Сборный
твердосплавный
инструмент
•МАШИНОСТРОЕНИЕ*
ББК 34.63-5
С23
УДК 621.9.025.7-182.66
Авторы: Г. Л. Хает, В. М. Гах, К. Г. Громаков,
В. С. Гузенко, Т. Г. Ивченко, А. Д. Локтев,
Я. А. Музыкант
Редакционная коллегия: канд. техн, наук
И. А. Ординарцев (председатель), канд. техн, наук
В. А. Гречишников, д-р техн, наук С. И. Лашнев,
А. М. Лейн, канд. техн, наук проф. М. М. Палей,
И. Л. Полоцкий, канд. техн, наук Д. И. Поляков,
канд. техн, наук проф. В. Ф. Романов, д-р техн, наук
проф. Г. Н. Сахаров, канд. техн, наук Д. И. Семенченко,
д-р техн, наук проф. Н. В. Талантов, канд. техн, наук
А. Д. Локтев, канд. техн, наук В. С. Самойлов
Рецензент Ю. Л. Фрумин
Сборный твердосплавный инструмент /Г. Л. Хает,
С23 В. М. Гах, К- Г. Громаков и др.; Под общ. ред. Г. Л. Хае-
та.— М.: Машиностроение, 1989. —256 с.: ил. —(Б-ка
инструментальщика).
ISBN 5-217-00452-5
Рассмотрены свойства сборного инструмента, обусловливающие его
качество и эффективность применения. Дана методика проектирования
систем инструментов. Приведены классификация, методы расчета много-
численных конструкций резцов, фрез, инструмента для обработки отвер-
стий. Даны рекомендации по выбору режимов резания в зависимости от
конструкции инструмента, жесткости технологической системы, обрабаты-
ваемого материала и других факторов.
Для инженерно-технических работников научно-исследовательских
институтов, проектных организаций и заводов.
2704040000-149
С	038(01)—89	149 89
ББК 34.63-5
ISBN 5-217-00452-5	© Издательство «Машиностроение», 1989
Введение
Современное производство выдвигает новые тре-
бования к режущему инструменту. Важное значение, особенно
для автоматизированного производства, станков с ЧПУ и ГПС,
имеет его надежность, приспособленность к автоматизации. Этим
требованиям отвечает сборный инструмент с механическим креп-
лением режущих пластин. Замена составного, в частности на-
пайного, инструмента сборным является одной из важнейших
тенденций развития технологии в машиностроении.
Однако сборный инструмент отличается большей сложностью
и многовариантностью. Эффективность его работы может быть
обеспечена только на основе системного подхода. Такой подход,
во-первых, предусматривает проектирование не отдельных ин-
струментов, а их систем, т. е. проектирование совокупностей их
типоразмерных рядов, что характерно при разработке стандартов,
а также оснастки для ГПС. Во-вторых, необходимо учитывать
взаимосвязь всех частей технологической системы. В-третьих,
обязательны многие этапы проектирования, часть которых вы-
полняют редко или недостаточно полно. В-четвертых, совместно
использовать информацию различной степени формализации, по-
лученную расчетом, экспериментом, статистическим анализом,
экспертным методом, что пока непривычно для инженеров.
Авторы сочли необходимым обобщить опыт проектирования
и эксплуатации сборного твердосплавного инструмента и дать
рекомендации для производственников. Важно, чтобы эти реко-
мендации были представлены не в виде набора конструкций и ре-
цептов (такой набор быстро стареет и не стимулирует творче-
ство), а в виде инженерных методик, основанных на определенной
научной концепции.
Недостаточная эффективность сборного режущего инструмента
иногда связана с применением его не по назначению, с неполным
учетом условий производства. Количественный учет условий,
особенно важный для создания систем инструментов и технико-
экономической оптимизации их рядов, осуществляется с исполь-
зованием банка статистических данных на базе ЭВМ.
За последние годы появилось около 1000 конструкций режу-
щего инструмента с многогранными пластинами. Весьма важно
1*	3
классифицировать эти конструкции, что может быть сделано на
основе морфологического анализа. Использование современной
методики проектного анализа позволяет перейти от анализа от-
дельных разрозненных конструкций к описанию и анализу опре-
деленных типов конструкций, исходя из формы применяемых
пластин и схемы действующих на них сил, а также степени блоч-
ности инструмента.
Важным этапом создания нового инструмента является ком-
плексная оценка его технического уровня и качества с учетом
большого числа свойств, для чего с позиций общей теории качества
продукции необходимо разработать методики оценки конструк-
тивных вариантов инструмента на основе их экспертизы, лабора-
торных и эксплуатационных испытаний.
Зачастую резервы сборного твердосплавного инструмента пол-
ностью не используются из-за неправильной организации его
применения, несоблюдения регламентов эксплуатации. Поэтому
на каждом предприятии должна быть создана рациональная
система эксплуатации, решающая все важные вопросы, с кото-
рыми сталкивается потребитель инструмента. Нуждаются в раз-
витии и задачи оптимизации режимов резания: требуется устано-
вить многие неучитываемые ранее ограничения, имеющие место
на практике, а также вероятностный характер процессов изна-
шивания и разрушения инструмента. В соответствии с возника-
ющими требованиями производства необходима многокритериаль-
ная оптимизация параметров технологической системы, характе-
ризующих не только инструмент, но и станок, обслуживающий
персонал, режимы резания. При этом оптимизацию проводят
с учетом не одной, а нескольких целевых функций (ЦФ).
Без научного анализа, обобщения достигнутых результатов
невозможно дальнейшее развитие инструментального производ-
ства. Поэтому авторы считали необходимым представить в книге
как практические рекомендации, так и их теоретические обосно-
вания.
В книге обобщен передовой опыт ВНИИ, ГСПКТБ «Оргприм-
инструмент», Отраслевой лаборатории Минстанкопрома при Кра-
маторском индустриальном институте и других институтов, ин-
струментальных заводов, предприятий — потребителей инстру-
мента в различных отраслях промышленности, а также ведущих
зарубежных фирм.
Глава
Предпроектный анализ
сборного твердосплавного инструмента
1.1.	Системный подход и некоторые принципы
проектирования
Возросшая сложность механосборочного произ-
водства, его автоматизация, включая автоматизацию проектиро-
вания, высокие требования к экономичности принимаемых реше-
ний и срокам проектирования обусловливают необходимость
системного подхода (СП). Этот подход, подчеркивая значение
комплексности, широты охвата и четкой организации работ,
означает признание низкой эффективности, а иногда и вредности
локальных решений.
В книге рассмотрено применение СП в инструментальном деле.
Основой для этих разработок служат положения общей теории
систем, системотехники, общей теории проектирования [18, 60],
исследования операций, системного анализа [36], теории при-
нятия решений [281 и др. Большинство новых методов количе-
ственного анализа могут быть реализованы только благодаря
использованию ЭВМ.
При решении многих задач, описанных в книге, рассмотрена
обобщенная технологическая система (ОТС), которая состоит
из следующих элементов: У — условия (среда) эксплуатации
инструментов; Ц — критерии оптимальности, целевые функции
(ЦФ); И — совокупность инструментов; Ч — человек, обслу-
живающий персонал; Р — режимы эксплуатации инструментов.
ОТС является элементом более общей производственной си-
стемы (ОПС). Каждый элемент ОТС также может быть представ-
лен как система элементов.
В большинстве случаев параметры системы У являются вход-
ными заданными; параметры системы И и Р — выходными опре-
деляемыми, а параметры систем Ц и Ч — промежуточными,
определяемыми с учетом системы У. В некоторых случаях выход-
ными могут быть и отдельные параметры систем У и Ч. Все вы-
ходные параметры, определяемые при проектировании и назнача-
емые конструктором, технологом или рабочим, т. е. лицом, при-
нимающим решение, называют управляющими переменными.
Как правило, более полное рассмотрение системы, т. е. охват
большего числа элементов, обеспечивает большую эффективность
работы. Например, многие ошибки и недоработки проектов яв-
ляются следствием недостаточно полного анализа условий обра-
5
s S>
& 9
& fS
51
ll<
h
Рис. 1.1.
Система проектирования (процесс создания) инструмента
ботки. Несмотря на расширяющуюся автоматизацию в современ-
ном производстве, нельзя не учитывать человеческий фактор.
Конструирование инструмента совместно с резцедержателем стан-
ков токарной группы привело к созданию новых высокоэффек-
тивных систем, построенных по модульному принципу [55]. Если
одновременно с оптимизацией параметров инструмента оптими-
зировать и параметры режима резания, то можно получить более
точные результаты. Если совместно с этими параметрами оптими-
зировать и некоторые показатели, характеризующие обслужива-
ющий персонал, например число рабочих, обслуживающих ста-
нок, получаются иные еще более точные значения параметров.
Примеры такой оптимизации будут даны ниже.
6
Системный подход требует, чтобы не только объект проекти-
рования, но и процесс его создания был достаточно полной систе-
мой, обеспечивающей достижение поставленной цели. На
рис. 1.1 показана система проектирования, которую можно реко-
мендовать при разработке конструкций инструмента и систем
инструмента широкого назначения, технической документации
на уровне стандартов, систем инструмента для ГПС, общемашино-
строительных или отраслевых нормативов. В эту систему входят
взаимосвязанные этапы [58], многие из которых ранее не осуще-
ствлялись или выполнялись недостаточно полно в отрыве друг
от друга.
