы можно повысить разде-
лением стружки при фрезеровании пазов. Разделение стружки
Фиг. 31. Схема разделения стружки.
может быть осуществлено при ширине пазов 6>2,5 мм. Существует
несколько способов разделения стружки:
1) у одной стороны режущей кромки снимают фаску; при этом
УфДвух ^смежных зубьев фаски располагают по разным сторонам
2) на режущих кромках зубьев делают стружкоразделительные
канавки, расположенные в шахматном порядке (фиг. 31,6);
3) на первом зубе с двух сторон снимают фаску на 7з часть
толщины зуба фрезы под углом 45°, а последующий зуб зани-
жается по радиусу на 0.15—0,30 мм (фиг. 31, в).
5 — М С. Миркин.
Лучшие результаты достигаются при использовании третьего
способа деления стружки. В этом случае 'передний зуб прорезает
середину паза, а последующие оба угла снимают две стружки.
Ширина стружки, полученной при помощи переднего и заднего
зубьев, не равна ширине реза и этим предотвращается трение
стружки в пазу. Вследствие деления стружки на три части обра-
зуются лучшие условия резания, и если у переднего зуба фаски
сняты равномерно с обеих сторон, то он центрирует паз и предот-
вращает увод фрезы. В то же время уголки кромок, работающие
в худших условиях, освобождаются от нагрузки. Все это приво-
дит к повышению стойкости фрезы.
Недостатком этого способа является неправильная форма дна
паза, образуемого ступенчатыми зубьями, поэтому его целесооб-
разно применять при фрезеровании сквозных пазов или при раз-
резке металла. В остальных случаях наиболее часто применяется
первый способ, при котором два скошенных зуба образуют полную
ширину паза; фаски также снимают на 7з часть толщины зуба под
углом 45°.
При обработке материалов с пределом прочности ав=80 кг/мм?
рекомендуется снимать фаски на Ve часть толщины зуба фрезы,
так как более толстая режущая кромка лучше противостоит аилам
резания. Фаски и ступени зубьев необходимо выполнять с высокой
ючностью, иначе стойкость фрезы может резко понизиться.
3. ТЕХНИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ К ФРЕЗАМ
Материал для фрез. Фрезы должны быть изготовлены из быст-
рорежущей стали Р9 или Р18. Изготовление фрез из углеродистой
стали допускается только в тех случаях, когда общая длина фрезе-
рования пазов в одной детали не превышает 8 м.
Допуски на элементы фрез. Посадочное отверстие должно быть
обработано по 2-му классу точности.
Допустимые отклонения: ширины фрезы (Ь) 0,02, переднего
угла’(у) ±1°; заднего угла (а)±1°; углов бокового поднутрения
(ф1) ±2'.
Торцовое биение должно быть не более 0,02 мм, а допустимое
радиальное биение не более 0,03 мм.
Шероховатость поверхности- Чистота обработки передних и зад-
них поверхностей зубьев, а также торцовых поверхностей и отвер-
стия должна быть не ниже 8-го класса. Кромки отверстия должны
быть притупленными, зубья — острыми без искажения передних по-
верхностей. Не допускаются трещины, забоины, выкрошенные места
и прижоги отдельных зубьев.
Твердость. На торце режущей кромки твердость, измеренная на
расстоянии не более. 5 мм от режущих кромок, должна быть в пре-
делах 60—63 HRC. Не должно быть обезуглероженных мест на ра-
бочей части фрезы и твердость ее не должна быть ниже указанных
пределов.
66
4. СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ ПАЗОВ
К основным особенностям процесса фрезерования тонкими фре-
зами относятся следующие:
а) работа происходит в зоне весьма тонких стружек, где за-
метно сказывается влияние радиуса округления и радиального бие-
ния фрез;
б) несмотря на наличие бокового поднутрения, имеется трение
между стенками паза и боковыми поверхностями фрезы;
в) при обработке вязких металлов часто происходит заклинива-
ние стружки, приводящее к поломке фрез.
Все это в совокупности .повышает нагрузку на фрезу и удельную*
работу пр'И фрезеровании.
В отличие от обычных условий фрезерования, где вопросы
динамики процесса рассматриваются с точки зрения наиболее ра-
ционального использования мощности и жесткости станка, при,
фрезеровании глубоких и узких пазов эти факторы не имеют суще-
ственного влияния. Так как фреза имеет тонкое сечение, важно оп-
ределить силы резания и выбрать режимы фрезерования, исходя из;
условий прочности фрезы.
Аналитические зависимости для сил резания
Окружная сила. Проф. А. М. Розенберг рассматривает работу
дисковой прорезной фрезы как трехстороннее резание, при котором
торцовые поверхности фрезы играют роль дополнительных режу-
щих лезвий. Работа такой фрезы рассматривается как работа двух
торцовых фрез, каждая из которых снимает стружку шириной -g- •
Используя известные зависимости для удельного давления резания,
получим:
р=}-ак (4/ -• <23>
где р—удельное давление резания в кГ1м,м2\
ь
а и -----соответственно толщина и ширина среза;
k — постоянный коэффициент, зависящий от рода обраба-
тываемого материала, угла резания и профиля зуба;
k, —показатели степени, зависящие в основном от рода
обрабатываемого материала, являются отрицатель-
ными и по величине меньше единицы.
Мгновенная окружная сила на зубе фрезы равна Р = рд, где
^ = 2а- —— сечение стружки.
В свою очередь, a = szsin ф. Здесь ф — угол, определяющий мгно-
венное положение зуба; sz — подача на зуб.
5* 67
Тогда
Р =-- 2ks*+! (1 Sinfe+1 <р = 2~1\ак+'Ьш. (24)
Работа резания определяется подобным же об разом,, как для
цилиндрической фрезы с прямым зубом.
Работа фрезы за один оборот Ао для рассматриваемого случая
равна
4 = D 2, (25)
T" л •
а средняя окружная сила
fc+2
р _ Дк_____2*+1 . _L sk+1bl+1z {—) 2 (26)
где z — число зубьев фрезы;
t—глубина резания в жя;
D —диаметр фрезы в мм.
Из уравнения (26) следует, что наибольшее влияние на среднюю
окружную силу оказывают ширина фрезерования и число зубьев,
затем соответственно подача на зуб, глубина фрезерования и диа-
метр фрезы.
Ширина фрезерования обычно обусловлена, следовательно,
уменьшение Рср может быть за счет изменения значений z, sZ9 t и D.
Удельная работа. Как известно, удельной работой при фрезеро-
вании называют работу (в кГмм), затрачиваемую на снятие 1 мм3
стружки.
Для .прорезной фрезы удельная работа
nk—z + l J
+ 2..(27)
где аср—серединная толщина на половине угла контакта фрезы.
Выражение для удельной работы в этом случае отличается от
аналогичного выражения для цилиндрической фрезы. Кроме оср,
•на удельную работу влияет также ширина фрезерования.
Из уравнения (27) следует, что величина удельной работы при
любых значениях факторов режима резания зависит только от
ширины фрезерования и серединной толщины стружки. Чем больше
значения b и аср , тем меньше величина работы, затрачиваемой на
снятие единицы объема стружки.
Если известно значение удельной работы, легко могут быть оп-
ределены Az, Aq и Аср:
Az = Аш tbsz\
AQ = Awtbszz\ ^28)
_ A(otbszz
ИСр~ •
68
Здесь Аг —работа зуба на протяжении дуги контакта.
Нахождение Рср с помощью выражения для удельной работы
значительно упрощает все вычисления для различных сочетаний
факторов режимов резания. ,
Экспериментальные зависимости для сил резания
'Экспериментальные исследования имели целью найти значения
динамических характеристик К, k и I для определения среднего и
'максимального значений окружной силы.
В качестве обрабатываемого материала приняты сталь 50 и чу-
гун СЧ18-36. Фрезерование производилось на горизонтальнофре-
зерном станке фрезами из стали Р18, тщательно изготовленными и
выверенными в процессе установки на станке.
Для измерения сил резания применялся динамометрический сто-
лик, работающий по принципу измерения деформации проволоч-
ными датчиками сопротивления.
Электрическая часть установки включала датчики, тензометри-
ческую установку ПЭТ-ЗВ и восьмишлейфный осциллограф МПО-2.
Измерительная аппаратура давала возможность непосредствен-
но регистрировать вертикальные и горизонтальные составляющие
сил резания, поэтому средние значения окружной силы определя-
лись на основании следующей зависимости:
Рср = рнСр cos -у- - Pv ср sin , (29)
где Рср — среднее значение окружной силы;
Рнср — среднее значение горизонтальной составляющей силы
резания;
Pvcp— среднее значение вертикальной составляющей силы ре-
зания;
<Р
---половина угла контакта.
Обработка данных осциллограмм для определения динамиче-
ских характеристик процесса производилась вычислением значения
удельной работы по формулам (28).
При неизменном обрабатываемом материале (%=const), одних
и тех же значениях серединной толщины среза аср и ширины фре-
зерования b велич-цра удельной работы должна оставаться постоян-
ной при различных сочетаниях факторов режима резания незави-
симо от частных значений глубины резания t, подачи на зуб
числа зубьев z, диаметра фрезы D и числа оборотов фрезы п.-
Построив график для удельной работы Аш=^(аср) в логариф-
мических координатах, получим (при Х = const и b = const) одну и
ту же прямую линию для различных значений t, sz, z, D и n. Тан-
генс угла наклона прямой к оси абсцисс представляет собой пока-
затель степени k. Величина Аш при a(,p=const, но при различных
6<>
значениях ширины фрезерования b дает .возможность найти пока-
затель степени /. Зная k и I, легко определить значение X.
На фиг. 32, а, б в логарифмических координатах А> —аср изоб-
ражена зависимость удельной работы резания (в кГмм) от сере-
стружки: а—при обработке стали 50; б—при обработке чугуна марки
СЧ18-36.
Л—при ширине фрезы b “0,33 мм; о —то же при Ь= 0,55 мм; X — то же при
6=0,76 мм; • — то же при 6 “0,9 мм.
диниой толщины среза (>в мк) для стали и чугуна. Опытные точки
на графиках соответствуют среднему из четырех — шести значений,
полученных при работе различными фрезами при различных соче-
таниях t, sz и b.
70
После математической обработки по методу наименьших квад-
ратов получены следующие значения динамических характеристик:
для стали 50: Х==304; k = —0,18; / =—0,07;
для чугуна СЧ18-36: %= 138; k = —0,23; 1 = —0,09.
Как известно, показатели степени k и I являются функциями
пластических свойств обрабатываемого материала и характеризуют
степень пластической деформации стружки. Абсолютные значения
k и I возрастают с увеличениехм пластичности обрабатываемого ма-
териала. Для тонких прорезных фрез значения k и I оказались
ниже, чем при работе цилиндрических и торцовых фрез. Это дает
возможность предполагать, что при несвободном резании пласти-
ческая деформация стружки меньше.
Значения % оказались значительно больше, чем при работе ци-
линдрических и торцовых фрез, что объясняется особенностью про-
цесса фрезерования пазов. При работе в зоне тонких стружек на-
личие некоторого округления режущих кромок, неравномерность
заточки отдельных зубьев и небольшое радиальное биение, которое
совершенно устранить не оказалось возможным, вызвали увеличе-
ние нагрузки на фрезу. Нагрузка еще больше возрастала в тех слу-
чаях, когда стружка попадала между боковыми поверхностями
фрезы и стенками паза. Все это в совокупности приводило к воз-
растанию удельной работы.
На основании полученных данных удельная работа при фрезе-
ровании пазов может быть выражена следующими формулами:
для стали 50
/L ~ —о J71Q(Ti8 " (30)
ь ’ аср
для чугуна СЧ 18-36
142
Ац» = ‘ 70,69 о72~ кГММ/ММ*. (31)
° ’ аср
2^—
Приняв в выражении для Рср значение —Т = и под"
ставив величины Ср, й и / в уравнение (26), получи,м структурное
выражение формул для Рср:
для стали 50
Рср = 98b0'93 s*'82 tn’SizD~w ; (32)
для чугуна СЧ 18-36
Рср = 45&0,91 (33)
Полученные значения Рср предусматривают работу с острыми
фрезами, имеющими передний угол у —5°, с применением смазочно-
охлаждающей жидкости.
Вертикальная и горизонтальная составляющие силы резания.
Как указывалось выше, измерительная аппаратура давала
71
возможность непосредственно регистрировать значения Pv и Рн-
На фиг. 33 показано изменение величин Pvcp и Рн ср в зависимости
от -jy и sz для фрез шириной b = 0,33 мм и 6 = 0,9 мм.
Из рассмотрения графиков следует, что в пределах применяе-
мых значений и sz (при работе с прямой подачей) Pvcp и Рнср
работке стали; в, г—при обработке чугуна.
возрастают с увеличением -р- и sz\ при этом они имеют положи-
тельное направление, т. е. вертикальная составляющая направлена
вниз, а горизонтальная — в направлении, противоположном по-
даче.
Для практических целей можно пользоваться следующими вы-
ражениями, полученными на основании математической обработки
результатов экспериментов.
72
При работе с прямой подачей
0,0161
ср ~ 0 84 / _£_\0’29 ^ср’’ (34)
S* \
РНсР^\$Рср. (35)
При работе с обратной подачей
р..г = —Р.,-. <36)
p„vx(o;2-o,S)P.„. (37)
Равнодействующая сила резания. Зная силы Pvcp и Рнср, дей-
ствующие на фрезу, легко определить их равнодействующую: .
Kcp=VPlcp^P2Hcp, (38)
-1/ (-йгр- (^Г ' (39)
С изменением направления подачи равнодействующая изменит
свое направление, оставаясь одинаковой по абсолютной величине.
Угол наклона Rcp к направлению Рн может быть найден по фор-
муле
a = arctg-f^. (40)
*Н ср
тл *
Изменение угла а зависит от отношения и величины sz.
Пользуясь приведенными зависимостями, можно произвести рас-
четы прочности фрез и выбрать рациональные режимы фрезерова-
ния. Следует при этом иметь в виду, что указанные зависимости
предусматривают работу с острыми фрезами, имеющими минималь-
ное радиальное и торцовое биение. При затуплении фрезы, а также
при радиальном и торцовом биении нагрузка на отдельных участ-
ках фрезы будет значительно превышать полученные средние зна-
чения.