В начале работы на основе изучения статистических данных
определяют область условий эксплуатации инструмента и харак-
теризующие ее параметры (этап 1), устанавливают свойства,
определяющие качество инструмента для работы в этих условиях
(этап 2). Далее генерируются идеи, касающиеся конструкторских
разработок трех уровней: а) структуры системы инструмента
(совокупности типоразмерных рядов инструментов); б) структуры
инструмента, входящего в систему; в) типа конструкций каждого
модуля, составляющего инструмент (этап 3). Эти решения под-
вергаются эвристической оценке и отбору с помощью специальных
процедур (этап 4), а отобранные решения после разработки чер-
тежей (этап 5) — лабораторным испытаниям (этап 6), лучшие из
них — эксплуатационным испытаниям (этап 8). На этапе 7 ре-
шаются технологические вопросы, разрабатываются мероприятия
по повышению качества изготовления инструмента, в том числе
специальные методы ^повышения надежности. На этапе 9 решаются
вопросы рациональной эксплуатации инструмента. К ним отно-
сятся не только определение режимов резания и расхода инстру-
мента, но и разработка организационных мероприятий инстру-
ментообеспечения. Следует отметить, что выявление новых реше-
ний и усовершенствование выдвинутых ранее происходит на
протяжении всей работы, что показано на рис. 1.1 линиями обрат-
ных связей.
Остановимся на этапе 3 — проектирование. Зарубежный опыт
показывает, что для создания одного конкурентоспособного изде-
лия нужно иметь в начале проектирования примерно 60 хороших
идей [60]. Прогнозируют, что к 2000 г. это число достигнет 200.
Поэтому при разработке нового инструмента широкого назначения
необходимым этапом проектирования является интенсивное гене-
рирование идей. Полагаться в этом деле на искусство проекти-
ровщика нерационально. В последние 45 лет было, предложено
более 40 специальных методов поиска новых решений, хорошо
зарекомендовавших себя в работе [14, 60]. Имеется группа ассо-
циативных методов, множество наборов контрольных вопросов,
синектика, различные алгоритмы творческого процесса. Большой
популярностью для начального периода работы пользуется мозго-
вой штурм, неоднократно применявшийся авторами.
7
Особое место занимает группа методов, которую можно на-
звать структурно-морфологическим анализом (СМА). СМА
следует считать неотъемлемой частью проектирования при си-
стемном подходе. Этот анализ состоит из следующих стадий.
Объект проектирования структуризуется, составляется перечень
признаков, характеризующих как его структуру, так и форму
частей, выявляются возможные варианты, рассматриваются их
сочетания и осуществляется экспресс-оценка. СМА дает полный
перебор всех вариантов, выявляет новые, подвергает все варианты
классификации, кодированию и оценке и тем самым готовит исход-
ную информацию для САПР режущего инструмента.
При формировании морфологических таблиц желательно про-
думать определенное расположение вариантов и признаков. Пред-
ложено, например, сделать так, чтобы по мере движения от 1-го
варианта признака 1 к n-му и от 1-го варианта признака 2 к г-му
качество конструкции улучшалось. Тогда рациональные варианты
следует искать в определенном углу таблицы. Такой морфологи-
ческий анализ, ускоряющий поиск и оценку новых решений,
назван направленным [38].
1.2.	Методика формирования банка
статистических данных
На производстве действует большое число слу-
чайных, трудноучитываемых или даже неизвестных факторов,
которые необходимо принимать во внимание при разработке
систем инструмента и режимов их эксплуатации. Поэтому большое
значение имеет получение и оперативное использование статисти-
ческих данных об эксплуатации инструмента, которое эффективно
осуществляется с помощью банка данных. Банком данных будем
называть упорядоченную информацию на машинных носителях
с пакетом программ для многоцелевого использования [44].
Схема формирования банка данных об эксплуатации инстру-
мента (БЭЙ) и его функционирования показана на рис. 1.2.
Объектом БЭИ могут быть отдельные группы инструмента или
весь инструмент, применяемый на определенных группах станков,
установленных на отдельных предприятиях или на всех пред-
приятиях страны. Например, многие зависимости, приведенные
в книге, получены с помощью трех банков:
БЭИТСС — банка эксплуатации инструмента на токарных
средних станках (охватывает 2000 данных, полученных на 19 за-
водах шести министерств);
БЭИТТС — банка эксплуатации инструмента на токарных
тяжелых станках (9500 данных на 172 заводах 10 министерств);
БЭИФС — банка эксплуатации инструмента на фрезерных
станках (1000 данных на 33 заводах пяти министерств).
Эти банки создавали как для проектирования систем инстру-
ментов или отдельных типоразмерных рядов инструмента, так
8
Определение целей банка
♦
Определение принципов организации и ре-
сурсообеспечения банка
i
Определение объекта банка
♦
выбор метода информационного и програм-
много обеспечения банка
Г
Информационное обеспечение методом					
опроса или анке - тирования	анализа спи- санного ин- струмента	анализа доку мен - тов	момент- ных на- блюдений	длительных на блюде - пай	машинной регистра- ции
I
Перенос данных на машинные носители
Разработка программ
--------ГТ~......
Группирование данных
♦
Определение распределении
параметров условии
..... ♦ . ,_______________
Определение распределений стойкости
и чисел периодов стойкости
I
Определение стойкостями
и других зависимостей
♦
Использование банка				
Разработ- ка систем инструмен- та	Разработка нормативов режимов резания	Разработка норм расхо- да инстру- мента	выбор инст- румента и ре- жимов резания на основе прецедентов	Оценка каче- ства инстру- мента и киче - ства его экс- плуатации
Рис. 1.2.
Схема процесса формирования и использования банка данных об эксплуатации
инструмента
и для разработки общемашиностроительных нормативов режимов
резания.
Возможны различные методы сбора информации, каждый из
которых предназначен для своей группы целей и содержит свою
информацию.
Метод опроса мнений экспертов (ими могут, быть научные
работники, конструкторы, рабочие и т. д.), если он проводится
с помощью тщательно продуманной анкеты и предусматривает
9
соответствующую организацию экспертизы и математическую
обработку данных, может дать хорошие результаты по широкому
кругу вопросов, особенно для ранних этапов предпроектного
анализа.
Для приблизительной оценки структуры отказов, прочности
и долговечности инструмента целесообразно использовать метод
анализа состояния списанного инструмента [59]. Для перетачи-
ваемых пластин при -этом методе используют корреляционную
связь между шириной сточенной части инструмента и числом
периодов стойкости К (число повторных заточек + 1) до конца
эксплуатации. Для неперетачиваемых пластин такой метод дает
точное значение Д', причем анализ списанных пластин произ-
водится быстрее (требуется только записать, сколько вершин
пластины использовано, и разнести эти данные по видам отказов).
Для анализа условий эксплуатации инструмента и его номен-
клатуры, используемой на производстве, разработан метод мо-
ментных наблюдений. Его можно назвать также методом обходов.
Он состоит в том, что в случайные моменты времени обходят
станки, на которых применяют анализируемый инструмент, и
фиксируют состояние технологического процесса и условия обра-
ботки. Время нахождения инструмента в соответствующем со-
стоянии (процесс резания, замена инструмента, простой и т. д.)
или время работы в соответствующих условиях (материал и типо-
размер детали, состояние поверхности заготовки, глубина реза-
ния и т. д.) прямо пропорциональны числу зафиксированных
случаев нахождения в этом состоянии или при этих условиях.
Чтобы облегчить выбор минимально необходимого числа реги-
стрируемых факторов (обычно 10—30), целесообразно на основе
предшествующего опыта или литературных данных оценить важ-
ность факторов для достижения целей проектирования, например
оценить их влияние на наиболее просто определяемые целевые
функции. Такое ранжирование факторов с учетом их влияния на
производительность процесса резания Ilw при черновой и полу-
чистовой обработке заготовок из конструкционных сталей на
станках токарной группы, использованное при разработке норма-
тивов режимов резания, показано в табл. 1.1. Ранг — это число,
показывающее степень влияния факторов, расположенных в по-
рядке уменьшения их влияния на производительность; факторы
изменяли в таком диапазоне, как это требовалось для нормативов.
Например, большое влияние на изменение оказывает
основной размерный параметр Dc станка. Для токарных и кару-
сельных станков — это наибольший диаметр устанавливаемой
заготовки. Как будет показано далее, это в основном связано
с изменением жесткости и виброустойчивости технологической
системы, а также с изменением прочности инструмента. Изменение
Dc токарных станков от 320 до 2500 мм увеличивает глубину
резания /тах, допускаемую по виброустойчивости технологиче-
ской системы в 3,3 раза, подачу S, определяемую прочностью
10
1.1. Ранжирование факторов по степени их влияния
на производительность резания Пу на токарных (Т)
и карусельных (К) станках
Фактор, влияющий на Пур	Ста- нок	Изменение параметра, число раз				Ранг
		*тпах	S	V	п W	
Основной размерный параметр станка	Т	3,3	7,6	1,4	34	1
	К	2,6	6,4	1,4	17	1
Отношение максимальной длины к мак-	Т	2,0	1,6	1,3	4,2	3
симальному диаметру заготовки L3/D3 Вылет ползуна	К	1,6	1,4	1,2	2,7	4
Твердость обрабатываемых сталей	Т	1,7	1,7	2,7	8	2
	К	1,6	1,7	2,8	8	2
Наличие корки, перерывов в резании	т, к	1,3	1,3	1,4	2,4	5
Глубина резания	т, к	—	3,5	1,3	'4,5	3
Тип конструкции резца	Т, К	2,0	2,0	1,05	4,2	3
Толщина режущей пластины	т, к	—	2,2	—	2,2	5
Главный угол в плане	Т, К	1,3	1,4	1,2	2,2	5
инструмента, в 7,6 раза и скорость резания и, определяемую
износостойкостью инструмента, в 1,5 раза. В результате этого
производительность резания может изменяться до 34 раз.
Метод длительных наблюдений предназначен главным образом
для получения распределения периодов стойкости и чисел пери-
одов стойкости, а также их зависимости от различных факторов.
Эти зависимости отражают процессы изнашивания и разрушения
инструмента и являются исходными для оптимизации инструмента
и режимов резания. Метод трудоемок; он предусматривает непре-
рывное наблюдение за процессом резания до отказа инструмента
и требует постоянного присутствия исследователя на рабочем
месте. Обычно регистрируется значительно большее число пара-
метров, чем при методе моментных наблюдений (60—90). Характер
отказа инструмента регистрируется более детально, чем при
анализе списанного инструмента.