5. ВЛИЯНИЕ РАДИАЛЬНОГО БИЕНИЯ И ОКРУГЛЕНИЯ
РЕЖУЩЕЙ КРОМКИ ФРЕЗЫ НА ПРОЦЕСС ФРЕЗЕРОВАНИЯ
Изменение подачи на зуб, вызванное радиальным биением фрезы
Биение фрезы на станке является результатом суммарного экс-
центрицитета, обусловленного биением шпинделя станка и погреш-
ностями изготовления и установки фрезы. Этот суммарный эксцен-
трицитет приводит к тому, что не все зубья фрезы в одинаковой
73
степени участвуют в процессе резания. В этом случае происходит
приращение подачи на тех зубьях, режущие кромки которых наибо-
лее удалены от центра вращения фрезы, и уменьшение подачи —
на режущих кромках, наименее удаленных от центра вращения. Та-
кое переменное значение подачи на зуб приводит к неравномер-
ности фрезерования и переменному значению сил резания.
При работе тонкими фрезами применяемые подачи на зуб
0,01 мм; в этих условиях приращение подачи за счет биения
и возрастающие при этом силы резания приводят к .поломке отдель-
ных зубьев, а иногда и всего диска.
Максимальное приращение подачи в результате биения фрезы
может быть найдено из следующей зависимости:
ASznmax = ^Sin^-, (41)
где Aszn тах — максимальное 'приращение подачи на зуб;
а — величина радиального биения;
Из формулы (41) следует, что приращение подачи уменьшается
с увеличением глубины фрезерования и числа зубьев и с уменьше-
нием диаметра фрезы.
При малых подачах на зуб, применяемых при фрезеровании
глубоких и узких пазов, максимальная величина приращения мо-
жет оказаться значительно больше, чем выбранное значение по-
дачи. Это может привести к тому, что при определенных условиях
часть зубьев не будет принимать участия в работе.
Количество неработающих зубьев может быть найдено по фор-
муле
ti > -5---arc sin /-т—-—) .
к \ &szn max /
гт *
При значениях sz и , применяемых при фрезеровании пазов,
значительное количество зубьев не принимает участия в работе. Это
приводит к неравномерному распределению нагрузки между зубья-
ми и, как следствие, к поломке фрезы.
Неравномерность фрезерования с учетом биения фрезы
Для оценки неравномерности фрезерования обычно пользуются
коэффициентом неравномерности ц, представляющим собой отно-
шение максимальной суммарной окружной силы (2Р)тах к сред-
нему значению этой силы Рср.
___ (ЕР)тах
г — р •
*ср
74
Зная Рсп и ц, можно найти (SP)max и> учитывая сечение
фрезы, внести соотвествующие коррективы при выборе подачи на
зуб.
Коэффициент неравномерности с учетом радиального биения
при работе прорезными фрезами равен
„ #4-2 [ [(I + *1) sin + {(14-Tj cos <р^) sin [? (1— и) ] }ft+1 ,
и, — —— и (р --------------------------------------------Н
2+ I sin^f)
{(!+•»]cos 2?«) sin [у (1 — 2и)]}fe+1
sin*+2
। {[!+>) cos (гп-1) ?н] sin у [1 — (z0 — 1) ц])*+1 1
sinft+2(-|-) |
где z0=-|----число зубьев в пределах угла контакта; здесь ф =
и 2М
—arc cos 1----1 —-угол контакта;
е — центральный угол между зубьями; 8 = ;
Z
и — величина, обратная z0; и—
Ду
т]= *”(max)— отношение максимального приращения подачи на
sz
зуб вследствие биения фрезы к выбранному значению sz.
Из уравнения (42) следует, что ц зависит от т], и и ф, а также
от показателя степени k.
Дальнейший анализ показал, что величина угла контакта ф ока-
зывает незначительное влияние на изменение ц. Кроме того, с точ-
ностью, достаточной для практических целей,' можно принять одно
среднее значение k для всех обрабатываемых материалов.
Таким образом, коэффициент неравномерности в основном за-
висит ОТ Т) И U.
Влияние коэффициента и выражается в том, что неравномер-
ность фрезерования уменьшается с увеличением числа зубьев в пре-
делах угла контакта. Однако основное влияние оказывает значе-
ние ц, характеризующее величину приращения подачи. С увеличе-
нием т] коэффициент неравномерности резко возрастает, достигая
весьма больших значений. Значение р в зависимости от биения фре-
зы и подачи на зуб может быть найдено из номограммы, изобра-
женной на фиг. 34. Из номограммы видно, что при одной и той же
величине радиального биения значение р возрастает с уменьшением
подачи на зуб и отношения . При этом наиболее интенсивное
возрастание происходит в зоне малых подач (sz<0,003 мм).
75
Фиг. 34. Зависимость неравномерности фрезерования от .]
Фиг. 35. Выбор sz min
в ’зависимости от радиального биения
фрезы.
Зная ц и Рср, можно найти Ртах и 7?тах, необходимые для рас-
чета фрезы на прочность.
В-виду того, что всегда бывает некоторое биение фрезы, необхо-
димо обеспечить такие условия, .при которых все зубья фрезы будут
«принимать участие в работе, чтобы уменьшить неравномерность
фрезерования. Это может быть достигнуто выбором подачи на зуб
из условия
«г min > «С Sin . (43)
Значение 5zfflin в зависимости от величины радиального биения
фрезы для различных значений z может быть найдено из номо-
граммы, изображенной на фиг. 35.
Полученные зависимости дают возможность рекомендовать сле-
дующую методику выбора s^mim и назначения допусков на ра-
диальное биение фрез.
При относительно большой глубине фрезерования выбирается
szmin. из условия стойкости и прочности фрез. По выбранному зна-
чению sz устанавливают допуск на биение фрезы из условия
л
С sin —
Значение С определяется из формулы (41).
При малой глубине фрезерования назначается допускаемое от-
клонение на радиальное биение фрез, учитывающее технологиче-
ские возможности инструментального цеха завода. По заданному
отклонению определяют sZTnin и коэффициент неравномерности ц.
Если полученные значения szniin и ц не удовлетворяют условиям
прочности и стойкости фрез, допуск на радиальное биение умень-
шается в соответствии с новым значением sz.
6. ВЛИЯНИЕ ОКРУГЛЕНИЯ РЕЖУЩЕЙ КРОМКИ
НА ПРОЦЕСС ВРЕЗАНИЯ ЗУБА ФРЕЗЫ
Режущая кромка зуба фрезы представляет собой некоторую
криволинейную поверхность со значительной шероховатостью. При-
ближенно ее рассматривают как часть поверхности цилиндра с ра-
диусом р, называемым радиусом округления.
Зуб фрезы, имеющий округленную режущую кромку, проскаль-
зывает по обрабатываемой поверхности до тех пор, пока стружка
не достигнет определенной толщины. При этом образуется отрица-
тельный передний угол, достигающий больших значений при малой
толщине стружки. Врезание зуба с отрицательным передним углом
связано с увеличением работы трения и образованием значитель-
ных деформаций в контактном слое металла, приводящих к уско-
ренному износу режущей кромки.
При фрезеровании пазов толщина стружки в некоторых случаях
измеряется долями микрона и в этих условиях округление режущей
77
кромки является одним из факторов, приводящих к быстрому из-
носу и преждевременной поломке фрез тонкого сечения.
Анализ процесса врезания показывает, что длина врезания со-
ставляет значительную часть всего пути резания и уменьшается с
увеличением глубины фрезерования. Наиболее интенсивно длина
врезания возрастает в зоне малых подач sz <0,005 мм. При
sz >0,005 мм наблюдается сравнительно небольшое уменьшение
длины врезания с увеличением sz.
Для наиболее часто’применяемых при фрезеровании пазов зна-
чениях t = 4—5 мм длина врезания при р = 0,015 мм и sz =0,0055—
0,006 мм равна длине дуги контакта. При меньших подачах на зуб
в процессе врезания будут участвовать несколько зубьев, а период
врезания будет длиться до того момента, пока толщина срезаемого
слоя не станет равной
А = й] h2 + й3,
где hx = 0,015 р;
Л2=0,08р;
здесь R—радиус фрезы.
Число зубьев, участвующих в процессе врезания, может быть
найдено по формуле
__ h
sz sin ср ’
где h— толщина снимаемого слоя при врезании;
<р — угол контакта;
Sz sin ср—максимальная толщина стружки, снимаемая зубом
фрезы в пределах угла контакта.
В зоне малых подач (sz <0,005 мм) в процессе врезания при-
нимают участие несколько зубьев, и число их возрастает весьма
интенсивно с увеличением радиуса округления. При этом перемеще-
ние режущих кромок первых нескольких зубьев происходит вслед-
ствие упругих деформаций обрабатываемого материала и фрезы.
После того, как толщина срезаемого слоя превзойдет величину уп-
ругих деформаций, перемещение каждого последующего зуба будет
происходить за счет пластического смятия соответствующего участ-
ка поверхности резания. Все это в совокупности создает весьма
значительные радиальные силы и упрочнение поверхностного слоя,
влекущие за собой повышенный износ, а в некоторых случаях и
поломку фрез.
В реальных производственных условиях процесс резания имеет
несколько иной характер. Величина округления каждой режущей
кромки в отдельности может изменяться в широких пределах.
7R
Кроме того,-биение фрезы вызывает изменение подачи на каждом
зубе .и в результате число зубьев, принимающих уча-стие в процессе
врезания, будет зависеть от сочетаний указанных факторов.
Влияние радиуса округления на процесс фрезерования может
быть значительно снижено при работе с обратной подачей (попут-
ное фрезерование). В этом случае врезание начинается с макси-
мальной толщины стружки. Кроме того, улучшаются условия ра-
боты зуба фрезы в момент его выхода, так как фреза работает по
ненаклепанному слою. Более благоприятные условия работы фрезы
приводят к значительному увеличению стойкости при фрезерова-
нии с обратной подачей, особенно в зоне малых подач на зуб.
Зависимость радиуса округления от геометрии фрезы
Величина радиуса округления зависит от материала инстру-
мента, способа заточки и степени его затупления. При прочих рав-
ных условиях уменьшение радиуса округления может быть достиг-
нуто'уменьшением угла заострения 0. Для установления зависи-
Фиг. 36. Зависимость между радиусом округления р и
углом заострения р.
мости P=f(P) произведены измерения радиуса округления режу-
щих кромок, имеющих различные углы заострения. Измеряемые
фрезы имели следующие параметры: число зубьев z=40, диаметр
£>=60 мм; материал — сталь Р18.
Измерения радиуса округления р производились при помощи
рисовального аппарата RA-1, присоединенного к биологическому
микроскопу. Этот прибор дал возможность фиксировать контур
режущей кромки при увеличении Х420.
79
Углы заострения режущих кромок измерялись на универсаль-
ном микроскопе.
На фиг. 36 показаны кривые распределения радиуса округления
р и угла заострения 0, а также график р = f(0).
В результате математической обработки данных измерения по-
лучена зависимость между средним значением радиуса округления
и углом заострения:
р = 0,0460 — 0,0352. (45)
При значениях заднего угла а = 20° и переднего угла у = 5°
(0 = 65°) среднее значение радиуса округления р =0,017 юн.
• В процессе работы фрезы округление режущей кромки непре-
рывно увеличивается и становится равным р = 0,050—0,060 мм
после обработки пазов с общей длиной фрезерования 15—18 м.
7. РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ
Критерий износа фрезы
Обычно в качестве критерия затупления принимают износ зуба
по задней или передней поверхности.
Особенности, присущие процессу фрезерования глубоких и уз-
ких пазов, делают необходимым при установлении критерия затуп-
ления исходить из нескольких иных предпосылок. Прорезная
фреза работает в весьма тяжелых условиях в связи с процессом
несвободного резания при очень тонких и относительно широких
стружках. В то же время недостаточная жесткость фрезы и нали-
чие торцового биения приводят к возникновению трения между бо-
ковыми поверхностями фрезы и стенками паза, а мельчайшие ча-
стицы срезанной стружки, попадая между стенками паза и боко-
выми поверхностями фрезы, еще больше увеличивают трение и из-
нос этих поверхностей.
На фиг. 37 показан характер износа зуба прорезной фрезы.
Здесь hy — износ задней грани зуба по уголкам; h3 —износ по
главной задней грани; h — износ по высоте зуба; hb —износ по
ширине зуба; hb = b—(а} + а2).
При указанных выше условиях работы износ зубьев фрезы на-
чинается с уголков, в месте перехода задней грани к вспомогатель-
ной задней грани, и распространяется в радиальном направлении,
образуя площадку h, которая легко может быть обнаружена по
блестящей полоске, появившейся на боковых поверхностях зубьев.
На фиг. 38, а показан износ по главной задней грани в зависи-
мости от длины фрезерования /. Наличие радиального биения при-
водит к тому, что не все зубья в одинаковой степени принимают,
участие в работе, следствием чего является различный износ от-
дельных зубьев. На фигуре дано среднее значение износа h3, а так-
же максимальное и минимальное значения износа отдельных зубьев
^зтах и /z3min. Из графиков видно, что среднее значение износа по
80
задней грани вначале возрастает более интенсивно, а после фрезе-
рования 200 пазов (/ = 20 м) увеличение весьма незначительно.
Вследствие радиального биения износ отдельных зубьев резко
изменяется. В начальный период резания отдельные зубья не при-
нимают участия в работе и износ по задней грани у них отсут-
ствует. По мере .приработки влияние радиального биения несколько
уменьшается и на задней грани этих зубьев появляется незначи-
тельный износ. В то же время износ наиболее выступающих зубьев
(^зтах) происходит весьма интенсивно и достигает 0,13 мм к концу
фрезерования. Наибольшее значение отношения згпчх ^6, т. е.
з min
износ по главной задней грани у наиболее выступающих зубьев
Фиг. 37. Характер износа зуба фрезы.
примерно в 6 раз больше износа зубьев, наименее удаленных от
центра вращения фрезы.
На фиг. 38,6 приведены графики износа зуба по уголку hy. Ана-
логично предыдущему построены три графика: для средних значе-
ний износа по уголкам hy, для значений hy max и hy min. При среднем
значении /^ = 0,30 мм фрезерование прекращалось.
Износ по уголкам также резко различен у отдельных зубьев
фрезы ( hy ma2_^3), а также у каждой из сторон последних. Про-
hy min
веденные измерения показали наличие одностороннего износа по
уголкам. При максимальной величине износа одного из уголков
hy — 0,4 мм износ у другого уголка этого же зуба оказался равным
0,15 мм (причины одностороннего износа изложены ниже).
6— М. С. Миркин.
81
82
Фиг. 39. Среднее значение величи-
ны износа по уголкам у фрез раз-
личной ширины.
Из приведенных графиков износа h3 и hy видно, что износ по
уголкам в 2—3 раза превышает износ .по задней грани. Этот вид
износа в большей степени влияет на работу фрезы, приводя к за-
щемлению зубьев,,деформации перемычек, уводу и поломке фрезы.
На фиг. 38, в дан график износа по ширине зуба hb. Износ опре-
делялся как разность между шириной зуба до начала работы фре-
зы и после прохождения определенного числа пазов. На графике
нанесено среднее значение hb, измеренное у 10 зубьев. Кривая
износа показывает, что в начале резания износ по ширине зуба
происходит весьма интенсивно
вследствие быстрого истирания вер-
шин зубьев, образованных поднут-
рением. По мере образования пло-
щадки интенсивность уменьшается и
происходит постепенное нарастание
износа до максимального значения
равного hb max= 0,035 мм.
Картина износа отдельных эле-
ментов зуба показывает, что износ
по уголкам лимитирует работу
фрезы, приводя ее к уводу, что вызывает деформацию перемычки.
В то же время, высокие требования точности к ширине паза (до-
пустимое отклонение по ширине 0,02 мм) делают необходимым
ограничить износ по ширине зуба.
На основании .изложенного в качестве критерия затупления при-
нят износ по уголкам hy, а предельная величина его определялась
в момент появления признаков увода фрезы.
На фиг. 39 приведен график, характеризующий среднюю вели-
чину износа hy в момент появления признаков увода для фрез раз-
личной ширины. Эти значения были приняты в качестве критерия
затупления при проведении испытаний на стойкость фрез, свя-
занных с выбором оптимальных режимов резания.
Влияние факторов режима резания на стойкость фрез
Наблюдения над процессом фрезерования пазов тонкими фре-
зами показали, что поломка происходит не только при износе, соот-
ветствующей критерию затупления, но часто возникают значи-
тельно раньше вследствие различных неучтенных факторов. Вместе
с тем, установлено, что частота поломок также зависит от режимов
резания. Поэтому необходимо определить период работы фрезы
до полного ее износа по уголкам в соответствии с принятым кри-
терием при различных режимах резания, а также установить
зависимость между частотой поломки фрез и факторами режима
резания.
В производственных условиях более целесообразно принять за
период стойкости не время работы фрезы, а среднюю длину
6* 83
фрезерования. Легко видеть, что стойкость (в мин) Тм и длина фре-
зерования I (в м) определяются отношением
1 __ SMTM
1000’
(46)
где sM — минутная подача в мм/мин.
Влияние скорости резания на стойкость фрезы. Предваритель-
ными исследованиями установлено, что в зоне низких скоростей
</<30 м/мин фрезерование сопровождается заметными толчками и
частыми поломками фрез.
По мере увеличения скоро-
сти резания работа протекает
более спокойно.
Учитывая изложенное, экс-
перименты по установлению
влияния скорости резания на
стойкость фрез были прове-
дены при следующих значе-
ниях скорости резания: щ =
= 35 м!мин\ и2 = 54 м)мин\ у3 =
= 80,5 м!мин.
Характер влияния скорости
резания на длину фрезерова-
ния, а следовательно, на стой-
кость фрез, виден из графи-
ков. приведенных на фиг. 40.
С увеличением скорости реза-
ния длина фрезерования
уменьшается. Показатель сте-
Фиг- 40. Влияние скорости резания и
ширины фрезерования на стойкость.
пени tn, характеризующий ин-
тенсивность изменения ско-
рости резания в зависимости
от длины фрезерования, ока-
зался равным т = 0,43. При этом скорость резания v = , а за-
висимость длины фрезерования от скорсти резания может быть
представлена в следующем виде:
/ __ Су
v *32
(47)
Относительно высокое значение показателя степени m является
результатом влияния скорости резания на характер образования
«стружки. В то время как элементообразная стружка легко отде-
ляется от зубьев фрезы, завитая стружка, образующаяся по мере
увеличения v, попадая между впадинами, задерживается в них и
вместе с зубом попадает в паз. При следующем обороте фрезы
стружка запрессовывается и вызывает дополнительный износ эле-
ментов зуба.
84
Влияние подачи на зуб и ширины фрезерования на стойкость
фрезы. На фиг. 41 дана зависимость l=f(sz, b) при скорости реза-
ния tf=54 м!мин и глубине фрезерования / = 4 мм для фрез различ-
ной ширины. Из графика видно, что с увеличением подачи на зуб
до определенных пределов длина фрезерования до наступления
полного износа увеличивается.
Повышение стойкости фрез с увеличением подачи на зуб объяс-
няется влиянием округления режущей кромки при работе в зоне
весьма тонких стружек. Выше
указывалось, что при наличии
округления началу отделения
стружки предшествует сколь-
жение режущей кромки по об-
рабатываемому материалу;
при этом возрастают силы тре-
ния и возникают вибрации,
приводящие к ускоренному из-
носу элементов зуба фрезы.
Показатель степени при s2,
характеризующий интенсив-
ность износа в зависимости от
подачи, положительный; вели-
чина его оказалась л: = 0,49.
ГТ ™
При этом зависимость длины
фрезерования от подачи на зуб Фиг. 41. Влияние подачи sz на- стой-
может быть выражена в еле- кость.
дующем виде:
I = CSz (sz < 0,006 - 0,008 мм}.
(48>
С увеличением ширины фрезерования увеличивается объем сни-
маемой стружки, следствием чего является более быстрый износ
фрезы. _
Зависимость l=f(b) имеет вид:
Г= ^,4в- • (49>
Относительно большее значение показателя степени объясняется
влиянием силы резания и ширины среза.
Влияние глубины фрезерования на стойкость фрезы. С увеличе-
нием глубины резания при постоянных значениях D, b, sx, z и v уве-
личивается толщина среза, что должно -благоприятно влиять на
стойкость фрезы при работе в зоне весьма тонких стружек. Однако
одновременно с изменением глубины резания изменяется и длина
стружки. Наблюдения показали, что с увеличением глубины
резания условия отвода стружки ухудшаются, и в некоторых слу-
чаях она запрессовывается во впадине, вызывая поломку зубьев.
Последнее обстоятельство отражается на процесс фрезерования,
приводя к уменьшению стойкости с увеличением глубины резания
85'
На фиг. 42 даны результаты испытания, проведенные при
/ = 2,5—6 мм.
Постоянными сохранялись скорость резания v = 54 м/мин и по-
Зависимость l=f(t) имеет вид
Л39
(50)
Для диаметра фрезы £> = 60
z=40 обобщенное выражение для
фрезерования имеет следующий вид:
Cs^
1 =
ММ и
длины
^2,32^0,46^1,39 (^<0,006 0,008 мм).
(51)
Для стали 50 значение С = 104,5 • 105,
Изменение диаметра и числа зубьев
при фрезеровании пазов, существенно не
влияет на стойкость фрез. Анализ выра-
жения (51) показывает, что в пределах
sX 0,006—0,008 мм наибольшее влияние
на стойкость оказывают скорость реза-
/д J о з}5 ния, затем подача на зуб, глубина и ши-
Фиг. 42. Влияние глубины Рина фрезерования. При заданных зна-
фрезерования на стойкость, чениях b и t переменными являются по-
дача на зуб и скорость резаная. Как бу-
дет показано ниже, их выбор обусловливается частотой поврежде
ния фрез.
Зависимость частоты повреждения фрез от факторов
режима резания
При установлении зависимости частоты повреждения фрез от
факторов режима резания вычислялось отношение К= -у, пред-
ставляющее собой уменьшенную длину фрезерования вследствие
повреждения фрезы
где К—коэффициент уменьшения длины фрезерования;
1п — средняя длина фрезерования до поломки фрезы;
/л. —длина фрезерования до поломки Z-й фрезы;
I — средняя длина фрезерования до полного износа по
уголкам;
п — число поврежденных фрез при испытаниях.
86
На фиг. 43 приведены зависимости K = f(sz, v, b и t) ори ВфР~
= 60 мм, z=40. Графики показывают, что значение К уменьшается
с увеличением подачи на зуб, скорости резания и глубины фрезеро-
вания,' а также с уменьшением ширины фрезы.
Фиг. 43. Зависимость частоты поломок фрез от
факторов режима резания.
Увеличение подачи на зуб и глубины фрезерования вызывает
повышение сил резания, при этом нагрузка на отдельные зубья до-
полнительно возрастает за счет биения фрезы, что приводит к их
поломке, а в некоторых случаях к разрыву всего диска, имеющего
тонкое сечение
С увеличением скорости резания образуется более длинная
стружка, которая трудно отделяется от зубьев фрезы и, попадая
вместе с зубьями в паз, вызывает дополнительные силы трения,
приводящие к поломке отдельных зубьев.
Уменьшение ширины фрезерования приводит к уменьшению се-
чения фрезы, что также влияет на частоту поломок.
Как видно из фиг. 43, отношение
In
7
может колебаться в
пре-
делах 0,45—0,95 в зависимости от принятого режима резания и се-
чения фрезы.
В результате математической обработки данных экспериментов
по методу наименьших квадратов получено следующее выражение:
1п СЬ037
-Г ~ 0,53 ‘0,31 Л),59 •
I V €
(53)
Для стали 50 значение С=0,277.
87
Из выражения (53) следует, что наибольшее влияние на частоту
поломок оказывают подача на зуб и глубина фрезерования, пока-
затели степени которых примерно одинаковы, затем ширина фрезе-
рования .и скорость резания.
При использовании полученных данных для выбора режимов
резания для стали рекомендуется исходить из следующего.
1. При пониженных требованиях к точности фрезеруемых па-
зов, когда задача сводится к выбору наиболее производительных
режимов резания и при этом допустимо повреждение фрез, сле-
дует пользоваться формулой (51), применяя максимально допусти-
мые подачи sz =0,006—-0,008 мм и относительно большие скорости
v = 60—JQmImuh.
2. При высоких требованиях точности к изготовлению И'распо-
ложению пазов выбор режима резания рекомендуется производить
в соответствии с заданной длиной фрезерования, равной общему
числу пазов на обрабатываемой детали, и находить по формуле
(51) те режимы, которые обеспечивают работу фрезы без заметного
износа на протяжении всей длины обработки.
Затем, пользуясь формулой (53), находят отношение 4=г, слу-
жащее для корректировки выбранных режимов и установления пе-
риода принудительной смены фрез. Необходимо иметь в виду, что
при малых скоростях резания целесообразно использовать по воз-
можности наибольшие подачи, допускаемые шириной фрезы. В тех
случаях, когда глубина и ширина фрезерования не дают возмож-
ности использовать относительно большие подачи вследствие недо-
статочной прочности фрезы, работу следует вести в два-три про-
хода, уменьшая глубину фрезерования з>а каждый проход и уве-
личивая подачу на зуб.
, Пример. Требуется выбрать режим резания при фрезеровании
пазов в цилиндрах, имеющих следующие параметры: 6 = 0,90 мм;
/=4 мм; количество пазов М = 800; длина паза /=100 мм. Материал
цзделия — сталь 50, материал фрезы — сталь Р9. Общая длина
фрезерования L= 100 *800 = 80 м.
Выбор режимов резания следует начинать с установления по-
дачи на зуб. Из,фиг. 41 видно, что наибольшая длина фрезерования
/ = 43 м имеет место при sz =0,0068 мм (при 6 = 0,90 мм). При этом
скорость резания v = 54 mImuh. Обращаясь к графику (фиг. 43,6),
находим, что при у = 54 м/мин и sz =0,0068 отношение -у- =0,42.
Следоватольно, средняя длина фрезерования до поломки фрезы
1п = 0,42/ = 0,42 • 43= 18,,06 м. Взяв для большей гарантии длину
несколько меньшей, принимаем, ее равной 15 м, что при длине,
каждого паза 100 мм соответствует длине обр-аботки 150 пазов. Сле-
довательно, через каждые 150 пазов необходимо производить при-
нудительную смену фрез и для обработки всего цилиндра потре-
буется комплект из 5—6 фрез. .
ГЛАВА IV
ТОЧНОСТЬ ОБРАБОТКИ ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
1. МЕТОДИКА АНАЛИЗА ТОЧНОСТИ ОБРАБОТКИ
Применительно к решению задач по анализу точности обра-
ботки пазовых деталей целесообразно принять следующую мето-
дику.
Составляющие суммарной 'погрешности разделяют на три
группы:
а) статические погрешности, включающие погрешность базиро-
вания детали, установки инструмента и настройки станка на раз-
мер;
б) кинематические погрешности, вызванные отклонением взаим-
ного расположения детали и инструмента в процессе обработки
вследствие несоответствия их движения теоретической кинемати-
ческой схеме;
в) динамические погрешности, обусловленные силами резания
и трения, появляющимися в процессе обработки.
К какой из перечисленных групп относятся те или иные погреш-
ности строго фиксировать затруднительно, так как при взаимодей-
ствии различных причин погрешности одной группы могут перейти
в другие. Однако такая классификация дает возможность более
четко выявить источники возникновения составляющих суммарной
(погрешности и наметить пути их устранения.
В пределах каждой группы расчет постоянных по величине или
закономерно изменяющихся погрешностей целесообразно произ-
водить на основании результатов экспериментальных данных и тео-
ретического анализа.
Для получения аналитических зависимостей между составляю-
щими погрешностями и погрешностью обработанной детали для
рассматриваемого процесса. Удобно применять метод функцио-
нальных ошибок. Сущность метода состоит в том, что отклонения
исследуемого параметра разлагают в тригонометрический ряд типа
ряда Фурье:
АЛ — ~ Ak sin (/fee? + фД, (54)
. k^\
89
где Ло — -постоянный член ряда;
Ak и — некоторые постоянные величины, амплитуда и на-
чальная фаза;
k — порядок гармоники;
с? —угол поворота детали.
Гармоника, полученная при &=1, называемая основной гармо-
никой, характеризует эксцентрицитет детали. Гармоника 2-го по-
рядка (k = 2— второй член ряда) характеризует овальность или
эллиптичность детали; гармоника 3-го порядка (k=3 — третий
член ряда) — огранность и т. д.
Таким образом, каждый член ряда характеризует определенную
составляющую суммарной погрешности.
Представление функции, характеризующей погрешность обра-
ботки, в виде ряда Фурье имеет не только формальное значение,
но дает возможность установить источники возникновения отдель-
ных составляющих погрешностей.
2. СТАТИЧЕСКИЕ ПОГРЕШНОСТИ
Погрешность установки плоской детали
При наличии погрешности установки, характеризуемой непарал-
лельностью базирующей поверхности оси вращения фрезы (фиг. 44),
ж профрезерованные пазы окажутся на-
•Фиг. 44. Погрешность установ-
ки плоской детали на пазофре-
клонными по отношению к поверх-
ности А.