Информацию об условиях обработки, полученную методом
моментных наблюдений или другими методами, прежде всего
целесообразно подвергнуть группированию, т. е. разделить ин-
формацию на части, соответствующие определенным значениям
дискретных параметров (например, Ос, группе обрабатываемых
материалов и т. д.) или диапазонам непрерывных параметров
(например, припусков или глубин резания). При этом получается
матрица в виде таблицы или диаграммы, в каждой части которой
имеется определенное число данных п. Его отношение к общему
числу данных N показывает применяемость того или иного
обрабатываемого материала, инструмента и т. д.
Применяемость тех или иных условий определяет очередность
работ по проектированию прогрессивного инструмента, его необ-
ходимое число, целесообразность его серийного изготовления
И
на инструментальных заводах или индивидуального в инструмен-
тальных цехах заводов — потребителей инструмента.
При моментных наблюдениях (с целью определения применя-
емости условий) реализуется схема повторных независимых испы-
таний, приводящая к биномиальному распределению и. Возмож-
ные колебания qy в связи с ограниченным значением N оцени-
ваются доверительным интервалом с заданной доверительной
вероятностью р. для определенного N или N для заданного
можно определить по данным, приведенным в [13].
Следующим этапом работы является получение распределений
параметров, характеризующих условия обработки (для упроще-
ния будем их называть параметрами условий). Для их аппрокси-
мации часто можно использовать логарифмически нормальный
закон.
В качестве меры рассеяния параметра, кроме среднеквадра-
тичного отклонения а, целесообразно использовать коэффициент
вариации W = а/х, где х — среднее значение параметра. Для
быстрых приблизительных оценок параметра можно использовать
размах, т. е. разницу между максимальным и минимальным
значением параметра хтах — xmln, и относительный размах (хтах —
— Хт\п)/х- Коэффициент вариации ориентировочно равен 1/3
относительного размаха.
1.3.	Статистический анализ условий
эксплуатации инструмента,
его номенклатуры и режимов резания
Параметры заготовок и технические требования
к ним являются исходными данными для любого технологиче-
ского проектирования, и в частности при разработке и организа-
ции производства инструмента.
Например, данные о применяемости различных обрабатыва-
емых материалов на предприятиях тяжелого машиностроения
(табл. 1.2) показывают, что для токарных станков, работающих
в этой отрасли, прежде всего необходимо организовать на инстру-
ментальных заводах серийный выпуск резцов для обработки
заготовок из конструкционных сталей (применяемость 94 %).
Значительно реже (применяемость 3 %) используют заготовки
из чугуна. Большие трудности возникают при обработке резанием
заготовок из труднообрабатываемых сталей и сплавов. Количество
этих материалов и даже групп весьма велико, но общая применя-
емость их составляет всего 2,5 %. Наиболее распространены
коррозионно-стойкие и теплостойкие стали. Их типичными пред-
ставителями являются стали 12Х18Н10Т и 34ХНЗМФ. Поэтому
при организации централизованного производства инструмента
целесообразно ориентироваться на стали этих групп.
Для карусельных станков применяемость заготовок из чугуна
увеличивается до 15 %. Для фрезерных и расточных станков
12
1.2. Применяемость материала заготовок на заводах тяжелого
машиностроения (0= 0,9, ?У = 2000)
Группа материалов	Применяе- мость		Группа материалов	Применяе- мость	
	<7у			’у	
Конструкционные стали (включая стали для про- катных валков): углеродистые в том числе: с содержанием угле- рода менее 0,5 % с содержанием угле- рода более 0,5 % легированные в том числе: с добавками хрома и никеля с добавками вана- дия, молибдена, воль- фрама с прочими добавками	94 70 50 20 24 14 4,5 5,5	1,7 3,4 3,7 2,9 3,1 2,5 1,5 1,6	Труднообрабатываемые стали и сплавы В том числе: коррозионно-стойкие стали прочие стали и сплавы	2,5 2,0 0,5	1,1 0,1 0,5
			Чугуны В том числе: серые высокопрочные и отбе- ленные	3,0 2,0 1,0	1,2 0,1 0,7
			Цветные металлы и спла- вы	0,5	0,5
Примечание, — значения, полученные статистически; Jp — до-
верительный интервал.
соотношение групп обрабатываемых материалов получается дру-
гим; так, применяемость заготовок из чугуна достигает 25 %.
В связи с тем, что в большинстве случаев инструмент осна-
щают неперетачиваемыми пластинами, геометрические параметры
его желательно установить еще при планировании централизован-
ного производства, поэтому большое значение имеет не только
группа материалов, но и их свойства внутри групп. Например,
твердость конструкционных сталей, заготовки из которых обра-
батывают на токарных станках, изменяется в широком диапазоне
(рис. 1.3). Поэтому необходимо знать среднее и наиболее вероятное
(модальное) значения твердости, размах ее варьирования.
В ряде случаев нужно знать габаритные размеры обрабатыва-
емых деталей и их массу. Отношение длины к максимальному
диаметру деталей, а также последнего к Dc станка обусловливают
жесткость технологической системы. Эти параметры, а также
масса заготовки определяют некоторые ограничения при выборе
режимов резания. Исходными данными для оптимизации диаме-
тров торцовых фрез служат плотности распределения размеров
обрабатываемых деталей. Так, большое значение имеет плотность
распределения ширины фрезерования, связанной с шириной
деталей (рис. 1.4).
Для решения задач проектирования можно устанавливать
диапазон наиболее распространенных значений параметра с за-
13
Рис. 1.3.
Плотность распределения твердости ма-
териалов заготовок, обрабатываемых
на токарных станках (по данным
БЭИТСС)
данной вероятностью. Так, при
разработке общемашинострои-
тельных нормативов режимов
резания при точении [41] был
принят диапазон параметров,
охватывающий 80 % случаев об-
работки. Этот диапазон в не-
сколько раз меньше всего диа-
пазона параметров. Если на то-
карных станках обрабатывают
1200 НВ до 65 HRC3, то 80 %-ный
диапазон равен 1700—2400 НВ (см. рис. 1.3, иезаштрихованная
часть). Для этого относительно небольшого диапазона распростра-
ненных условий были разработаны детальные рекомендации по
выбору инструмента и режимов резания, для остальной части
диапазона — краткие рекомендации [38].
Определяющим при выборе инструмента является также тип
детали и тип элементарной обрабатываемой поверхности, согласно
принятому технологическому классификатору; требуемая точ-
ность и шероховатость поверхности. С типом детали и особенно
типом и характеристикой обрабатываемой поверхности связан
перечень выполняемых технологических операций и их удельный
вес по трудоемкости.
Как было показано ранее (см. табл. 1.2), типоразмер станка
значительно влияет на параметры инструмента и режимы его
27, ММ
Рис. 1.4.
Плотность распределения ширины фрезерования f(B) фрезами со сменными
многогранными (/) и напайными (2) пластинами (по данным БЭИФС), а также
частность q применения диаметров выпускаемых торцовых фрез с СМП (3)
14
ментов проектируется не для конкретной детали, а для определен-
ного станка или группы станков. Поэтому большое значение
имеет количество соответствующего металлорежущего оборудо-
вания, анализ структуры парка станков и их параметров. Сборный
инструмент, рассматриваемый в книге, используют на станках
трех групп: токарной, фрезерной и сверлильно-расточной. В ка-
честве примера рассмотрим данные о станках токарной группы.
С увеличением размера станков их число на предприятиях
уменьшается по экспоненте. Однако стоимость станка растет
в еще большей степени. Поэтому общая стоимость эксплуатиру-
емых станков с ростом их размеров не снижается, что говорит
о важности эффективной эксплуатации тяжелых станков.
Большое значение имеет стоимость Е 1 станко-мин. Например,
для тяжелых станков (рис. 1.5)
Е = CeDzzene,	(1.1)
где Се — постоянный коэффициент, зависящий от учитываемых
групп затрат [431; Dc — основной размерный параметр станка,
мм; ze, ие — показатели степеней,
зависящие от типа станков и других
факторов; п — число рабочих, об-
служивающих станок.
На тяжелых станках велики
также затраты на инструмент, но
отношение последних к стоимости 1
станко-мин с ростом размера станка
падает. Это требует интенсификации
woo гооо joooH-ooo6000 ис,мм
Рис. 1.6.
Влияние основного размерного пара-
метра станка на предельную по вибро-
устойчивости глубину резания fmax
(сплошные линии) и среднюю, факти-
чески применяемую подачу 5ф (штри-
ховые линии) материал заготовки —
конструкционная сталь НВ 1500—3200,
пластин—сплав Т5К10; t= 10...
40 мм; V = 20 ... 60 м/мин:
1 — для токарных станков; 2 — для кару-
сельных станков
Рис. 1.5.
Зависимость стоимости 1 станко-
мин от основного размерного пара-
метра тяжелого токарного станка:
□ — все затраты; О — затраты 1-й
группы;----------п = Г,----------
п = 2
15
Рис. 1.7.
Распределения мощностей, расходуемых на обработку резанием на токарных стан-
ках различных размеров, и эффективная мощность их главного привода
режимов резания на тяжелых станках по сравнению с режимами
резания на станках средних размеров.
Структура парка средних и тяжелых станков токарной группы
с точки зрения ее однородности различна. По количеству 3/4
тяжелых станков относятся к четырем основным типоразмерным
рядам: универсальные токарные, вальцетокарные, лоботокарные
и карусельные. Каждый из них выпускается одним заводом-
изготовителем. Поэтому условия работы инструмента, связанные
с конструкцией и параметрами станков, относительно однородны
и преимущественно определяются их основным параметром Dc.
Жесткость и виброустойчивость станка и всей технологической
системы хорошо коррелируется с £>с, соответственно изменяются
и фактически применяемые подачи (рис. 1.6). По сравнению
с указанным оборудованием парк средних станков разнороден.
Часто станки одних размеров, но разных моделей и заводов-
изготовителей отличаются друг от друга по жесткости больше,
чем станки разных размеров.
Типоразмер станка определяет многие ограничения на ре-
жимы резания: кинематические (например, на подачу, частоту
вращения), динамические (на силу, крутящий момент, мощность
и пр.). В качестве примера на рис. 1.7 приведено семейство кри-
вых, показывающих распределение мощностей, фактически затра-
чиваемых при обработке деталей на токарных станках различных
размеров, в сопоставлении с эффективными мощностями Уэф
двигателей главных приводов этих станков.
Представленные статистические данные свидетельствуют
о том, что на станках всех размеров модальные (наиболее вероят-
ные) значения затрачиваемых мощностей относительно невелики.
Модальные и средние Д/ср значения существенно растут с увели-
16
чением Dc до 1600 мм, затем изменяется мало, а при Dc более
2500 мм уменьшаются. Это тесно связано с изменением жесткости
технологической системы и частично связано с припусками (при
Ос > 3200 мм часто обрабатывают сборные, например, сварные
детали). Максимальные значения затрачиваемых мощностей jVmax
с увеличением размера станка растут более интенсивно, чем сред-
ние Ncp или модальные, и при Dc = 1000 ... 1250 мм кривая
пересекается с кривой эффективных мощностей главного
привода. Это говорит о том, что на станках небольших размеров
в ряде случаев мощность главного привода ограничивает даль-
нейшее увеличение режимов резания.
На крупных станках такое явление встречается реже, а на
тяжелых имеет место большой резерв мощности. Вместе с тем
на тяжелых станках часто действует ограничение по частоте
вращения детали п при заданной ее массе Q или ограничение по Q
при заданном п, обусловленное конструкцией станка и его осна-
сткой. Имеет место зависимость
Qc = <?/«"+А,,	(1.2)
где CQ и Aq — коэффициенты, зависящие от типоразмера станка
и способа крепления детали; zQ —показатель степени [41].
Аналогичные исследования жесткости, ограничений, различ-
ных параметров условий должны быть проведены для всех стан-
ков, для которых следует проектировать системы инструмента.
При разработке систем инструмента необходимо проанализи-
ровать конструкцию мест крепления инструмента на станке:
форму резцедержателя станков токарной группы, гнезда шпинделя
станков фрезерно-расточной группы и т. д.
Следует учитывать также квалификацию и характер труда
станочников, обслуживающих данное металлорежущее оборудо-
вание. Известно, что с увеличением размера станка при прочих
равных условиях средний разряд рабочего растет; увеличивается
также и средний возраст рабочего. Например, средний разряд
рабочего завода тяжелого машиностроения, обслуживающего сред-
ние станки, 3,9, крупные 4,1 и тяжелые 4,3; средний возраст
рабочих соответственно 37, 39 лет и 41 год. Тяжелый и особенно
уникальный станок в ряде случаев обслуживают двое рабочих.
Представляет интерес для проектировщика инструмента и вели-
чина рассеяния указанных показателей, закон их распределения.
Установлено, что с ростом размера станка физическая и психо-
физиологическая нагрузка на рабочего становится менее благо-
приятной.
Данные о заготовке, детали и станке формально являются
достаточными, чтобы далее вести проектирование инструмента
и разработку режимов его эксплуатации. Однако многие факторы
на производстве остаются неизвестными или влияние их трудно
объяснить и учесть. Поэтому наряду со рбе^ом^т-ахистиыеских
На рис. 1.8 показана
Рис. 1.8.
Применяемость различных видов резцов на
токарных и карусельных станках в зависимо-
сти от их размера:
/ — зона применения правых проходных; 2 — ле-
"ых проходных; 3 — проходных упорных; 4 —
подрезных; 5 — упорных широких; 6 — отрезных
и прорезных; 7 — расточных; 8 — галтельных и
других фасонных; 9 — резьбовых резцов
данных об условиях эксплуатации
инструмента собираются сведения
о применяемом на практике инстру-
менте, фактических режимах реза-
ния. Каждый случай обработки,
содержащийся в банке, называют
прецедентом. Совокупность преце-
дентов для данной области условий
отражает прошлый опыт эксплуатации
инструмента, который должен быть
использован при проектировании,
применяемость резцов разных видов
на токарных и карусельных станках. На оси абсцисс отложены
основной размерный параметр станка и соответствующий размер
резца. Наибольшую часть составляют проходные резцы с главным
углом в плане ф < 90е. Далее в порядке уменьшения применя-
емости располагаются проходные упорные (ф = 90 ... 95°), отрез-
ные и прорезные резцы, а затем уже расточные, галтельные и др.
Применяемость резцов зависит от размера станка. С увеличе-
нием Dс и соответственно высоты резца Н растет число необхо-
димых проходных резцов. При . изменении высоты Н от 32 до
80 мм их относительное число увеличивается примерно в 2 раза.
Применяемость проходных упорных, подрезных, расточных и
резьбовых резцов соответственно падает.
Применяемость наиболее распространенных видов резцов
можно приблизительно выразить уравнением
= CqDzc\
(1-3)
где Cq — коэффициент, зависящий от условий производства;
для проходных резцов Cq = 2,2, zq = 0,43; для проходных
упорных и подрезных Cq = 550, zq = —0,48; расточных Cq =
= 290, zq = —0,50.
Увеличение числа проходных резцов с углом ф < 90° и умень-
шение числа проходных упорных резцов связано с большей же-
сткостью крупных деталей, а также возрастанием времени обра-
ботки одной ступени. Это оправдывает целесообразность замены
проходного упорного резца более производительным проходным.
Применяемость резцов на карусельных станках существенно не
18
1.3. Применяемость различных резцов в зависимости от отрасли
машиностроения (по данным БЭИТТС)
Анализируемый параметр	Применяе- мость резцов, %, по отрас- лям машино- строения			Анализируемый параметр	Применяе- мость резцов, %, по отрас- лям машино- строения		
	Тяжелое	Энерге- тическое	Станко- строение		Тяжелое	Энерге- тическое	Станко- строение
Резцы:
проходные	54	37
проходные упорные	12	19
подрезные	5	10
широкие упорные	6	1
прорезные и отрезные	7	16
расточные	8	И
резьбовые	3	2
фасонные	6	4
Угол ф, °:			
30	5	3	5
45	14	24	56
60	56	40	3
90	25	33	36
Материал пластины:			
Т5КЮ	70	57	48
Т15К6	16	10	20
ВК8	12	30	30
другие сплавы	2	3	2
отличается от их применяемости на токарных. Однако наблю-
дается изменение отношения числа правых резцов к левым, кото-
рое для токарных станков равно примерно 2 : 1, а для карусель-
ных 4 : 3.
Соотношение числа видов резцов с различными углами в плане
зависит от отрасли промышленности, что связано с изменением
конфигурации типовых деталей, их материала, качества заго-
товки, требований к точности и качеству обрабатываемой поверх-
ности. Так, в энергетическом машиностроении процент проходных
резцов ниже, а проходных упорных и подрезных выше, чем в тя-
желом машиностроении (табл. 1.3). В тяжелом машиностроении
в основном применяют резцы с углом ф = 60°, в энергетическом
наряду с ними растет применение резцов с углом ф = 45°, а в стан-
костроении резцы с углом ф = 45° преобладают. Эти отличия
объясняются меньшими глубинами резания в энергетическом
машиностроении и станкостроении, что связано с меньшими при-
пусками и более высокими требованиями к точности деталей.
В станкостроении это связано также с значительным числом
используемых деталей из чугуна.
Для фрез большое значение имеет распределение их числа
по диаметрам (см. рис. 1.4). В настоящее время количество
выпускаемых торцовых фрез с СМП различных диаметров (рас-
пределение 3) соответствует распределению соответствующих ши-
рин фрезерования В (кривая 1) с учетом рационального отноше-
ния Пф/В, а также использования фрез большего диаметра при
частом изменении В в единичном и мелкосерийном производстве..
Сравнение кривых 1 и 2 показывает, что по мере организации
производства фрез с СМП для тяжелых условий резания, которые
19
фрезами с СМП (/) и напайными фрезами (2) (по данным БЭИФС)
способны вытеснить фрезы с напайными ножами при обработке
более крупных деталей придется перестраиваться на выпуск
фрез существенно больших диаметров.
Важные сведения для конструктора дает изучение распределе-
ний глубин резания в процессе обработки, а в некоторых случаях
и других параметров режима резания. На рис. 1.9 даны распре-
деления элементов сечения среза при торцовом фрезеровании,
полученные перед началом работ по созданию сборных фрез
нового поколения. Из рисунка видно, что фрезы с механическим
креплением пластин применяли только при относительно малых
глубинах резания (примерно до 8 мм) и работали с пониженными
подачами (кривые 1 расположены левее кривых 2). Это говорит
о низкой виброустойчивости и прочности старых конструкций.
Поэтому конструктор должен работать над устранением этих
недостатков инструмента.
Перед проектированием типоразмерного ряда инструмента
целесообразно рассматривать не отдельные распределения пара-
метров режима резания у них, а их семейства, например семейство
распределений глубин резания, подач, сил и мощности резания
для станков определенного типоразмера (см. рис. 1.7). При этом
анализируется не только закон распределения, но и зависимость
средних и максимальных значений параметров от основного
размерного параметра станка.
Например, для тяжелых токарных станков эта зависимость
может быть аппроксимирована уравнением
х = Со + ClgL>c,	(1.4)
где х — среднее или максимальное значение параметра; Со и С —
коэффициенты; Dc — основной размерный параметр станка.
Эта зависимость необходима для оценки нагрузки на проекти-
руемый инструмент различных размеров.
20
Рис. 1.10.