Если при измерении и установке на
машине пазовая деталь выверяется
относительно поверхности А, тогда
фактический шаг между пазами равен
S1 = -^— ,
1 cos а ’
где а—угол наклона планки;
S — номинальное значение шага;
Si—фактическое значение шага.
При этом накопленная погрешность
зерном станке. шага
ASa=n(S1-S) = «s(-^--l).
(55)
Здесь
п—число пазов;
ASs —накопленная погрешность шага.
Погрешность, вызванная установкой обрабатываемой детали
под углом к оси вращения, имеет аналогичный характер.
На фиг. 45 приведен график накопленных ошибок шага для од-
ной из пазовых деталей плоскочулочной машины.
00
Фиг. 45. График накопленных отклонений шага у плоской детали вследствие перекоса при уста-
новке.
Фиг. 46. График накопленных отклонений глубины пазов у круглой детали вследствие погрешности установки.
График показывает, что накопленные отклонения группируются
вокруг наклонной прямой.
Такой характер отклонения вызван погрешностью установки
детали, которая для рассматриваемого случая может быть выра-
жена в следующем виде:
Д5Х = 0,045^-0,018. .
Коэффициент при первом числе уравнения представляет собой
тангенс угла наклона обрабатываемой детали к оси вращения.
Второй член уравнения характеризует накопленную погрешность
шага, возникающую в результате влияния других факторов, не за-
висящих от угла наклона детали.
Посадочный эксцентрицитет круглых деталей
Посадочный эксцентрицитет вызывает изменение глубины фре-
зерования и ошибку шага вследствие смещения геометрической оси
цилиндра относительно его оси вращения при установке послед-
него на станке для фрезерования пазов.
Накопленная погрешность глубины пазов в результате влияния
посадочного эксцентрицитета равна
Мът = <?cos(« — 1)-^- , (56)
где е—^эксцентрицитет; е ~ (а — величина радиального бие-
ния цилиндра);
п—порядковый номер паза; при этом первым следует считать
паз, максимально удаленный от центра вращения;
N — общее количество фрезеруемых пазов.
Очевидно, что максимальная глубина паза будет в том случае,
когда n== 1, а минимальная глубина, когда п = , при этом
Д/ — Д/ • — 9р
^max “^min
В качестве примера на фиг. 46 приведен график накопленных
отклонений глубины пазов у цилиндра чулочной машины диамет-
ром 95 мм с числом пазов Л4=100. График показывает, что
доминирующей компонентой кривой, выражающей суммарную по-
грешность глубины пазов, является синусоида с периодом 2 л, ха-
рактеризующая эксцентрицитет детали. Обработка результатов
измерения путем разложения кривой в ряд Фурье показала, что
первый член ряда равен
Ме = 0,09 sin (ср + 54°).
Если начало отсчета переместить вправо на величину ---54° =
= 36°, получим Д/е=0,09 cos ср ,и Zmax — ^min = 048 мм.
92
Максимальное отклонение глубины двух смежных пазов равно
(max) — 4б? Sin2 .
(57)
Из полученного выражения следует, что с увеличением числя
фрезеруемых пазов максимальное отклонение двух соседних пазов
уменьшается пропорционально.
Накопленная ошибка шага между пазами, вызванная -посадоч-
ным эксцентрицитетом, равна
±Sem = esin(n- 1)-^ , (58)
а максимальное отклонение двух соседних шагов
±Sm (max) = 4е sin2 . (59)
Полученные зависимости справедливы лишь
в том случае, когда доминирующим фактором
является эксцентрицитет и влиянием остальных
погрешностей можно пренебречь.
Торцовое биение цилиндра. При торцовом
биении ось вращения образует некоторый угол у
с геометрической осью цилиндра (фиг. 47), что
приводит к появлению переменного эксцентрици-
тета вдоль оси последнего.
Накопленная ошибка глубины фрезерования
за счет торцового биения равна
Фиг. 47. Влияние
торцового биения
цилиндра на на-
копленную по-
грешность шага.
=(/-4)-^-cos(n-l)-^-, (60)
где I — расстояние по оси цилиндра, на котором производится
измерение глубины пазов;
В — высота цилиндра;
еи — величина торцового биения;
ги—радиус, на котором производится измерение величины
торцового биения.
Накопленная ошибка шага в результате торцового биения равна
4S>r-('-4)TSrsln<',-1>TV-' (61>
Накопленное отклонение шага, вызванное радиальным и торцо-
вым биением, представляет собой сумму двух синусоидальных ве-
личин, имеющих один и тот же период, и равно
bSzp.m = A sin (<Р + <Р1),
(62)
93
где А — суммарный эксцентрицитет;
©i — начальная фаза;
л л f а2 , (21—В)2 е» , (2/-В) еи , „
Л = 1/ т+ 16 -----^«cos^-cpj; (63)
* ги и
— sin <Р1 + -4----7— Sin Т1
‘«’ = Т-----, <2/-Д) <64>
-g-COSCf! + -4~ cos?1
Здесь а — величина радиального биения цилиндра;
и <?" — начальные фазы для радиального и торцового бие-
Н’ИЙ.
Значение определяет величину сдвига фаз.
Максимальное значение А будет в том случае, когда
т. е. когда сдвиг фаз равен нулю:
д ____ а I (2/ В) еи
^тах— 2 ' 4 * Гц ’
Минимальное значение А будет в том случае, когда начальные
фазы сдвинуты на 180°:
л — JL _ еи
^min— 2 4 * ги •
Проведенный анализ показал, что ошибки, вызванные эксцен-
трицитетом, являются доминирующими в составе суммарной по-
грешности и существенно влияют на точность шага между пазами и
на отклонение глубины пазов.
Для повышения точности шага и глубины пазов следует макси-
мально повысить точность обработки деталей на предварительных
операциях, предусмотрев в технологическом процессе дополнитель-
ную операцию — шлифование базирующих поверхностей цилинд-
ров. Необходимо также тщательно выверить приспособление для
установки и крепления деталей на пазофрезерном станке.
Погрешность формы пазовых деталей
Влияние погрешности формы на глубину фрезерования может
быть выражено рядом Фурье. Если исключить первый член ряда,
характеризующий эксцентрицитет, то получим
п
+ £ И* cos k<? + Bk sin £?)•
h=2
94
При анализе погрешности формы пазовых деталей достаточно
ограничиться вторым и третьим членами ряда, т. е. эллиптично-
стью (овальностью) и огранностью.
Эллиптичность появляется вследствие недостаточной жесткости
технологической системы на предшествующих токарных операциях
и деформаций, вызванных термообработкой.
Погрешность установки инструмента
При закреплении фрезы, у которой отсутствует центрирующее
утолщение, ее прижимают к опорным кольцам поднутренной ча-
стью, поэтому ее положение зависит от вели-
чины углов бокового поднутрения.
Величина смещения оси фрезы при ее смене
равна (фиг. 48)
AS = Z(tg<?i- tg?2), (65)
где I— расстояние от режущей кромки
зуба фрезы до наружного диа-
метра опорного кольца;
• и %—углы бокового поднутрения у
сменяемых фрез
Если принять /=/+2, то
45
Фиг. 48. Погрешность
I tg ?i — tg <р2 I = ft * (66) установки
' инструмента.
Результаты измерения показали, что углы поднутрения у раз-
личных фрез имеют значительные отклонения (30—40'), существен-
но влияющие на точность установки фрез.
Для фрез, имеющих центрирующие утолщения, погрешность
установки будет наименьшей в том случае, когда вершина режу-
щей кромки у торца фрезы будет находиться в одной плоскости
с торцом центрирующего буртика.
. Погрешность установки может быть уменьшена подбором ком-
плекта фрез для каждого обрабатываемого цилиндра.
Допустимое отклонение углов бокового поднутрения в ком-
плекте устанавливают, исходя из требований точности к шагу меж-
ду пазами по формуле (66). Следует иметь в виду, что значитель-
ные отклонения углов бокового поднутрения у отдельно взятой
фрезы резко ухудшают условия ее работы.
Погрешность настройки станка на глубину фрезерования
Для настройки станка на глубину фрезерования необходимо,
чтобы вращающаяся фреза касалась обрабатываемой поверхности;
отсчет заданной глубины при этом должен производиться по*
лимбу.
95
Погрешности настройки возникают под влиянием следующих
факторов:
1) погрешности совмещения режущих кромок зубьев фрезы с
обрабатываемой поверхностью;
2) погрешности совмещения делений лимба с указателем;
3) неточности передаточного отношения между перемещениехМ
лимба и подъемом стола;
4) ошибок передаточных звеньев — зубчатых колес и ходового
винта;
5) изменения положения стола в процессе закрепления послед-
него после установки на размер.
Исследованиями установлено,
что наибольшее влияние на точ-
ность настройки станка оказы-
вают первые три погрешности,
влияние же остальных факторов
незначительно.
Точность совмещения режу-
щих кромок с обрабатываемой
поверхностью зависит от квали-
фикации настройщика. Положе-
ние фрезы, определяемое каса-
нием, соответствует углублению в
Ф,иг. 49. Суммарная погрешность на-
стройки на глубину фрезерования.
металл наиболее выступающих режущих кромок на величину
0,013—0,014 мм.
Среднее значение погрешности совмещения деления лимба с
указателем относительно невелико и составляет 0,002 мм при цене
деления лимба 0,02 мм. Неточность передаточного отношения меж-
ду перемещением лимба и подъемом стола обусловлена погрешно-
стями промежуточных зубчатых колес и винта.
Для станка модели SLF2 одно деление лимба соответствует
подъему стола на 0,0208 (3) мм. Если принять цену деления лимба
0,02 мм, тогда ошибка, вызванная неточностью передаточного
отношения, равна АЯ = 0,0008 (3) мм. Указанную ошибку следует
учесть при настройке станка на глубину фрезерования.
Суммарная погрешность настройки, полученная путем матема-
тической обработки экспериментальных данных, представлена
•в виде кривой распределения на фиг. 49 (на оси ординат отложены
частости). Предельное значение погрешности настройки по указан-
ному методу достигает значительной величины: &tH = ± 17,7 мк.
3. КИНЕМАТИЧЕСКИЕ ПОГРЕШНОСТИ
Кинематические погрешности возникают из-за неточностей де-
лительного механизма, вследствие чего деталь получает дополни-
тельное перемещение в процессе деления.
Наибольшее влияние на накопленную погрешность шага между
пазами оказывают ошибки с периодом, равным одному обороту
96
соответствующего звена кинематической цепи. К ним относятся:
накопленные погрешности окружного шага зубчатых колес и осе-
вого шага червяка; монтажное радиальное биение зубчатых колес
и червяка; монтажное осевое биение червяка и червячного ко-
леса.
Перечисленные ошибки возникают в результате посадочных
кинематических и монтажных эксцентрицитетов; они изменяются
по синусоидальному закону и передаются на конечное звено — об-
рабатываемую деталь со своими линейными передаточными отно-
шениями.
Накопленная погрешность окружного шага на любом угле по-
ворота определяется уравнением
= sin2^-y
Монтажное радиальное биение зубчатых колес
bSri = Ч,- sin2 .
Монтажное осевое биение
д50. = Юц sin2 /-у
(67)
(68)
(69)
в приведенных формулах — предельная накопленная ошиб-
ка окружного шага для цилин-
дрических и червячных колес и
соответственно осевого шага для
червяков;
и —предельные накопленные ошиб-
ки от монтажного радиального
и осевого биения.
Если при анализе точности делительных механизмов значения
исходных ошибок по фазе не известны, следует применять вероят-
ностные методы суммирования. В этом случае накопленная ошибка
шага на конечном звене выразится уравнением
- 1,14

(70)
где 1,14 — коэффициент относительного рассеивания, учитываю-
щий характер распределения исходных ошибок;
iin—линейное передаточное отношение от f-го звена до ко-
нечного.
При суммировании по приведенной формуле необходимо иметь
в виду следующее.
Для прямозубых цилиндрических колес As0/ =0.
7— М. С. Миркин
97
Радиальное биение червяка вызывает осевое линейное переме-
щение ЗгЕ/ tg <х; (где az — угол профиля червяка), поэтому
ai-
Осевое биение червячного колеса обусловливает линейное пере-
щение tg (где —угол наклона зуба), следовательно,
ошибка от осевого биения для червячного колеса равна ^Soi —
= tg ₽z.
В тех случаях, когда величины исходных ошибок не известны,
задаются допусками в соответствии с ГОСТ, ТУ и заводскими нор-
малями.
Расчет на точность делительного механизма и последующая
экспериментальная проверка показали, что погрешность цепи де-
ления пазофрезерных станков моделей SLFj и SLF2 достигает
существенной величины и в 1,5 раза превосходит заданный допуск
на накопленную ошибку шага между пазами. При этом наиболь-
шее влияние оказывают ошибки червячной пары; погрешности
остальных звеньев вследствие высоких значений передаточных
отношений в меньшей степени влияют на ошибки конечного звена.
Кинематические погрешности могут быть значительно умень-
шены повышением точности изготовления и монтажа промежуточ-
ных звеньев цепи деления, а также применением коррекционного
устройства для компенсации ошибок червячной пары.
При монтаже сопрягаемых зубчатых колес, у которых переда-
точное отношение равно единице, находится и маркируется место
максимума накопленной ошибки окружного шага каждого из колес.
При этом колеса устанавливаются таким образом, чтобы метки
находились друг против друга. При такой установке накопленная
ошибка на ведомом звене будет равна разности накопленных оши-
бок каждого из звеньев.
Если в цепи деления последовательно расположены две пары
сопряженных зубчатых колес с параллельными осями, причем
передаточное отношение равно единице, то для получения наи-
меньшей суммарной ошибки на последнем звене необходимо соеди-
нить все четыре зубчатых колеса так, чтобы метки, указывающие
положение максимума накопленной ошибки окружного шага, ока-
зались друг против друга. Зубчатые колеса следует подобрать
таким образом, чтобы разности между накопленными ошибками
шага ведущего и ведомого звеньев каждой пары имели одинако-
вые знаки. Если эти разности имеют неодинаковые знаки, то необ-
ходимо, чтобы метки у одной пары были друг против друга, а у
другой пары—сдвинуты друг относительно друга на 180°.
При установке постоянных или сменных зубчатых колес, у кото-
рых i=£l, следует по возможности подобрать такие Нисла зубьев,
чтобы значения i у каждой пары были близки к единице (напри-
мер, 4/з, 5Л, 6/5 и Т. Д.).
В этом случае происходит более плавное изменение суммарной
погрешности на ведомом звене. Однако подбор такого значения
98
затрудняет настройку станка и оправдывает себя лишь в том слу-
чае, когда устанавливаемые колеса имеют значительные погреш-
ности.
С целью более детального анализа источников возникновения
отдельных погрешностей произведено экспериментальное исследо-
вание длительным механизмов пазофрезерных станков моделей
SLFi и SLF2.
Эксперименты производились на специально изготовленных
планках из стали 50, подвергнутых термообработке и доводке. Спе-
циальным резцом, закрепленным на оправке вместо фрезы, нано-
сились риски на торцах двух планок. На одной планке наносились
риски при автоматическом делении, а на другой планке — при руч-
ном делении.
Математической обработкой результатов измерения установ-
лено, что при автоматическом делении максимальное накопленное
отклонение шага равно ASSmax=±0,02 мм и в два раза больше
накопленного отклонения шага при ручной подаче, равного
Ssmax=±0-01 ММ-
Наибольшее отклонение соседних шагов также различно для
обоих методов: при автоматическом делении ASmax = 0,020 мм, при
ручной подаче ASmax =0,012 мм.
Увеличение погрешностей шага при автоматическом делении
вызвано появлением динамических эффектов, в результате которых
возрастает погрешность фиксации при делении.
Исследование погрешностей делительного механизма станка
модели SLF2 производилось путем нанесения 824 рисок специаль-
ным резцом на диске 0 420 мм.
Суммарная погрешность исследуемого механизма оказалась
равной
Д?; - 26,6" sin (? + 240°) + 8,1" sin (2? 4- 2°) 4~
д- 5,4" sin (3? 4- 69°) + 8,7" sin (240? + 62°). (71)
Первый член ряда характеризует накопленную угловую погреш-
ность шага червячного колеса, приведенную к конечному звену.
Эта погрешность является доминирующей по своему удельному
значению.
Второй и третий члены ряда отражают дефекты изготовления
делительной пары.
Последний член ряда представляет циклическую ошибку с пе-
риодом, равным одному обороту червяка.
Проведенный анализ показал, что для компенсации погрешно-
стей червячной пары целесообразно использовать один из кон-
структивных вариантов корригирующих устройств, разработанных
в ЦНИИТмаш для повышения точности зубофрезерных станков.
Преимущество этих устройств заключается в том, что компенсация
ошибок с большим и малым периодами производится двумя само-
7* • 99
стоятельны1ми узлами. При этом добавочные перемещения имеют
значительную величину и задаются быстродействующему звену
с тем, чтобы они редуцировались кинематической цепью станка.
4. ДИНАМИЧЕСКИЕ ПОГРЕШНОСТИ
Динамические погрешности, возникающие в процессе фрезеро-
вания пазов, приводя г к уводу фрезы, деформации перемычек
между тазами и изменению ширины пазов.
Увод фрезы
Наблюдениями установлено, что увод фрезы связан с ее изно-
сом. Вначале резания происходит относительно равномерный износ
с обеих сторон фрезы, в дальнейшем появляется более интенсив-
ный износ с одной стороны, резко возрастающий по мере работы
фрезы. Когда односторонний износ достигает значительной вели-
Фиг. 50. Схема деформации фрезы -при закреплении
чины, начинается увод фрезы, приводящий к отклонению от прямо-
линейности оси паза, а в некоторых случаях и к поломке зубьев.
Проведенные эксперименты показали, что основной причиной одно-
стороннего износа является деформация фрезы в процессе закреп-
ления или в процессе врезания.
При закреплении тонких фрез, не имеющих центрирующего
утолщения, контакт боковых поверхностей происходит в отдельных
точках по окружности, и изменение положения точек контакта при
закреплении приводит к деформации фрезы (фиг. 50, а).
В результате деформации резко изменяется геометрия фрезы.
Вспомогательный угол в плане со стороны выпуклой части
фрезы уменьшается и мо-жет приобрести отрицательное значение,
100
а с другой стороны фрезы угол ф2 увеличивается (фиг. 50, б). Углы
наклона фрезы вследствие деформации равны:
, а . а
?2 = arctg — ; ?i = — arctg — ,
где а—величина перемещения режущей кромки;
I— длина выступающей части фрезы.
При этом действительное значение угла ф^ выпуклой -стороны
фрезы равно = ф1—ф', а вогнутой стороны фд = ф2 + ф'.
(ф7 —вспомогательный угол в плане).
Увеличение угла ф<?2 создает более благоприятные условия ра-
боты для вогнутой стороны фрезы. В то же время с выпуклой
стороны угол фдх близок к нулю или принимает отрицательное
значение, что приводит к трению боковой поверхности А—А
о стенку паза.
Мельчайшие частицы стружки, попадая между боковой поверх-
ностью фрезы и стенкой паза, еще больше увеличивают трение.
Совокупность этих факторов вызывает односторонний износ фрезы
и увод ее в направлении вогнутой стороны.
Значения ф^ у каждой из стороны фрезы могут отличаться
между собой вследствие погрешности вспомогательных углов
в плане или искривления фрезы в процессе изготовления. Измере-
ния показали, что среднее значение разности вспомогательных
углов в плане для одной фрезы составляет 18', а в некоторых слу-
чаях до 1°.
Влияние деформации фрезы на ее увод видно из графиков
фиг. 51. На оси абсцисс отложена длина фрезерования L, а на оси
ординат — отклонение от прямолинейности т. Данные графиков по-
лучены следующим образом. На прямоугольном бруске после до-
водки фрезеровались пазы шириной 6 = 0,65 мм. После прохожде-
ния участка длиной 50 мм производилось деформирование фрезы
на величину аг = 0,12 мм, <з2 = 0,15 мм и а3 = 0,22 мм за счет различ-
ных диаметров прижимных колец. При этом вспомогательные
углы в плане оказались для первого эксперимента: ф^ =—'17'.
<?д1 = 4-47/; для второго: =—23', ?^„=+’60'; для третьего:
35 , Ф^— ~hl 20 .
Из графиков видно, что на участке фрезерования недеформцро-
в а иной фрезой оси пазов не имеют тенденции к одностороннему
'отклонению. После деформации фрезы наблюдается -резкое откло-
нение оси пазов в направлении вогнутой стороны, возрастающее
с увеличением деформации.
При работе тонкими фрезами увод паза может быть также вы-
зван деформацией фрезы в процессе врезания. При фрезеровании
глубоких и узких пазов тонкая фреза, не имея надежного направ-
ления в процессе врезания, деформируется и отклоняется в сторону.
Направление ее дальнейшего перемещения определяется направле-
103
нием пройденного участка дю полного врезания, длина которого 1\
равна 2i = Vt(D~~t). Очевидно, что на величину деформации при
врезании и увода паза влияет отношение - & , ширина фрезы Ъ и
длина выступающей части I. Степень влияния указанных парамет-
ров видна из графиков, приведенных на фиг. 52. Здесь также на
оси, абсцисс отложена длина фрезерования L, а на оси ординат —
отклонение,от прямолинейности паза т.
Из фиг. 52, а видно, что при ширине паза 6 = 0,8 мм резкое от-
клонение оси в направлении деформации фрезы при врезании про-
исходит лишь при глубине фрезерования / = 2 мм. В остальных слу-
Фиг. 51. Увод паза в зависимости от деформации фрезы при закрепле-
нии: А—участок фрезерования недеформированной фрезы; В—участок
фрезерования деформированной фрезой.
чаях такой тенденции не наблюдается. При ширине паза 6 = 0,33 мм
(фиг. 52, б) тонкая фреза, деформируясь в процессе врезания,
резко отклоняется в сторону и в дальнейшем перемещается в этом
направлении, что приводит к смещению оси паза. Это явление
в более резкой форме наблюдается при фрезеровании пазов шири-
ной 6=0,2 мм (фиг. 52, в). На фиг. 52, е, отложены средние вели-
чины отклонения оси т, максимальные ттах и минимальные Tmin
для 30 пазов, нарезанных при одинаковых условиях фрезой шири-
ной 6=0,2 мм. Как видно из графиков, ось каждого паза откло-
няется в сторону ранее профрезфованного участка и имеет форму
параболы.
Отсутствие направления в процессе врезания является также
одной из причин поломки тонких фрез. Наблюдениями установ-
лено, что около 45% случаев поломок фрез шириной 6 = 0,33 мм
возникают в процессе врезания.
102
2)
Фиг. 52. Увод паза в зависимости от деформации фрезы при врезании:
а> б—увод паза при фрезеровании; материал — сталь 50, ЬфР=№ мм
1 = 8 мм; в—то же для .материала ЛС-59/1, Ьфр =40 мм, t=2 мм, Z=6 мм;,
г—отклонение оси паза шириной 6=0,2 мм.
ЮЗ
Для устранения увода необходимо повысить точность изготов-
ления фрез, предусмотрев центрирующее утолщение в соответствии
с приведенными выше рекомендациями, и обеспечить тщательное
изготовление прижимных колец и гайки во избежание перекосов
при закреплении фрез.
Чтобы предотвратить деформацию тонких фрез в процессе вре-
зания и устранить увод, целесообразно фрезеровать пазы через
щелевой кондуктор, имеющий две направляющие пластины, за-
зор между которыми регулируется в соответствии с толщиной
фрезы.
При фрезеровании пазов через щелевой кондуктор увод фрезы
почти полностью устраняется.
Деформация перемычек между пазами
В результате трения боковых сторон фрезы о стенки паза воз-
никают две осевые переменные силы, действующие на стенки паза.
При фрезеровании пазовых деталей трикотажных машин высоких
классов вследствие небольшой величины ш.ага между пазами обра-
зуется тонкая перемычка. Если перемычка имеет недостаточную
жесткость она деформируется под действием осевых сил.
Величина и характер деформации зависят от глубины фрезеро-
вания и толщины перемычек. На деформацию перемычек оказы-
вают также заметное влияние торцовое биение, величина углов
бокового поднутрения и степень износа зуба фрезы по уголкам.
Характер изменения ширины пазов (6 = 0,65 мм) при глубине
резания t — 4 мм и различной толщине перемычек представлен на
фиг. 53. Как видно из графиков, при толщине перемычек В= 1,5 мм
пазы шириной Ь\ и Ь2 отличаются между собой незначительно.
А при толщине перемычки 0,8 мм паз шириной 64 вследствие де-
формации в направлении ранее нарезанного паза b3f оказался рав-
ным 0,65—0,75 мм. Ширина 63 паза стала меньше, чем ширина
фрезы.
На фиг. 54, а даны размеры пазов верхней направляющей
головки .плоскочулочной машины,изготовленной из лагуна ЛС-59/1,
а на фиг. 54, б и в показан внешний вид пазов. Фотографирование
производилось на универсальном микроскопе при увеличении Х30.
У детали, изображенной на фиг. 54, б, вначале фрезеровались
мелкие пазы, а затем глубокие. На первом этапе фрезерования
перемычки были достаточно жесткими и не деформировались, а на
втором этапе они деформировались в связи с осевым биением
фрезы и уменьшением жесткости перемычек.
Фрезерование пазов, изображенных на фиг. 54, в, происходило
при отсутствии осевого биения и деформации фрезы. В этих усло-
виях нарезанные пазы оказались прямолинейными.
Для предотвращения деформации перемычек необходимо до
минимума довести осевое биение шпинделя станка и повысить точ-
ность изготовления фрез.
104

Фиг. 54. Характер деформации перемычек: а—размеры
яазов; б—деформированные перемычки; в—прямолиней-
ные перемычки.
106
В некоторых случаях (при
достаточно толстой перемычке)
целесообразно фрезерование
производить вначале через паз,
а затем между двумя сосед-
ними пазами. В этом случае
на первом этапе фрезерования
повышается жесткость пере-
мычки, а на втором этапе обе
перемычки имеют одинаковые
сечения, что улучшает условие
работы фрезы.
Используя перечисленные
способы применительно к кон-
кретным условиям фрезерова-
ния, можно устранить увод фре-
зы и деформацию перемычек.
Температурные деформации
Температурные деформации
фрезерных головок станков
оказывают значительное влия-
ние на точность элементов па-
зов.
В наибольшей степени эти
деформации проявляются у
станков модели SLF2. На
фиг. 55 показана конструкция
шпиндельной головки станка.
От электродвигателя вращение
передается через ступенчатый
шкив 1, вал 2 и пару зубчатых
колес 5 и 4 шпинделю 9 стан-
ка. Вал привода 2 и шпин-
дель 9 установлены в подшип-
никах скольжения. Подшип-
ники шпинделя запрессованы в
. корпусе 6, который болтами
соединен с корпусом 3 подшип-
ника вала привода.
Положение шпинделя регу-
лируется гайками 7 и <$; при
этом осевые зазоры выбирают-
ся, когда станок находится в
нагретом состоянии, что обе-
спечивает вращение шпинделя
без заедания.
Фиг. 55. Шпиндельная головка пазофрезерного станка модели SLF;
107
Тепловые деформации шпинделя вызываются смещением кор-
пуса шпиндельной головки под действием теплоты, возникающей
вследствие трения вала привода в подшипниках и передаваемой
корпусу, а также удлинением шпинделя, нагреваемого в собствен-
ных подшипниках. Эти деформации непосредственно влияют на
точность шага.
В связи с тем, что в процессе резания нагрузка на шпиндель
возрастает незначительно, фреза при этом слабо нагревается
вследствие обильного ее охлаждения, тепловые деформации опре-
делялись во время холостого хода станка при снятой фрезе. Удли-
Фиг. 56. Зависимость удлинения различных частей шпиндельной головки
от продолжительности работы станка:
/—шпиндель; 2— корпус, 3— подшипник вала
некие различных элементов шпиндельной головки измерялось по-
средством индикаторов I, II и III. В процессе работы станка изме-
рялась также температура корпуса шпинделя в точке А и м-асла
в подшипниках Б и В. Для измерения температуры корпуса ио
пользован специальный ртутный термометр. Корпус термометра
плотно входил в просверленное отверстие корпуса шпинделя, и
температура масла в подшипниках измерялась при помощи полу-
пр ов од н и ко в ого э л ект р о т ер м о м ет р а.
На фиг. 56 показаны результаты наблюдения за тепловыми де-
формациями узлов станка. Слева на графиках дана зависимость
удлинения элементов шпиндельной головки от времени работы
станка, справа — укорочение элементов головки при охлаждении
после остановки станка.
Как видно из приведенных графиков, вначале удлинение шпин-
деля, корпуса и подшипника происходит весьма интенсивно, а по
мере приближения процесса нагревания к состоянию теплового
равновесия скорость изменения тепловых деформаций падает.