Области применения рез-
цов из различных марок
твердых сплавов при точе-
нии на тяжелых токарных
станках — сечения по-
верхностей распределе-
ния:
сплошные линии — для
Т5К10, штриховые — для
Т15К6 (данные по 25 заво-
дам, Dс = 800 ... 4000 мм;
Н = 40 ... 80 мм)
Рассмотрение распределений одного параметра или даже семей-
ства распределений параметров в ряде случаев недостаточно.
Анализ распределений нескольких параметров отдельно также
не дает желаемой картины явления. Поэтому вместо кривой рас-
пределения иногда целесообразно рассматривать поверхность
распределения двух параметров, которая обычно имеет вид ку-
пола. Сечения этой поверхности плоскостями с постоянной ча-
стостью или плотностью распределения наглядно показывают
области применения технических объектов.
Так, на рис. 1.10 показаны области применения резцов, изго-
товленных из двух марок твердых сплавов, на тяжелых и крупных
станках. В качестве параметров, характеризующих область при-
менения этих резцов, выбраны сечение среза, обуславливающее
силовую нагрузку на инструмент, и скорость резания, в большей
мере обуславливающая тепловую нагрузку.
Области применения очерчены семействами кривых, близких
к эллиптическим. В центральной части области лежит модальная
кривая, показывающая область наиболее частого применения
данного сплава, на периферии — кривая, за пределами которой
частота применения сплава весьма мала (эти частости или соот-
ветствующие им вероятности могут быть вычислены).
На диаграмме можно выделить три зоны: I — зона применения
сплава Т5К10; II — зона применения сплава Т15К6 и III —
21
пересечение указанных зон — зона совместного применения
сплавов. Наличие большой зоны III свидетельствует о том, что
в ряде случаев сплав Т5К10 применяют там, где следовало бы
использовать сплав Т15К6. Обратное предположение маловеро-
ятно, так как использование сплава Т15К6 там, где нужно при-
менять сплав Т5К10, вызывает резкий рост числа поломок и де-
лает работу не только неэкономичной, но и крайне затруднитель-
ной для рабочего в связи с частой заменой инструмента. Резцами
из Т5КД0 нередко работают даже в области наибольшей эффек-
тивности применения сплава Т15К6 (сечение среза до 5—10 мм2),
что не позволяет использовать важный резерв роста производи-
тельности труда. Причины этого как в плохом материально-
техническом обеспечении, организации труда, так и в отсутствии
оптимальной конструкции инструмента, обеспечивающей быструю
замену режущего элемента.
1.4. Структура свойств инструмента и методы
количественной оценки его качества
На основании достижений науки об измерении
качества, названной квалиметрией [1, 20], начала формироваться
квалиметрия режущего инструмента [35, 54, 571.
Качество продукции — это совокупность свойств продукции,
обусловливающих ее пригодность удовлетворять определенные по-
требности в соответствии с ее назначением (ГОСТ 15467—79).
Соответственно качество режущего инструмента характеризуется
совокупностью свойств, обусловливающих пригодность инстру-
мента к процессу резания с обеспечением заданных форм, размеров
и качества поверхностей детали при определенной производитель-
ности труда, затратах трудовых, материальных и денежных
средств.
Сборный режущий инструмент относится к классу продукции,
расходующей свой ресурс, к группе ремонтируемых изделий. Для
этой группы изделий рекомендуется оценка следующих основных
комплексных свойств [35]: назначения, надежности, эргономи-
ческих, эстетических, технологичности, транспортабельности, уни-
фикации, патентно-правовых, экологических, безопасности.
Номенклатура условно простых свойств выбирается с учетом
назначения и условий использования инструмента, а также тре-
бований полноты, операциональности, декомпозируемости, не-
избыточности, минимальности и измеримости [35].
Для определения числа свойств, которое необходимо оценивать
на стадии проектирования с учетом требований полноты и мини-
мальности, использовали основные положения теории информа-
ции [10]. Установлено, что увеличивать число свойств более
13 нецелесообразно.
Свойства, определяющие качество инструмента, имеют слож-
ную взаимосвязь [39, 54] и представляют собой систему, струк-
22
Рис. 1.11.
Комплексные свойства, определяющие качество инструмента
тура которой с охватом наиболее общих свойств дана на рис. 1.11.
Связи между свойствами на этом рисунке настолько сложны, что
их количественный анализ затруднен. В ряде случаев структуру
свойств целесообразно упорядочить в виде дерева. Такая упорядо-
ченная схема, содержащая только самые важные свойства для
сборного инструмента и предназначенная для его экспертной
оценки на стадии проектирования, представлена на рис. 1.12.
Дерево строится по определенным правилам [1]. Каждое
свойство Z-го уровня иерархии обусловливает наряду со свой-
ствами этого уровня только одно из свойств (i — 1)-го уровня
и в свою очередь обусловливается определенными свойствами
(i + 1)-го уровня (номерация уровней ведется от рассмотрения
более общих свойств к рассмотрению более узких, частных
свойств). Считается, что свойства одного уровня не связаны между
собой. Свойства, которые применительно к данному инструменту
и данной задаче анализа нецелесообразно раскладывать на более
простые, названы условно простыми.
Свойства назначения и надежности тесно связаны. Повышение
производительности при прочих равных условиях приводит к сни-
жению надежности. Производительность процесса резания (произ-
водительность по основному времени), безотказность и долговеч-
ность обусловлены одними и теми же условно простыми свой-
23
Стадия
Уровень
иерархии
Рис. 1.15.
Дерево свойств» составляющих качество сборного инструмента
оценки
ствами: прочностью и износостойкостью инструмента. Производи-
тельность ручных работ (по вспомогательному времени) связана
с ремонтопригодностью. В связи с этим возможны два способа
анализа качества конструкции инструмента на стадии проекти-
рования: по производительности при постоянной надежности
и по показателям надежности при одной и той же производитель-
ности. С учетом требования операциональное™ для анализа
качества инструмента'в большинстве случаев целесообразно ис-
пользовать второй способ оценки. В этом случае в трансформи-
рованной схеме показатели назначения опускаются. (Поэтому
на рис. 1.12 свойство производительности выделено штриховой
линией.)
Свойства универсальности и гибкости влияют на ремонто-
пригодность, обусловливая необходимость и время замены инстру-
мента или его элементов при изменении перехода обработки.
Эргономические и эстетические свойства также во многом опре-
деляют приспособленность инструмента к смене и наладке. По-
этому в трансформированной схеме для оценки качества инстру-
мента на стадии его проектирования указанные свойства учиты-
ваются в ремонтопригодности. Свойства унификации инструмента
значительно влияют на технологичность. Поэтому в трансформи-
рованной схеме свойства унификации учтены в трудоемкости.*
Некоторые свойства, предусмотренные общей методикой оценки
качества продукции, с целью уменьшения числа учитываемых
свойств можно представить как ограничительные. Таким свой-
ством, например, является безопасность, так как конструкция
24
резца, не обеспечивающая дробление стружки и создающая
опасность для здоровья станочника, а на тяжелых станках угро-
жающая его жизни, не может быть положительно оценена даже
при любых других преимуществах. Серийный выпуск инстру-
мента также невозможен без патентной защиты, которую можно
считать ограничительным свойством.
Следует отметить, что установленная номенклатура и струк-
тура свойств, составляющих качество инструмента, в немалой
степени зависят от вида инструмента, условий его применения,
целей, метода и этапа оценки качества. Так, для чистового ин-
струмента должно оцениваться главным образом качество обра-
ботки.
Установление номенклатуры и структуры свойств является
лишь первым этапом работы по оценке качества инструмента.
Однако перечень свойств с указанием связей между ними, а жела-
тельно и весомости, сам по себе может служить важным мате-
риалом для конструктора при проектировании инструмента.
Исходя из требований операциональности каждое свойство
инструмента должно характеризоваться соответствующим пока-
зателем, причем желательно, чтобы этот показатель был количе-
ственным, легко и точно определяемым. Так, одним из показа-
телей безотказности инструмента является его средний период
стойкости Тер, показателем долговечности — полный средний
период стойкости ТСр и среднее число периодов стойкости /Сср
до окончания эксплуатации инструмента (или режущего элемента
для инструмента сборной конструкции). Показателем ремонто-
пригодности инструмента является среднее время восстановле-
ния tB, ср- У сборного инструмента, имеющего N элементов,
этот показатель зависит от времени восстановления tBi каждого
f-го элемента конструкции, а также числа его переустановок Kt
за полный период стойкости:
N
/в. ср =	2	О
Локазатели условно простых свойств сборного инструмента
(см. рис. 1.12) называют единичными [1]. Если их определяют
эксперты в баллах, то будем называть их балльными и обозна-
чим Бп. Они относятся к одному из свойств инструмента. Наряду
с ними применяют комплексные, относящиеся к нескольким
свойствам, и обобщенные, относящиеся к качеству в целом пока-
затели. Так, показатель tB является комплексным. Например,
для сборных резцов он зависит от времени tB, б смены блока,
времени /в. р смены режущего элемента и т. п. и от числа их
переустановок Кб, /Ср соответственно.
Во многих случаях приходится пользоваться относительным
показателем качества /<*, который связан с абсолютным показа-
телем, например периодом стойкости Г, разрушающей подачей
25
Sp, а также co значениями этих показателей для базового об-
разца Тбаз, Sp баз, принятыми за эталон, через оценочную
функцию. Например,
«•-Wtr ™	<L6>
где а — показатель степени, равный 0,1—1.
Из формул (1.6) выбирают ту, при которой улучшение качества
инструмента вызывает увеличение относительного показателя.
Оценка технического уровня и качества режущего инструмента
предусматривает сравнение совокупности показателей его каче-
ства с соответствующей совокупностью показателей качества
базового образца. Базовый образец выбирают из группы режущих
инструментов, аналогичных оцениваемым инструментам по назна-
чению, условиям изготовления и эксплуатации.