108
Анализ кривой удлинения подшипника вал-а привода показы-
вает, что максимальное удлинение последнего — 0,015 мм насту-
пает через 20 мин работы станка. Затем удлинение несколько
уменьшается и по достижении величины 0,010 мм не изменяется
до остановки станка. Такое явление объясняется тем, что тепловой
поток, передаваемый пО|ДШИ1Пником, постепенно воспринимается
корпусом и до тех пор, пока этот поток не распространится по всей
поверхности корпуса, удлинение подшипника продолжает возрас-
тать. При установлении стабильного теплообмена деформации
подшипника выравниваются и остаются неизменными на протя-
жении работы станка.
Для кривой удлинения корпуса характерны некоторые горизон-
тальные участки, что является следствием перераспределения тем-
ператур и физических свойств чугуна.
Кривая суммарного удлинения шпинделя имеет плавный харак-
тер. Математическая обработка результатов измерения показала,
что зависимость суммарного удлинения шпинделя от времени
работы станка может быть выражена в следующем виде:
Ат = 0,081 - (0,055г- + 0,026е“ , (72)
Iде — удлинение шпинделя;
е — основание натуральных логарифмов;
т —время работы станка.
Максимальное удлинение корпуса при установившемся тепло-
вом режиме Атк = 0,055 мм, а соответственное максимальное удли-
нение шпинделя Атшл = 0,026 мм, Знаменатели при дробных пока-
зателях степени 30 и 7,5 представляют собой тепловые константы
Тс корпуса и шпинделя и характеризуют время их нагревания до
состояния теплового равновесия вне зависимости от количества
тепла, притекающего к ним во время работы станка. Тепловое
равновесие, при котором удлинение практически прекращается,
равно т=4Гс, что составляет для шпинделя 30 мин, а для корпуса
Г20 мин.
Анализ кривых охлаждений (справа на фиг. 56) показывает,
что скорость деформации имеет аналогичный характер: вначале
остывания, после некоторой выдержки, укорочение элементов
шпиндельной головки происходит весьма интенсивно и затем посте-
пенно процесс затухает. Через 200 мин суммарное удлинение
шпинделя уменьшается до 0,015 мм. Из графиков видно также, что
вначале охлаждение отдельных элементов шпиндельной головки
происходит с различной интенсивностью, а затем, когда темпера-
тура корпуса и шпинделя становится одинаковой, происходит сов-
местная деформация всей системы.
Для повышения точности обработки пазовых деталей надо за
10—90 мин до начала работы пустить станок на холостой ход, как
в случае точной обработки на прецизионном оборудовании. Необ-
ходимо также обеспечить тщательную регулировку и обильную
109
смазку подшипников с таким расчетом, чтобы корпус .нагревался
не более чем на 7—8°, а шпиндель не более чем на 3—4° по отно-
шению к окружающей среде. При этом условии максимальное
удлинение шпинделя не превысит 0,04—0,05 мм.
5. СУММАРНАЯ ПОГРЕШНОСТЬ
Точность обработки плоских пазовых деталей
Для оценки суммарной погрешности обработки произведены
измерения элементов пазов у 50 деталей; на каждой детали изме-
рялось 100—120 пазов. После математической обработки резуль-
татов измерения получены точностные характеристики процесса
фрезерования пазов, приведенные в табл. 5.
Таблица 5
Точностные характеристики операции фрезерования
пазов в деталях плоскочулочных машин
Наименование характеристик е = Х-А а <»==Яа 8 е со
Отклонение от номинала отдельных шагов . . . 0,008 0,007 0.035 ±0,01 0,4 1,75
Накопленные отклонения шагов -0,003 0,0105 0,063 ±0,02 0,075 1,57
Ширина пазов -0,03 0,008 0,048 0,02 1,5 2,4
Глубина пазов —0,002 0,008 0,048 0,05 0,04 0,96
В табл. 5 даны лишь отклонения о;т номинальных значений, так
как у измеренных деталей параметры пазов имеют различные зна-
чения номиналов.
Величина е представляет собой отклонение среднего значения
измеряемого параметра X от его номинального значения А.
а— среднее квадратическое отклонение;
— поле рассеивания. При этом коэффициент К зависит от
закона распределения. Отклонения шагов близко следуют
закону распределения «модуль разности» с полем рассеи-
вания со = 5 в (К—5). Погрешности ширины и глубины
пазов подчиняются закону нормального распределения
с полем рассеивания со=6 о (К=6).
8 — допуск на обработку.
Коэффициент характеризует влияние систематических по-
грешностей и указывает удельный вес этих погрешностей, выра-
женный в долях допуска.
Коэффициент представляет собой точностную характери-
стику рассматриваемого параметра, выраженную в долях допуска.
110
Анализ данных табл. 5 показывает, что требованиям точности
удовлетворяет только глубина пазов. Отклонения шагов значи-
тельно превосходят установленные допуски. Наиболее низкую точ-
ность по сравнению с заданным допуском имеет ширина пазов.
Наблюдается значительное смещение центра группирования (сред-
него значения) относительно номинального размера ширины пазов.
Такое смещение вызвано деформацией перемычек и разбивкой
паза в результате осевого биения фрезы.
Точность обработки круглых пазовых деталей
Как указывалось выше, погрешность шага и глубины пазов для
одной определенной детали может быть выражена в виде функции
от угла поворота, представленной рядом Фурце.
При обработке серии одинаковых деталей на одном и том же.
станке характер изменения ошибок сохранится для всей совокуп-
ности деталей, но в связи с переменным значением начальных фаз
и амплитуд отдельных составляющих величина суммарной погреш-
ности .в каждой точке будет различной.
Так как каждая деталь обрабатывается при фиксированном
угловом положении делительного механизма, то накопленные
ошибки шага для партии деталей могут быть выражены в следую-
щем виде:
п
ASm = АЛ j sin (<р 4- + V Ak sin (k<? — (73)
k=2
где ASyn—накопленная ошибка шага в партии де-
талей;
АЛ1 —величина рассеивания амплитуды пер-
вого члена ряда;
п
sin — ошибки делительного механизма, выра-
k-=2
женные членами ряда, начиная со 2-го
члена, и остающиеся неизменными при
обработке всей партии деталей.
Значение зависит от эксцентрицитета заготовок, который
суммируется с ошибками червячного колеса, имеющими тот же
период.
Если в процессе установки фиксировать угловое положение
детали относительно направления эксцентрицитета, то начальная
фаза ф! будет приближенно одной и той же у всей партии деталей.
В табл. 6 даны результаты разложения накопленной ошибки
шага для пяти цилиндров ластичных машин, имеющих по 100 па-
зов (диаметр каждого цилиндра 0 95 мм). Фрезерование и изме-
рение пазов производились при фиксированном угловом положе-
нии деталей. Результаты измерения приведены к общему нулю пу-
тем вычета среднего значения из единичных отсчетов.
111
Таблица 6
Значения составляющих суммарной погрешности шага между
пазами у цилиндров ластичных машин
Частота гармоник k Номера деталей цилиндров
I п ш IV V
амплитуда Ак начальная | фаза <?k | амплитуда Ak начальная фаза амплитуда Ak начальная фаза амплитуда Ak начальная фаза <?k амплитуда Ak начальная фаза
1 1.Т 12° 5,4' 16° 6.9' 11° 3,2' 7° 4,Г 8°
2 0,97' 43° ч 0,72' 39° 1,13' 51° 0 78' 48° 0,97' 65°
3 Г,6Г 245° 1,00 225° 0,83' 217° 1,05' 231° 0,53' 228°
180 1,5' 32° 0,87' 40° 1,2’ 44° 0,68' 52° 1,15' 29°
Коэффициенты ряда Фурье, выражающие функцию накоплен-
ной ошибки шага от угла поворота, для каждого цилиндра най-
дены по -коэффициентам интерполирующих полиномов, полученных
для трех циклов измерений: N} = 18, N2 = 20 и ^3 = 20 (амплитуды
гармоник, не превышающие 1,5', приняты равными нулю).
Анализ табл. 6 пока-зынает, что амплитуды первой гармоники,
характеризующие эксцентрицитеты заготовок и делительного ко-
леса, имеют значительные колебания. В то же время вследствие
фиксации углового положения при фрезеровании и измерении
пазов начальные фазы первой гармоники отличаются незначи-
тельно.
Остальные члены ряда определяют погрешность делительного
механизма; при этом гармоника с частотой 6=180 соответствует
одному обороту однозаходного червяка (червячное колесо дели-
тельного механизма станка имеет 180 зубьев).
На фиг. 57 приведены накопленные ошибки шага у 25 цилин-
дров ластичных машин. При построении сводного графика начало
отсчета для каждой детали смещено таким образом, что началь-
ная фаза первого члена ряда равна 180°. Каждая точка средней
кривой графика представляет собой среднее значение отсчетов
для соответствующего номера паза у всех деталей.
Верхние и нижние кривые построены по предельным значениям
накопленной ошибки шага у партии деталей.
Среднее значение накопленной ошибки шага, как видно из гра-
фика, имеет отчетливо выраженную форму синусоиды, а предель-
ные значения образуют две огибающие кривые, приближенно
параллельные средней синусоиде.
Для сопоставления погрешности шага с заданными допусками
без учета характера отклонения в пределах окружности в табл. 7
приведены точностные характеристики шага для трех типоразмеров
112
00 .......................................................................—-----------------------------------
Миркин.
Со -----------------------------------------------------------------------------------------------------------------
Таблица 7
Точностные характеристики шага между пазами
Наименование деталей Диаметр в мм «Число пазов N Шаг 5 в мм Отклонения отдельных шагов
X а <l) = k<3
Цилиндры ластичных машин 90 72—100 3.925-2,826 0,00 0,021 0,126
Игольные кольца кет- тельных машин . . . 408 825 -1525 1,779-1,250 0,00 0,028 0,169
Цилиндры круглотри- котажных машин . . 420—480 824—1188 1,60 1,269 0,00 0,<*34 0,205
Наименование деталей Отклонение отдельных шагов X Отклонение двух соседних шагов
>> 1 3 <•> /<5 т=—-- <>
Цилиндры ластичных машин 0,05 2,52 0,028 0,013 0,068 0.04 1,7
Игольные кольца кет- тел ьных машин . . . 0,05 3,38 0,<’32 0.015 0,078 0,03 2,6
Цилиндры круглотри- котажных машин . . 0,05 4.1 0,035 0,018 0,092 0,03 3,07
Примечание. Обозначения точностных характеристик см. табл. 5.
деталей. Таблица показывает, что существующий технологический
процесс не обеспечивает требования точности к шагу. Фактическое
отклонение от номинала отдельных шагов превышает заданный до-
пуск в 2,5—4,1 раза, а отклонение двух соседних шагов
в 1,7—3.07 раза. Так как при одной и той же угловой ошибке ли-
нейная ошибка возрастает пропорционально радиусу детали, то с
увеличением диаметра цилиндров увеличивается погрешность шага.
Для повышения точности шага следует максимально повысить
точность обработки на предварительных операциях, предусмотрев
в некоторых случаях дополнительную операцию — шлифование
посадочных поверхностей.
В‘то же время для цилиндров круглотрикотажных машин, диа-
метры которых превышают 400 лш, обеспечение установленных до-
пусков на отклонение шага представляет собой весьма трудную
технологическую задачу. Так, например, при диаметре цилиндра
500 мм, наиболее часто употребляемого в круглотрикотажных ма-
шинах, и заданном допуске на накопленное отклонение шага
6Ss =0,05 мм максимальная угловая ошибка не должна превышать
40". При указанном диаметре цилиндра даже в случае тщательной
114
обработки практически имеет место биение посадочных поверх-
ностей в пределах 0,02—0,04 мм. При этом угловая ошибка, вы-
званная эксцентрицитетом равна 12—20", следовательно, погреш-
ность делительного механизма не должна превышать 20—28". Та-
кие. требования к цепи деления предъявляются к прецизионным
станкам высокого класса точности.
Отклонение размера глубины пазов
На отклонение размера глубины пазов в цилиндрах круглотри-
котажных машин оказывают влияние эксцентрицитет, погрешности
формы детали, погрешность настройки при смене фрез, а также
износ зубьев по задней грани.
Точностные характеристики глубины пазов приведены в табл. 8.
Таблица 8
Точностные характеристики глубины пазов
Наименование деталей Глубина пазов t в мм X * СО = ka 8 (О т~
Цилиндры ластичных машин 3,95 0,054 0,037 0,162 0,05 3,24
Игольные кольца кет- тельных машин . . . 0,70 0,045 0,019 0,114 0,045 2,78
Цилиндры круглотри- котажных машин . . 3,40 0,079 0,037 0,22 0,10 2,2
Наибольшее отклонение глубины пазов у цилиндров круглотри-
котажных машин объясняется влиянием эксцентрицитета и по-
грешностью формы, а также относительно большим числом сме-
няемых фрез.
В игольных кольцах кеттельных машин пазы нарезаны на тор-
цах; при этом на отклонение глубины пазов доминирующее влия-
ние оказывает погрешность настройки фрез. Величина со для этих
деталей в 1,9 раза меньше, чем для цилиндров круглотрикотажных
машин. Вместе с тем отклонение глубинь»! пазов во всех случаях
значительно превышает заданные допуски.
В тех случаях, когда в профрезерованные пазы цилиндров^
круглотрикотажных машин и в других пазовых деталях запрессо-
вывают штеги, последние дополнительно шлифуют, что позволяет
при наличии достаточного припуска на шлифование компенсиро-
вать отклонения глубины пазов.
В тех случаях, когда в пазах на образующей цилиндра непо-
средственно перемещаются иглы (или платины), для уменьшения
отклонения глубины пазов необходимо повысить точность обра-
ботки на предварительных 'операциях и использовать конструкцию
прибора индикаторного типа при настройке на глубину фрезеро-
вания.
8* 115
При фрезеровании пазов на торцах игольных колет и дисков
•повышение точности глубины пазов- может быть обеспечено допол-
нительным чистовым проходом.'Для этой цели при фрезеровании
пазов следует оставить припуск 0,10—0,15 мм; окончательный раз-
мер получают снятием этого припуска одной фрезой.
Изменение ширины пазов
На изменение ширины пазов оказывают влияние торцовое бие-
•нце. ,фрез и деформация перемычек между парами. Точностные
характеристики ширины пазов приведены в табл. 9.