Базовыми образцами служат режущие инструменты, показа-
тели качества которых в момент оценки отвечают самым высоким
требованиям и наиболее эффективны в эксплуатации.
Базовый показатель качества — это показатель базового об-
разца. Здесь возможны два подхода: выбирают образец либо с наи-
более высоким рассматриваемым единичным показателем, либо
с наиболее высоким обобщенным показателем. В практической
работе обычно используют второй подход, причем выбирают обра-
зец, для которого известна прейскурантная цена.
Большое значение в работе по управлению качеством инстру-
мента имеет правильный выбор как метода оценки качества в це-
лом, так и метода определения отдельных показателей качества.
Для определения показателей качества применяют методы, основ-
ные из которых приведены в табл. 1.5.
Расчет используют для точного определения ограниченного
числа показателей, например материалоемкости, а также ориен-
тировочной оценки некоторых других показателей, например
прочности. По мере развития науки область применения этого
метода будет расширяться.
Измерение параметров используют главным образом для
оценки качества изготовления инструмента, например точности
и качества поверхности инструмента. Получаемые при этом пока-
затели могут служить лишь косвенными характеристиками каче-
ства инструмента (например, биение зубьев фрезы, так как оно
влияет на стойкость инструмента).
Испытания являются в настоящее время основным методом
определения показателей качества. Результаты лабораторных
и стендовых испытаний используют главным образом для оценки
качества нового инструмента на стадии изготовления опытных
образцов, а также для контроля серийно изготовляемого инстру-
мента. Результаты эксплуатационных испытаний используют на
стадии изготовления опытно-промышленных партий нового ин-
струмента, а также для оценки качества в процессе эксплуатации
26
1.5» Основные методы определения показателей и оценки качества инструмента
Этап работы	Цель оценки качества		Метод определения единичных показателей		Метод оценки качества в целом	
	Основная	Дополнительная	Наимено- вание	Особенности	Наименование	Особенности
Пред- проект- ный анализ	Оценка ка- чества кон- струкции		Эксперт- ный	Отсутствие необходимости в оцениваемом	инструменте, оборудовании и материале заготовки. Необходимость в квалифицированных экспер- тах. Возможность определе- ния всех свойств. Наличие элемента субъективизма	Оценка по упрощен- ной свертке единич- ных показателей (например, сумме взвешенных)	Учет упрощенных свя- зей между единичны- ми и комплексными показателями
Испыта- ния опытных образцов	Оценка ка- чества кон- струкции и изготов- ления	Периодический контроль ка- чества изготов- ления. Опти- мизация кон- струкции и параметров инструмента	Лабора- торные или стендо- вые ис- пытания	Необходимость в малом числе испытуемого инструмента. Необходимость в оборудова- нии и материале заготовки. Постоянство условий. Плани- рование режима испытаний. Возможность форсирования режимов резания. Возмож- ность определения ограничен- ного числа свойств. Невоз- можность непосредственной оценки характеристик рас- сеяния свойств	Оценка по упрощен- ной целевой функ- ции (например, про- изводительности ре- зания)	Возможность учета реальных связей ме- жду основными пока- зателями
Испыта- ния опытно- промыш- ленной партии	Оценка ка- чества кон- струкции, изготовле- ния и экс- плуатации	Периодический контроль ка- чества изготов- ления и экс- плуатации. Оптимизация параметров ин- струмента и режимов его эксплуатации	Эксплу- атацион- ные ис- пытания	Необходимость в большом числе испытуемого инстру- мента. Отсутствие необходи- мости в оборудовании и ма- териале заготовки. Реальная вариантность условий. Не- вмешательство в режим ра- боты. Реальные режимы ре- зания. Возможность опреде- ления всех свойств. Возмож- ность непосредственной оцен- ки характеристик рассеяния свойств	Оценка по уточнен- ным, желательно многим	целевым функциям (напри- мер, производитель- ности обработки, напряженности тру- да, приведенным за- тратам 7 и расходу дефицитных мате- риалов)	Возможность учета реальных связей ме- жду всеми показате- лями. Возможность в зависимости от кон- кретной производ- ственной ситуации учета различных це- левых функций и раз- личного компромисса между ними
и др. Лабораторные и эксплуатационные испытания необходимы
для оптимизации режимов резания. Методика испытаний рассмо-
трена в гл. 2 одновременно с анализом свойств, составляющих
надежность инструмента.
Экспертный метод необходим при оценке качестка нового
инструмента на стадии предпроектного анализа и в случаях, когда
нельзя использовать другие методы, например при оценке эсте-
тических свойств инструмента.
Метод оценки качества зависит от целей и этапа этой оценки
(см. табл. 1.5). Так, для аттестации инструмента можно применять
дифференциальный метод, который заключается в сопоставлении
качества оцениваемого инструмента с качеством базового образца
по единичным показателям.
Для выбора нескольких лучших вариантов нового инструмента
на стадии предпроектного анализа целесообразно применять ком-
плексный метод оценки по упрощенной свертке единичных показа-
телей с весами, установленными экспертами. Этот метод заклю-
чается в сопоставлении оцениваемого и базового инструмента по
комплексному, обычно обобщенному показателю, который часто
определяют по одной из формул:
W	N
Ко = S KiBt или ^o = П (K’i)Bi,	(1.7)
i=l	i=l
где Ко — комплексный показатель, являющийся средней ариф-
метической или средней геометрической величиной; Ki — единич-
ный показатель f-го свойства; Bt — весомость (важность) t-ro
свойства, причем сумма весомостей равна 1.
Чаще используют первую формулу из (1.7), так как она обес-
печивает наиболее простую оценку, хотя и имеет некоторые не-
достатки [1 ]. Главный недостаток приведенных формул в том, что
обычно эвристически выбирают как саму формулу, так и весо-
мость показателей.
Для выбора наилучшего варианта по результатам испытаний
опытных образцов желательно использовать метод оценки по
упрощенной целевой функции. Целевой функцией (ЦФ) называют
уравнение связи комплексного показателя с единичными, полу-
ченное на основе эксперимента или теоретического анализа физи-
ческих или других закономерностей. Эти связи ближе к реальным,
чем, например, связи, установленные экспертами по формулам
(1.7). Они учитывают большое число зависимостей, например,
между свойствами одного уровня.
Наиболее простой и одновременно одной из важнейших ЦФ
является производительность процесса резания или обратная ей
величина — основное время /0. Можно рассматривать производи-
тельность в единицах обработанной площади поверхности де-
тали Пр, мм2/мин, или в единицах объема срезанной стружки Hw,
мм3/мин:
Пр — Sv; Пур — tSv,
(1.8)
28
где t — глубина резания, которая определяется путем испытаний
инструмента на виброустойчивость; S — подача, полученная путем
испытаний на прочность инструмента; v — скорость, полученная
при испытаниях на износостойкость.
Достаточно простой ЦФ является также производительность
обработки или обратная ей величина — переменная часть штуч-
ного времени в расчете на единицу площади tmF, мин/мм2, или
в расчете на единицу объема срезанной стружки /mlF, мин/мм3:
пгС1^шИГ = 7т^(1 +т')’
где Пр или nw определяют по формулам (1.8); Т задается ап-
риорно, a tB вычисляют на основе лабораторных испытаний на
ремонтопригодность по формуле (1.5).
Окончательную оценку конструктивного и технологического
варианта, оптимизацию важных параметров инструмента и режи-
мов его эксплуатации нужно производить по уточненной на основе
эксплуатационных испытаний и экономических расчетов ЦФ,
желательно по нескольким наиболее важным для данной произ-
водственной ситуации ЦФ. В последнем случае говорят о многокри-
териальной оценке или многокритериальной оптимизации (МКО).
Наиболее информативной ЦФ, наиболее близкой по своему
смыслу к обобщенному показателю качества инструмента, яв-
ляются приведенные затраты. Эта ЦФ будет отдельно рассмотрена
в гл. 2.
Наряду с ней можно рассматривать и другие ЦФ. Рациональный
набор ЦФ (часто используется также термин вектор-функция)
зависит от конкретной производственной ситуации. Можно счи-
тать, что присутствие в наборе этой или иной ЦФ обусловлено
требованиями, связанными с дефицитом: денежных средств (при-
веденные затраты), времени (производительность), рабочей силы
(напряженность труда), инструмента (расхода инструмента), пла-
стин из твердого сплава (расход твердого сплава), электроэнергии
(расход электроэнергии), надежности (у %-ный уровень надеж-
ности).
Наличие дефицита здесь не следует считать результатом пло-
хого управления производством. Рассмотрим конкретные при-
меры. Если цех располагает одним тяжелым станком и его про-
пускная способность при трехсменной работе на 10—20 % ниже
требуемой, может оказаться целесообразным поднять производи-
тельность за счет увеличения затрат и расхода инструмента. Если
инструмент предназначен для сложных ГПС или для финишной
обработки крупных ответственных деталей (съем инструмента
до окончания рабочего хода запрещен), целесообразно повысить
у % за счет потери производительности и увеличения затрат.
В обоих примерах учет требований производства при определении
приведенных затрат настолько сложен, что практически его
можно считать невозможным.
29
Здесь следует указать на связь оценки качества инструмента
с условиями его применения и оптимизацией параметров. Инстру-
менты, например, разных конструкций нужно сравнивать в оди-
наковых и именно тех условиях, для которых они были пред-
назначены, а также при оптимальных для каждого инструмента
параметрах (например, геометрических, толщине пластины из
твердого сплава). Лишь инструменты без принципиальных кон-
структивных отличий могут иметь одинаковые параметры. По-
этому проблемы оценки качества инструмента и оптимизации его
параметров смыкаются. Конкретные примеры оценки качества
при одновременной оптимизации параметров будут даны в гл. 2.
Как оценить качество по нескольким ЦФ? Во-первых, можно
определять и учитывать отдельно все необходимые ЦФ. Однако
в этом случае нельзя однозначно установить, какой вариант кон-
струкции или технологии изготовления инструмента лучше.
Во-вторых, можно часть ЦФ превратить в ограничения или за-
фиксировать, например определить приведенные затраты или
производительность при заданном расходе инструмента. В-третьих
можно оценить варианты по свертке относительных величин ЦФ,
например по сумме их взвешенных. В-четвертых, можно учитывать
Парето-оптимальные решения, которые также представляют собой
свертку ЦФ, но упорядоченную более корректно. Оптимизация
по Парето будет рассмотрена отдельно.
1.5. Оценка качества инструмента по свертке
показателей на основе экспертизы
На стадии проектирования важно оценить различ-
ные конструктивные варианты инструмента, когда отсутствуют
не только его опытные образцы, но и рабочие чертежи. В этом
случае весьма ценным является экспертный метод оценки каче-
ства. Он же позволяет оценить на этой стадии весомость (важ-
ность) отдельных свойств инструмента, составляющих его каче-
ство. Имеются теоретически обоснованная процедура и хорошо
разработанные математико-статистические методы обработки
данных экспертизы [6]. Общие вопросы организации и проведения
экспертной оценки качества оговорены ГОСТ 23554.1—79. Однако
применительно к режущему инструменту над методикой эксперт-
ной оценки работали пока мало.
В зависимости от конкретных условий целесообразно при-
менять групповую экспертизу открытую с взаимодействием экс-
пертов или закрытую без их взаимодействия. Первая сокращает
сроки оценки, облегчает работу при недостаточной квалиметри-
ческой подготовке экспертов, вторая требует меньших затрат
времени экспертов, уменьшает влияние авторитетов на результаты
оценки,
На рис. 1.13 показан порядок выполнения работ при эксперт-
ной оценке качества инструмента. Сначала формируется так
зо
5. Уточнение одьекта оценки,условий его эксплуатации, структу-
ры свойств, составляющих качество,номенклатуры показате-
лей этих свойств, вира функций
Опрос экспертов
Обоснование отклонений экспертами
Голосование
Гл Определение десомостей
Опрос экспертов (Тур 7, 2,п)
Обработка данных
Обоснование отклонений экспертами
Проверка согла-
сованности
Рис. 1.13.
Порядок выполнения работ при экспертной оценке качества инструмента
31
называемая рабочая группа (этап /), в состав которой входят
руководитель — специалист по квалиметрии, желательно по
режущему инструменту, один-два специалиста по инструменту
и четыре-шесть технических работников.
Перед началом экспертизы руководитель совместно со спе-
циалистами по инструменту подготовляют следующие основные
материалы для экспертов (этап 2): уточненную применительно
к конкретным задачам методику оценки качества инструмента
или ее сокращенный вариант, охватывающий только те вопросы,
которые необходимо знать эксперту; эскизы оцениваемых реше-
ний, в которых отражены только принципиальные стороны оцени-
ваемых решений и пояснительные записки к ним; анкеты и пояс-
нительные записки к ним.
Успех экспертизы в значительной мере зависит от правиль-
ного формирования экспертной группы (этап 5). Число экспертов
определяют исходя из заданной точности экспертной оценки е
и заданной надежности у:
ЛГэкс>/>/8,	(1.10)
где — коэффициент, зависящий от у; W — коэффициент вари-
ации оценок. Для получения экспертных оценок с точностью
не ниже в 0,1 и надежностью у 0,9 (^ = 2,1) при средней
согласованности суждений экспертов достаточно восьми экс-
пертов.
При числе экспертов более 10 работа необоснованно услож-
няется.
Эксперт должен удовлетворять достаточно высоким и сложным
требованиям, которые можно разделить на следующие основные
группы: информированность, заинтересованность, деловитость,
нонконформизм, объективность и др. Желательно, чтобы эксперты
представляли все стороны деятельности, определяющие качество
инструмента (исследование, конструирование, изготовление, экс-
плуатацию и т. д.), а также все широко распространенные условия
производства и потребления инструмента. В числе экспертов не мо-
жет быть разработчик одного из оцениваемых вариантов или лицо,
заинтересованное в определенной оценке какого-либо варианта.
Опыт показал, что при оценке качества экспертов эффективны
показатели, полученные опросом (взаимная оценка качества
экспертов или оценка экспертов другими специалистами), а также
по результатам работы экспертов. Условно можно принять следу-
ющее: чем ближе первая оценка эксперта к средней оценке, полу-
ченной в конце работы, тем выше качество эксперта. На этом
основании можно отказаться от услуг части экспертов и принимать
во внимание оценку данного эксперта в соответствии с его каче-
ством путем введения весомости эксперта.
Так как большинство специалистов по инструменту не имеют
необходимой квалиметрической подготовки, эксперты должны
быть хорошо проинструктированы в этой области (этап 4).
32
Структуру свойств инструмента и методику оценки качества,
как правило, эксперты лишь обсуждают и принимают голосова-
нием (этап 5).
Основные этапы экспертизы (этапы 6 и 7) осуществляются
в несколько туров (обычно два или три). Опыт показывает целесо-
образность применения для оценок десятибалльной системы,
причем самое важное свойство или показатель базового образца
принимают за 10 баллов. Имеется несколько приемов, облегча-
ющих работу экспертов. Например, перед балльной оценкой
целесообразно ранжировать свойства или конструктивные ва-
рианты, т. е. расположить их в ряд в порядке уменьшения важ-
ности или ухудшения варианта. Во многих случаях полезен
метод парных сравнений.
После каждого тура экспертизы сообщают экспертам следу-
ющие результаты (например, для этапа 7).
1. Средние по данным всех экспертов значения единичных
показателей (показателей условно простых свойств для каждого
сравниваемого варианта резцов)
#экс
<1П>
где ЛГЭКО — число экспертов; Бц — значения в баллах показате-
лей i-ro условно простого свойства, оцененные /-м экспертом.
2. Размах значений показателей условно простых свойств
Л — Бц щах Би mln,
относительный размах
Дотн = До wax-До mrn	(1.12)
Если значения показателей условно простых свойств отдельных
экспертов находятся вне интервала [(Бг ср — 0,25Л) ... (Sfcp +
+ 0,25А ], эксперту предлагается объяснить свое мнение по
оценке показателя, обосновав причины значительного отклонения
показателя от среднего.
После каждого тура опроса руководитель анализирует согласо-
ванность мнений экспертов. Сначала это делается на основе
анализа относительного размаха оценок и выступлений экспертов.
Когда относительный размах оценок весомостей всех свойств
и всех единичных показателей качества снизится до 0,5—0,8
и оценки остаются такими же, как при предыдущем туре, или
изменяются мало, причем в обоснование своих цифр эксперты
не выдвигают новых соображений, предварительно считают, что
мнения согласованы и проводится более полная проверка согласо-
ванности мнений по коэффициенту вариации. При W <;0,10
согласованность можно считать высокой, при W = 0,11 ... 0,15 —
2 Г. Л. Хает и др.	33
Тур опроса
Рис. 1.14.
Среднее значение единичного балльного пока-
зателя Бп и размах оценок А (заштрихован-
ный участок) для трех туров опроса экспертов
выше средней, при W = 0,16 ... 0,25 —
средней, при W = 0,26... 0,35 — ниже
средней и при W > 0,35 — низкой.
Если согласованность средняя
или выше средней, то процедуру
нужно считать законченной. При
согласованности ниже средней тре-
буется повторный анализ и опрос экспертов с более детальным
обсуждением результатов. При этом следует учесть, что наиболее
распространены следующие причины низкой согласованности: •
а) объективные: условия эксплуатации определены нечетко,
причем эксперты представляют разные группы потребителей или
одна часть экспертов представляет потребителей, а другая —
изготовителей продукции и т. д.;
б) субъективные: недостаточная информированность экспер-
тов, нечеткое понимание ими решаемой задачи, арифметические
ошибки экспертов или ошибки в расчетах технических работников,
дефекты методики, влияние отрицательного отношения к конструк-
ции в целом или к ее авторам на показатель конкретного условно
простого свойства.
Обычно во втором туре опроса согласованность экспертов
резко повышается, а в третьем доводится до результатов, которые
далее изменяются мало. Так, из примера, приведенного на
рис. 1.14, видно, что если в первом туре оценки экспертов отли-
чались значительно (относительный размах Аотн>1,0), то во
втором и особенно в третьем туре достаточно сблизились (Аотн =
= 0,5 и 0,3 соответственно).
При проведении экспертизы следует учесть, что эксперт оце-
нивает сложное комплексное свойство с трудом, неточно и с боль-
шой долей субъективизма. Это и требует разложения комплексных
свойств на более простые, что целесообразно лишь до таких
свойств, которые достаточно легко оценивать. Оценка весомости
большого числа свойств (более пяти-восьми), входящих в одно
комплексное, и оценка показателей большого числа вариантов
(более 10—15) затруднительна.
Существенно облегчает работу экспертов сравнение между
собой не всех свойств (для определения весомости) и не всех
вариантов (для определения единичных показателей), а их пар.
Существуют различные методы парных сравнений.
Как наименее трудоемкий может быть рекомендован метод
построения вектора коэффициентов весомости, который позволяет
ограничиться проведением (2VCB — 1) парных сравнений. Пред-
лагаемая процедура проведения экспертного опроса сводится
34
к получению минимального числа парных сравнений типа г12,
г(^св-1)- В сравнении должен участвовать каждый показа-
тель, например с одним показателем сравниваются все остальные,
причем эксперт может выбирать для сравнения любые пары
свойств, наиболее ему понятные и знакомые, не вызывающие
затруднения при оценке.
Пусть В = (Ви В2, BNcb) — вектор коэффициентов весо-
мости. Вектор В определяет матрицу парных сравнений R, если
Гл = BJBj (каждое парное сравнение г л показывает, во сколько
раз i-й показатель важнее /-го):
R =
Гц	Г12	...	rlWCB
Г21	Г22	...	r2WCB
(1.13)
Гм Гдг ... Гм М
” СВ1 iVCB2	2VCB;V|
Для элементов матрицы при любых i, /, k выполняются соотно-
шения rl}rjk = rlk; rtjru = 1; rti =1.