. < Таблица 9
Точностные характеристики ширины пазов
? Наименование деталей Ширина пазов b в мм Толщина перемычки R в мм X а 5. — 6
Цйлиндры ластичных - машин ....... 0,9 3,025 0,915 0,010 0,060 0,04 1,5
Игольные кольца кет- тельн^х машин . . . 0,5 1,259 0,519 0,012 0,072 0,04 1,8
Цилиндры кругЛотри- котажных машин . .. 0.56 0,709 • 0,54 0,016 0,096 0,02 4,8
1 Как видно из табл. 9, для цилиндров ластичных машин и иголь-
ных колец среднее значение ширины пазов превышает расчетный
размер, что является следствием торцового биения-фрез и измене-
ния ширины последних при смене. -
• У цилиндров круглотрикотажных машин, для которых отноше-
ние= 6,08, тонкие перемычки деформируются при фрезерова-
нии последующего паза, что приводит к уменьшению ширины
пазов.. >В рассматриваемом случае среднее значение ширины пазов
меньше расчетного размера на 0,02 мм.
, Наблюдается также значительное рассеивание размеров, в ре-
зультате которого 30—40% фрезеруемых пазов по ширине не удов-
летворяет требованиям точности.
. В тех случаях, когда в профрезерованные пазы запрессовыва-
ются штеги, погрешность ширины пазов компенсируется соответ-
ствующим подбором толщины штег после их предварительной рас-
сортировки. Однако такая операция весьма трудоемка и при нали-
чии большого рассеивания ширины пазов трудно достигнуть
желаемых результатов.
Для повышения точности ширины пазов необходимо свести до
минимума осевое биение шпинделя станка, которое не должно пре-
вышать .0,-01 мм, и уменьшить торцовое биение фрез.
ГЛАВА V
ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ ПРОЦЕССА
ФРЕЗЕРОВАНИЯ ПАЗОВ
1. ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФРЕЗ
При f изготовлении фрез особое внимание следует уделить повы-
шению качества заточки инструмента, обеспечению минимального
радиального и торцового биений режущих кромок и отсутствию
асимметричности боковых поднутрений.
Для тонких фрез (Ь ^0,2—'0,3 мм) их доводка по толщине
может быть произведена электрополированием.
Заготовки фрез после фрезер сваи и я впадин зубьев, термической
обработки и шлифования углов поднутрения сортируются по тол-
щине на несколько групп таким образом, чтобы в пределах: каж-
дой группы отклонение по толщине не превышало 0,0'1 мм. s ..м
Рассортированные заготовки устанавливают в многоместном
приспособлении с базированием по отверстию.
Приспособление с заготовками подвешивается на анодную
штангу электрополировальной ванны следующего . состава (й %)
Ортофосфорная кислота............................65
Серная кислота . . . • . . . ,.............'
Хромовый ангидрид...............................
Вода...........................................’ .
Электрополирование производится при плотности г тока
20—30 а!дм2. напряжении 127 в и температуре электролита 70°.
Величина снимаемого слоя, установленная опытным путем, состав-
ляет в среднем для стали У10, У12 — 3—4 mkImuh, для стали Р9—
2—3 мк/мин.
После электрополирования зубья затачивают по передней и
задней поверхностям.
Электрополирование дает возможность получить фрезы с откло-
нением по толщине, не превышающим 0,003—0,004 мм\ при /этом
обеспечиваются равномерный съем металла с обеих сторон фрезы
и сохранение углов бокового поднутрения.
' 1117
Вследствие снятия внутренних напряжений при электрополиро-
вани-и боковые поверхности фрезы, деформированные при термооб-
работке и шлифовании, выравниваются. Повышается также стой-
кость фрез благодаря снятию слоя металла, подвергнувшегося
отпуску при шлифовании боковых поверхностей.
Для повышения точности изготовления более толстых фрез
целесообразно применить специальную сборную оправку (фиг. 58).
Установка фрезы осуществляется в инструментальном цехе после
чистового шлифования торцов Центрирующего утолщения. Шлифо-
Фиг. 58. Сборная оп-
равка для прорезных
фрез.
вание боковых поднутрений и заточка зубьев производятся на
оправке. Изготовленную из стали 45 оправку закаливают и под-
вергают тщательной доводке торцы 1, 2, 3 и
отверстие, диаметр которого соответствует
диаметру шпинделя пазофрезерного станка.
Нарезка резьбы на оправке и гайке произво-
дится одновременно с подрезкой торцов при
одной установке. Торец 4 шлифуется после
сборки оправки с фрезой с целью обеспечения
его параллельности торцу 1. Эта фреза остает-
ся на оправке до полного ее использования.
После затупления фрезу снимают с пазофре-
зерного станка совместно с оправкой и в таком
виде перетачивают. Применение такой оправ-
ки существенно повышает точность изготовле-
ния фрез и их установки на станке
Для комплексной оценки качества фрез це-
лесообразно использовать принцип грузовой
подачи (стр. 60).
На фиг. 59 показана конструкция приспособления, применяе-
мого для этой цели. Корпус 1 неподвижно закрепляется на столе
горизонтальнофрезерного станка. По направляющим корпуса пере-
мещается столик 5, имеющий неподвижную губку 2, к которой
тремя болтами 9 прижимается образец 4, изготовленный из того же
материала, что обрабатываемая деталь.
Перемещение столика с образцом осуществляется под дей-
ствием груза, подвешенного к тросику 5, перекинутому через
блоки 6 и 7. Для уменьшения трения использованы шарики 3.
расположенные в V-образных выемках направляющих корпуса
и столика. Винты 10 служат для прижима направляющей план-
ки 11.
В процессе проверки фиксируется время, затрачиваемое на фре-
зерование нескольких пазов определенной длины в случае исполь-
зования одного материала и при постоянных значениях t, b, Пф0,
и г. Затем подсчитывается среднее значение минутной подачи
для разных фрез при одной и*гой же величине груза. Чем больше
минутная подача, тем ниже качество изготовления фрез. Число
оборотов фрезы и глубина резания принимаются такими же, как
при обработке пазов у детали на пазофрезерном станке.
118
Величина груза подбирается таким образом, чтобы обеспечить
такую же подачу на зуб, как при фрезеровании пазов на станке.
Практика показала, что указанным методом можно надежно
оценивать качество изготовления фрез; при этом имеется возмож-
ность подобрать комплект фрез для одной обрабатываемой детали
примерно одинаковой стойкости и обеспечить работу фрезы без
поломок до ее принудительной смены.
10
Фиг. 59. Приспособление с грузовой подачей для комплексной
оценки качества фрез
Этот же метод может быть использован для оценки обрабаты-
ваемости материала. Для этой цели одной и той же фрезой фрезе-
руют несколько пазов в образцах, изготовленных из различных
материалов. Лучшим в отношении обрабатываемости является тот
материал, для которого значение минутной подачи оказалось наи-
меньшим.
2. КОНТРОЛЬ ТОЧНОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА
Настройка станка на размер, а также наблюдение за ходом
технологического процесса фрезерования пазов требуют большого
опыта и затраты значительного количества времени. Конструк-
торами завода «Вулкан» Н. П. Васильевым и В. И. Левицким
119
предложен оптический метод контроля детали в процессе ее изго-
товления на станке.
Контроль элементов пазов <на обрабатываемой детали произво-
дится с применением лрибо'ра, состоящего из микроскопа «МИР-1»
а) 5
Фиг 60. Прибор для контроля элементов пазов на
станке: а—схема настройки станка; б—изображение
детали в поле зрения прибора.
и окулярного винтового микрометра АМ-9-2, устанавл.иваемых на
пазо-фрезерном станке. Для более удобного наблюдения при кон-
троле применяется специальная угловая оптическая приставка, из-
Г20
меняющая угол оптической оси прибора на 90°. На фиг. 60, а при-
ведена схема настройки станка для обработки плоских пазовых
деталей при помощи двух приборов с угловыми приставками^
.Приборы закреплены на двух кронштейнах и расположены
в плоскости вращения и перемещения фрезы 1, закрепленной на
шпиндельной головке 3. Движение подачи осуществляется баб-
кой 2, а при делении на шаг стол 11 с закрепленной на нем
деталью 13 перемещается по направляющим станины 12. Обраба-
тываемая деталь освещается электрической лампочкой 7. Свет от
электрической лампочки, направленный параболическим зеркалом
на деталь, отражается от нее, и часть светового потока проходит
через оптические системы 6 и 8 микроскопов «МИР-1», угловые
приставки 4 и 10 и окулярмикрометры 5 и 9.
Прибор позволяет подобрать соответствующее увеличение изо-
бражения паза детали, наиболее удовлетворяющее фрезеровщика.
При изменении увеличения меняется цена деления отсчетного
барабана окулярминрометра. Это изменение можёт быть в преде-
лах 0,1—0,001 мм, что обеспечивает высокую точность контроля
элементов пазов. На фиг. 60,6 показано изображение, наблюдае-
мое рабочим в поле зрения прибора, с указанием назначения
штрихов подвижной и неподвижной сеток окулярного микрометра.
Взаимно перпендикулярные визирные штриховые линии располо-
жены под углом 45° к линии перемещения подвижной сетки. Уста-
новив окулярный микрометр таким образом, чтобы штрихи были
направлены по вертикали и горизонтали, можно последовательно
производить совмещение штрихов в двух направлениях, делая
отсчеты по одному и тому же барабану.
Настройка станка и прибора осуществляется от одной и той же
измерительной базы, причем контроль элементов пазов заклю-
чается в сравнении фактических отсчетов с номинальными разме-
рами, заданными от измерительной базы. По разности величин от-
счетов, получаемой в виде определенного числа делений барабана,
можно определить величину’отклонения шага, глубину, ширину и
форму дна пазов, а также отклонение от прямолинейности и пер-
пендикулярности. Цена одного деления прибора при выбранном
увеличении определяется заранее в центральной измерительной
лаборатории завода с помощью объектмикрометра или аттесто-
ванной шкалы.
При настройке станка прибор закрепляется в необходимом
положении относительно измерительной базы и до окончания об-
работки детали положение его не изменяется.
При настройке прибора изображение фрезеруемого паза пред-
почтительнее располагать в поле зрения прибора, так как в этом
случае виден процесс снятия стружки в момент выхода фрезы,
имеется возможность определить ее дальнейшую работоспособ-
ность и величину радиального и торцового биений фрез, а также
установить момент затупления фрезы и произвести установку
новой фрезы.
121
Для настройки станка на глубину фрезерования при обработке
круглых пазовых деталей может быть использован специальный
прибор индикаторного типа (фиг. 61). Корпус прибора опирается
Ф>иг. 61. Прибор для настройки станка на
глубину фрезерования.
на наружную поверхность
обрабатываемого цилиндра,
а вмонтированный индика-
тор имеет специальный на-
конечник в виде измеритель-
ного ножа. При использова-
нии прибора корректировка
размера производится по по-
казаниям индикатора.
3. ПРОВЕРКА КИНЕМАТИЧЕ-
СКОЙ ТОЧНОСТИ ЦЕПИ ДЕ-
ЛЕНИЯ ПАЗОФРЕЗЕРНЫХ
СТАНКОВ
Исследования показали,
что станки типа FEAi обес-
печивают высокую точность
деления на заданный шаг.
Значительные кинематические погрешности имеют цепи деления
пазофрезерных станков типа SLFf, точность этих станков должна
быть существенно повышена.
Существуют различные способы и средства определения кине-
матической точности цепи деления: с помощью кинематомера,
теодолита и др. Однако эти методы довольно трудоемки и тре-
буют применения специальных приборов и длительных вычисле-
ний.
Для производственных целей наиболее рационально применять
способ проверки, основанный на применении автокаллиматора и
многогранной призмы.
Сущность метода измерения сводится к следующему. Известно,
что в основу принципа автоколлимации положено свойство объек-
тива превращать пучок лучей, исходящих из источника света, рас-
положенного в фокусе объектива, в пучок параллельных лучей и
затем собирать этот пучок, отраженный плоским зеркалом, в том
же фокусе объектива. При этом если истопник света не совпадает
с фокусом объектива, но расположен в фокальной плоскости,
а зеркало повернуто под углом а к главной оптической оси, то
лучи, отразившись под углом 2а и преломившись в объективе,
сойдутся в другой точке, отстоящей от первой тонки на величину,
m = Ftg2a, где F— фокусное расстояние.
Для проверки кинематической точности цепи деления исполь-
зован принцип автоколлимации с применением многогранной
призмы, поворачиваемой на определенный угол делительным меха-
низмом станка.
122
В качестве автоколлиматора применены трубка оптиметра и
коллимационная трубка с длиннофокусным объективом. Для этой
цели из трубки оптиметра удалены колебательное устройство и
объектив и вместо них установлена коллимационная трубка с объ-
ективом, имеющим фокусное расстояние F=500 мм. Для получе-
ния точного фокусного расстояния при соединении трубки опти-
метра с коллимационной трубкой на стопорном винте установлено
фиксационное кольцо.
Оптическая схема прибора дана на фиг. 62. Луч света, направ-
ленный осветительным зеркалом через стеклянную светопроводя-
щую пластинку, попадает на шкалу, смещенную относительно
Фиг. 62. Оптическая схема прибора для определения кинематических
погрешностей цепи деления пазофрезерных станков.
главной оптической оси. Пройдя сквозь шкалу, луч попадает
в призму полного внутреннего отражения и перемещается под
углом 90°, после чего проходит через объектив коллимационной
трубки. Выйдя из объектива, пучок параллельных лучей, несущий,
изображение шкалы, отражается от зеркальной поверхности мно-
гогранника (призмы); при этом изображение шкалы получается
в фокальной плоскости объектива, но по другую сторону главной
оптической оси. Шкала трубки оптиметра выполнена на сетке
с одной стороны оси вертикальной линии симметрии, проходящей
через центр сетки на некотором расстоянии от нее. Если отражаю-
щая зеркальная плоскость призмы расположена перпендикулярно
оптической оси, то изображение шкалы сместится относительно
вертикальной линии симметрии на такую же величину по другую
сторону от нее. При этом нулевой штрих действительной шкалы и
его изображение совместятся с горизонтальной линией симметрии,
отмеченной неподвижным коротким штрихом-укав а тел ем.
Если зеркальная плоскость многогранника будет расположена
под углом к оптической оси, изображение шкалы переместится
параллельно вертикальной линии симметрии относительно непод-
вижного указателя.
Цена деления шкалы оптиметра может быть установлена из сле-
дующих соображений.
123
На шкале оптиметра нанесены ±100 делений с интервалом
С=0,08 мм. Передо точное отношение прибора
где i — цена деления
вместе с тем
/п ____ F tg 2ос
a a
Вследствие малости угла отклонение грани призмы можно при-
нять tg2a~2a, тогда
= = = 1000.
a
При 12-крагном увеличении окуляра наблюдаемое перемеще-
ние шкалы увеличится в 12 раз и общее передаточное отношение
прибора составит Ki = 12 К= 12 000.
Наблюдаемый интервал деления С! равен
Cj = 12С= 12-0,08 = 0,96;
тогда цена деления
i = = 0,00008 рад = 16,5".
Л1 1-6 UUU
Многогранные призмы могут быть изготовлены с числом граней
6, 8, 12 и 24. Допустимое отклонение от плоскостности рабочих гра-
ней не должно превышать 0.0003 мм, отклонение от перпендикуляр-
ности опорного торца к плоскостям граней должно быть в преде-
лах ±15".
Указанный принцип может быть использован для проверки
кинематической точности любого делительного механизма при фре-
зеровании пазов на универсальном оборудовании.
Результаты проверки позволяют установить в каком направ-
лении следует проводить работы по повышению точности цепи
деления. Для этого целесообразно в первую очередь повысить точ-
ность изготовления и монтажа червячной пары; точность осталь-
ных звеньев вследствие больших значений передаточных отноше-
ний в меньшей степени влияет на суммарную погрешность. При
изготовлении специальной оснастки для деления на заданный шаг
необходимо стремиться к тому, чтобы диаметр червячного колеса
был в 2—3 раза больше диаметра обрабатываемой детали. Важно
также уменьшить зазоры в подшипниках и повысить точность мон-
тажа элементов кинематической цепи.
По данным измерения кинематической точности делительного
механизма, описанным выше способом, маркируется место макси-
мума накопленной ошибки шага. Устанавливаемую деталь выве-
ряют таким образом, чтобы место максимума радиального биения
124
детали было сдвинуто на 180° по отношению к месту максимума
натопленной ошибки шага делительного механизма. Вследствие
того, что погрешности, вызванные эксцентрицитетом детали 'и на-
копленной ошибкой шага червячного колеса делительного меха-
низма, имеют один и тот же период (равный одному обороту этих
звеньев, имеющих общую ось вращения) и изменяются по синусо-
идальному закону, при сдвиге фаз на 180° произойдет частичная
компенсация погрешностей шага между пазами.
Для повышения точности фиксации и уменьшения влияния
мертвого хода следует поворачивать делительный механизм на
последующий шаг только в одном направлении. В тех случаях,
когда упущен момент фиксации в процессе поворота ведущего
колеса механизма деления (при ручном делении), надо отключить
гитару деления и колесо поворачивать в том же направлении до
тех пор, пока фиксатор не войдет в паз диска.
Для повышения точности взаимного расположения пазов в ком-
плекте деталей, устанавливаемых на одной машине, все детали
обрабатываются на одном станке при одном и том же начальном
угловом положении делительного механизма.
4. МЕТОДЫ УСТРАНЕНИЯ УВОДА ФРЕЗЫ
И ДЕФОРМАЦИИ ПЕРЕМЫЧЕК МЕЖДУ ПАЗАМИ
Выше указывалось, что одной из причин увода фрез тонкого
сечения является их деформация в процессе врезания. Во избежа-
ние увода целесообразно пазы фрезеровать через щелевой кон-
дуктор. Конструкция такого кондуктора для фрезерования пазов
в плоских деталях показана на фиг. 63. Кондуктор закрепляется
на корпусе фрезерной головки; он состоит из двух направляющих
пластинок, охватывающих контур обрабатываемой детали. Одна
направляющая пластина неподвижна, а вторая регулируется
в соответствии с требуемой шириной щели В, принимаемой рав-
ной 5 = 6 + 0,02, где b — толщина фрезы.
Применение щелевого кондуктора диет возможность также по-
высить точность установки новой фрезы. В этом случае кон/роль
точности установки производится путем касания ботовой поверх-
ности фрезы к неподвижной пластине щелевого кондуктора.
Для предотвращения деформации тонких перемычек между
пазами при относительно большой глубине фрезерования рекомен-
дуется установить на опр’авке параллельно с фрезой дополнитель-
ный диск, входящий в соседний профрезерованный паз. Диаметр
диска должен быть на 0,2—0,3 мм менее диаметра фрезы. Этим
устраняется возможность возникновения трения между окруж-
ностью диска и стружкой, оставшейся в пазу.
В некоторых случаях во избежание деформации перемычек
между пазами целесообразно в ранее нарезанный паз закладывать
пластину, изготовленную из материала, имеющего низкие упругие
свойства.
125
При наличии относительно широкой перемычки фрезерование
пазов рекомендуется производить вначале через паз, а затем
между двумя соседними пазами. На первом этапе фрезерования
остается довольно толстая перемычка между пазами, а на втором
создаются более равномерные усло-
вия резания.
Дополнительно к указанному не-
обходимо довести до минимума осе-
вое биение шпинделя станка, кото-
рое не должно превышать 0,01 мм,
повысить точность изготовления фрез
Фиг. 63. Щелевой кондуктор для фрезерования пазов:
/—направляющие пластинки; 2— фреза; 3—стол станка
и обеспечить строгую перпендикулярность торцовых поверхно-
стей прижимных колец к оси вращения шпинделя станка.
5. КОНТРОЛЬ ПАЗОВЫХ ДЕТАЛЕЙ
Проверка элементов пазов осуществляется как посредством
специальных контрольно-измерительных приспособлений, так и при
помощи универсальных измерительных средств.
Контроль глубины пазов производится при помощи прибора
индикаторного типа, конструкция которого приведена на фиг. 61.
Индикатор предварительно настраивают по эталону на заданную
глубину паза и в процессе контроля проверяют в различных сече-
ниях отклонение от номинального размера. Ширина пазов прове-
ряется специальным шаблоном, имеющим две площадки, толщина
которых соответствует предельным значениям ширины паза.
Для контроля шага между пазами в круглых деталях может
быть использовано приспособление (фиг. 64, а), представляющее
126
собой диск, на торце которого образованы 12 пазов путем установки
12 пластинок, изготовленных в виде секторов. Цилиндр устанавли-
вается на торец диска, и один из пазов цилиндра совмещается с
пазом на диске, затем через каждые 30° при помощи пластинки
(фиг. 64,6) проверяется совпадение пазов у обеих деталей.
Допуск на расположение пазов в приспособлении установлен
±20", отклонение ширины пазов не более 0,002 мм.
При этих условиях толщина пластинки Ьь при помощи которой
проверяется совпадение пазов, должна быть равна
ь, = ь — Д$Б,
где Ass —допустимое накопленное отклонение шага.
Указанные принципы контроля могут быть также использованы
и для плоских деталей. В лабораторных условиях параметры пазов
в плоских деталях можно измерять на универсальном микроскопе,
127
а также на горизонтальном компараметре ИЗА-2 с ценой деления
0,001 мм.
Для определения характера деформации перемычек и зарисовки
их в увеличенном виде может быть использована установка, со-
стоящая из микроскопа МИС-9, и рисовального аппарата РА-1,
присоединенного к прибору. Через оптическую систему микроскопа
и зеркала, установленного под углом 45°, фиксируется контур паза
посредством его зарисовки. Большое увеличение, получаемое при
Фиг. 65. Установка для измерения элементов па-
зов на торце диска.
зарисовке, обеспечивает достаточную точность при определении
размеров элементов пазов. В каждом отдельном случае необходимо
проверить увеличение линейными мерами.
С целью более точного фиксирования размеров и геометрии па-
зов на этом же приборе производят фотографирование образцов
при помощи универсальной микрофотонасадки с камерой разме-
рами 9\12 см.
Элементы пазов в деталях типа дисков можно измерять при
помощи установки, состоящей из оптической делительной головки
и визирного приспособления (фиг. 65).
Деталь устанавливается в приспособлении, представляющем со-
бой алюминиевый диск с оправкой, центрируется по наружному
посадочному диаметру и прижимается по внутреннему диаметру
вторым диском. Оправка с диском крепится в делительной головке,
повернутой в вертикальное положение для удобства визирования
128
сверху. Визиром служит приспособление, созданное на базе микро-
скопа МИС-9. В качестве оптической системы может быть исполь-
зован микроскоп к прессу Бринеля, имеющий большое поле зрения,
и деление на сетке окуляра.
При измерении пазов детали каждый лаз подводится под одно
и то же деление окуляра, а угловой поворот фиксируется по от-
счетному микроскопу делительной головки с точностью до десятых
долей минуты.
Для измерения пазов у более тяжелых деталей типа цилиндров
диаметром 400—500 мм можно использовать круглый стол коорди-
натор асточного станка и визирное приспособление.
Выверка деталей по посадочному диаметру производится при
помощи индикатора с ценой деления 0,002 мм. Визиром служит
м*иирокатетометр. При измерении каждый паз цилиндра подво-
дится под перекрестие окуляра микрокатетометра, угол поворота
фиксируется по отсчетной шкале лимба стола с ценой деления в 2".
Для определения паралельноюти пазов в различных сечениях
по длине образующей цилиндра микрокатетометр выверяется та-
ким образом, чтобы ось его вертикального перемещения была па-
раллельна оси цилиндра. Трубка микрокатетометра перемещается
в вертикальном направлении, а отсчет производится в горизонталь-
ной плоскости окулярмикрометра. Цена деления окуляр микрометр а
проверяется по плоскопараллельным пластинкам.
Для более Точных измерений элементов пазов в цилиндрах, в
кольцах и дисках диаметром 450—500 мм на заводе «Вулкан» при-
меняется круговая делительная машина, модернизированная для
целей измерения.
Модернизация круговой делительной машины 1-ДКМ, выпускае-
мой Ленинградским инструментальным заводом, заключалась в сле-
дующем. При помощи самой делительной машины между основны-
ми штрихами серебряной шкалы нанесены дополнительные штрихи
толщиной 0,01 мм. На машине установлены четыре микроскопа типа
МИР-1 с окулярмикрометрами АМ-9-2М и осветителями ОН-1.
Микроскопы укреплены на стандартных стойках, установленных
в круговом пазу станины. При помощи микроскопов производятся
выверка деталей и снятие отсчета при измерении.
Для установки, выверки и закрепления детали изготовлено спе-
циальное приспособление. Фиксирование детали при повороте на
соответствующий угол осуществляется фиксатором, заскакиваю-
щим в один из пазов. Одновременно используется дополнительный
микроскоп МИР-1, установленный в горизонтальном положении для
оптического фиксирования паза.
Модернизация круговой делительной .машины дает возможность
производить измерения элементов пазов с точностью ±5".
9— М. С. Миркин.
ЛИТЕРАТУРА
1. Р о з е н б е р г А. М. Динамика фрезерования. М., Советская наука, 1945
360 с.
2. Третьяков И. П. Рациональная геометрия шлицепрорезных фрез Л ,
Машгиз, 1941. с. 158—182.
3. Саксенберг Ё. И. Испытания, относящиеся к резанию тонкими дис-
ковыми фрезами.— «Werkstattechnik und Wersleiter» 1937, XXXI, №5 с. 105—109
4. Миркин М С. и Забежанская С. Е. Фрезерование глубоких и
узких пазов в деталях круглотрикотажных машин. Институт технико-экономиче-
ской информации, 1953. 8 с.
5. Белостоцкий Л. Я. и Мейер Б. А. Производство шлицевых и от-
резных фрез. М., ЦБТИ, 1949. 38 с-
6. М и р к и н М. С. Фрезерование пазов в деталях трикотажных машин.
Научно-технический сборник «Общее машиностроение», 1961, № 1, с. 75—81-
7. Миркин М. С. Исследование процесса фрезерования глубоких и узких
пазов в деталях круглотрикотажных машин. ВНИИЛТЕКМАШ, Сборник № 3
М., Машгиз, 1957, с. 28—58.
8. Миркин М С. Фрезерование глубоких и узких пазов. — «Станки и ин-
струмент», 1960, № 3, с. 12—16.
9. Левицкий В. И., Миркин М С. и Дмитриева Н. И. Круговая
измерительная машина и методы контроля точных пазовых деталей машин. Л.,
ЛДНТП, 1959. 47 с.
10. М и р к и н М. С. Оценка погрешности деталей круглой формы методом
гармонического анализа. — «Измерительная техника», 1959, № 12, с 19—21.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . ...........................................
Глава I Технологический процесс изготовления пазовых деталей .
3
5
1 Классификация пазовых деталей ... “
2 . Заготовки для пазовых деталей ...............................6
3 . Механическая обработка пазовых деталей..................... 8
4 Методы фрезерования пазов..................................
Глава II. Пазофрезерные станки .
1 Пазофрезерный полуавтомат модели SLFj для фрезерования па-
зов в плоских деталях ... ... . —
2 Полуавтомат модели ГЕА3 для фрезерования пазов в плоских
деталях . . ................. .23
3 Пазофрезерный станок .модели SLF2 для фрезерования пазов
в круглых деталях............................... . . . 36
4 Полуавтомат модели FEAi для фрезерования пазов в круглых
деталях ........................................................ .45
5 . Полуавтомат модели FEA2 для фрезерования пазов в круглых
деталях...........................................................55
Глава III Конструкция фрез и режимы резания. . . . 57
1. Диаметр и число зубьев фрезы................................... —
2 Геометрические параметры фрез ... ... 60
3. Технические требования к фрезам............................... 66
4. Силы резания при фрезеровании пазов .... 67
5. Влияние радиального биения и округления режущей кромки фрезы
на процесс фрезерования . . ... 73
6. Влияние округления режущей кромки на процесс врезания зуба
фрезы ...... 77
7. Режимы резания . 80
Глава IV Точность обработки пазовых деталей . ... .89
1. Методика анализа точности обработки . . ... —
2. Статические погрешности...................... .90
3. Кинематические погрешности..................... . . 96
4. Динамические погрешности......................................100
5. Суммарная погрешность..........................................ПО
Глава V. Повышение точности процесса фрезерования пазов . .117
1. Повышение точности изготовления фрез............................—
2 Контроль точности технологического процесса...................119
3. Проверка кинематической точности цепи деления пазофрезерны \
станков . • .......... 122
4. Методы устранения увода фрезы и деформации перемычек между *
пазами ....... ..... 125
5. Контроле пазовых деталей . . . * . 126
Литература
г IU

13Q
Моисей Самуилович МИРКИН
ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
С ГЛУБОКИМИ И УЗКИМИ ПАЗАМИ
Редактор издательства 7. Л Лейкина
Обложка художника А. И. Никитина
Технический редактор А А. Бардина Корректор Э. А Мирошниченко
Сдано в производство 31/VIII 1962 г. Подписано к печати 17/1 1963 г. М-29043.
Формат бумаги 60x90J/le- Печ. листов 8,25. Уч.-изд. л. 7,8. Тираж 5000 экз.
Цена 39 коп. Заказ 608.
Типография № 11 Управления целлюлозно-бумажной и полиграфической промышленности
Ленсовнархоза, Ленинград, ул. Марата, 58.
* ч