Коэффициенты весомости определяют решением системы ли-
нейных уравнений.
В качестве примера приведем матрицу парных сравнений
и систему линейных уравнений для весомости комплексных
свойств черновых торцовых фрез: безотказности и долговечности
(свойство 1), ремонтопригодности и приспособленности к обслу-
живанию (свойство 2), технологичности (свойство 3):
(1-14)
Здесь в квадратах выделены парные сравнения, оцененные экс-
пертами, остальные сравнения получены расчетом на основании
формул. Получены следующие значения коэффициентов весо-
мости: Вг = 0,53, В2 = 0,22, В3 = 0,25.
Приведем также- результаты экспертной оценки весомости
комплексных свойств сборных резцов (табл. 1.6). Как и для фрез,
для них чрезвычайно важным свойством является безотказность
и долговечность (весомость 0,46—0,53), которая в свою очередь
обусловливается главным образом прочностью рабочей части
инструмента.
Из таблицы видно, как зависит весомость от условий произ-
водства, объекта и цели оценки качества. По мере увеличения
размеров резцов, размеров станков, на которых их используют,
а также глубины резания повышается весомость прочности ин-
струмента (от 0,34 до 0,43—0,45). Так как оценивается конструк-
2*	35
1.6. Весомость свойств, составляющих качества проектируемых
сборных резцов для черновой и получистовой обработки
Весомость свойств при обработке на станках
Свойства резцов	средних при t < 10 мм	крупных при мм		тяжелых при t = 10 ... 40 мм
		7-15	12-25	
Безотказность и долго- вечность В том числе:	0,46	0,46	0,53	0,48
прочность	0,34	0,37	0,45	0,43
износостойкость	0,12	0,09	0,08	0,05
Приспособленность к об-	0,22	0,24	0,22	0,27
служиванию Технологичность	0,31	0,30	0,25	0,25
ция инструмента, а последняя мало влияет на износостойкость
режущей пластины (только через виброустойчивость и теплопро-
водность инструмента), весомость свойства износостойкости суще-
ственно ниже, чем весомость прочности. Для тяжелых станков
в связи с трудностью замены инструмента (рабочий стоит на суп-
порте, а масса резца значительна) весомость приспособленности
к обслуживанию возрастает. В связи с большой стоимостью
тяжелых станков и 1 станко-мин их работы по сравнению со сто-
имостью инструмента роль технологичности крупных резцов,
выпускаемых относительно в малых количествах, ниже, чем роль
этого свойства для меньших резцов, выпускаемых серийно в боль-
ших количествах.
Проведенные исследования и опыт оценки качества многих
видов сборного инструмента показал, что весомость различных
свойств, определенная экспертизой, близка к весомости, получен-
ной другими методами. Достаточно точные для предпроектного
анализа результаты дает и экспертная оценка показателей отдель-
ных свойств. Так, на рис. 1.15 сопоставлены результаты оценки
прочности резцов различных конструкций, полученные экспер-
тами после трех туров опроса и путем лабораторных испытаний
методом разрушающей подачи
Sp. Ошибка составила не бо-
лее 20 % .
Ценность экспертной оценки
качества состоит не только в том,
Рис. 1.15.
Соответствие относительных оценок
прочности резцов различных конструк-
ций экспертным методом Бп/Бп, баз
и лабораторными испытаниями
36
что она позволяет предварительно отобрать несколько лучших
конструкций для разработки чертежей и последующих испытаний,
но и в том, что она указывает пути дальнейшей работы по повы-
шению качества. Например, при относительно высокой обобщен-
ной оценке конструктивного варианта может оказаться, что
какое-то свойство получило низкую оценку. Следовательно, кон-
структор должен работать над улучшением этого свойства.
1.6. Оценка качества по вероятностному
интегральному показателю на основе испытаний
В ГОСТ 15467—79 предложен интегральный пока-
затель качества продукции — комплексный показатель качества
продукции, являющийся отношением суммарного полезного эф-
фекта от эксплуатации или потребления продукции к суммарным
затратам на ее' создание и эксплуатацию или потребление. Ин-
тегральный показатель качества есть эффективность обработки
или величина, обратная приведенным затратам А: Ки = 1/А.
В [8] дан вывод уравнения относительного интегрального
показателя качества сборных резцов и фрез со сменными много-
гранными пластинками. После преобразований получаем
ZZW   ( Т \то ( К \mh (I—ffv) / 1 ~Н ^1 \ (	1+^2	\ /1 1
Ли“ Тб J \Кб )	Vb/^b.6 + ^1 ) \ ЯиМи.б + ^2 /’ U '
где Di = Тэ//В. б> D2 = ЕКэТэ/Аи.б; здесь Г, Тэ, Тб — период
стойкости соответственно данного инструмента, экономический
(для минимума приведенных затрат) и базового; К, Кэ, Кб —
число периодов стойкости соответственно данного инструмента, •
экономический и базового инструмента; /в, /в<б— время вос-
становления данного инструмента и базового; Аи, Ли. б — сто-
имость данного инструмента и базового.
Формула (1.15) позволяет проанализировать влияние измене-
ния отдельных показателей качества: среднего периода стойкости
Т, среднего числа периодов стойкости К, среднего времени вос-
становления tB на интегральный показатель.
Графики указанных зависимостей представлены на рис. 1.16.
Сильное влияние на интегральный показатель качества оказывает
изменение относительного среднего периода стойкости Т/Тб.
Средний период стойкости в настоящее время является наиболее
распространенным и в большинстве случаев единственным пока-
зателем качества режущего инструмента. Однако исследование
влияния на интегральный показатель качества других параметров
свидетельствует о том, что не менее важным является изменение
относительного среднего числа периодов стойкости К/Кб, отно-
сительного среднего времени восстановления tB/tB, б и стоимости
инструмента Аи, которые тоже необходимо учитывать при оценке
качества.
37
Рис. 1.16.
Влияние отдельных параметров на относительный интегральный показатель
качества Кн
Влияние упомянутых показателей на /<£ зависит от значения
других показателей и параметров. Например, влияние б
зависит от параметра Dx, а влияние Ли/Ли. б — от параметра £>а.
Период стойкости режущего инструмента, входящий в ин-
тегральный показатель качества, является случайной величиной.
При распределении его по закону Вейбулла — Гнеденко с пара-
метрами а и b закон распределения интегрального показателя
следующий:
' к; (Г) 16/(mo)
Он представляет собой закон
Вейбулла — Гнеденко с параме-
трами Ьи — blmv, ав = Диат°.
Ьи = Ь/т„, ав = Ават°.
Математическое ожидание
интегрального показателя
М[К1(П] = ^и^Г(1+т0/Ь).
(1.17)
Рис. 1.17.
Влияние коэффициента вариации пе-
риода стойкости инструмента на коэф-
фициент снижения его качества
38
Подставляя в формулу (1.17) значение параметра b закона
распределения периода стойкости инструмента, получим соотно-
шение математического ожидания интегрального показателя М
(Г) ] с его значением при среднем периоде стойкости инстру-
мента К. к (Т);
Г Т 1то
ли [ г (1 + i/jy-J Г(1+"^)
=
р> = г (1 + mv/b)/[V (1 + l/b)]mv.
Графики зависимости коэффициента снижения качества р>
от коэффициента вариации периода стойкости инструмента Wx
представлены на рис. 1.17. Полученные зависимости свидетель-
ствуют о том, что рассеяние периода стойкости достаточно сильно
влияет на интегральный показатель качества инструмента и его
надо учитывать при расчете.
Интегральный показатель качества инструмента может быть
определен только после эксплуатационных испытаний инстру-
мента, но полученное уравнение можно использовать для более
точного определения весомостей b условно простых свойств при-
менительно к свертке типа (1.7). Эти весомости можно использо-
вать для экспертной оценки качества при проектировании сход-
ных инструментов в близких к рассматриваемым условиях обра-
ботки. Так, после преобразований уравнения (1.15) получаем:
Вг = mv/C; В2 = ms (1 — yv)/C\ В3 = 1/(1 + а) С;
В4 = —1/(1 + b) С,	(1.19)
где С = mv + ms (1 - yv) + 1/(1 + а) + 1/(1 + b).
Принимая значения постоянных mv = 0,25; ms = 0,4; yv =
= 0,4; а = 5; b = 4, получаем коэффициенты весомости для
безотказности и долговечности Вг + В2 = 0,55, ремонтопригод-
ности В3 = 0,20 и технологичности В4 = 0,25, что достаточно
хорошо совпадает с результатами экспертизы, приведенной ранее
для черновых торцовых фрез.
Анализ надежности и оптимизация
• параметров сборного
твердосплавного инструмента
2.1. Виды отказов инструмента
Из свойств, определяющих качество инструмента
в процессе эксплуатации, важнейшим является надежность. Роль
надежности особенно велика для автоматизированного оборудо-
вания, в частности для станков с ЧПУ, ГПМ и ГПС. При заданных
свойствах назначения (производительности, качестве обработки
и др.) надежность включает практически все свойства, проявля-
ющиеся в сфере эксплуатации. С учетом ГОСТ 27.002—83 под
надежностью инструмента следует понимать свойство объекта
сохранять во времени в установленных пределах значения всех
параметров, характеризующих способность выполнять требу-
емые функции при заданных режимах и условиях эксплуатации.
Надежность инструмента состоит из сочетаний свойств безотказ-
ности, долговечности, ремонтопригодности и сохраняемости.
Первым этапом оценки надежности инструмента является
анализ его отказов (событий, заключающихся в потере работо-
способности). В табл. 2.1 приведены виды отказов инструмента
со сменными многогранными пластинами.
Наибольшие потери на производстве вызывают поломки режу-
щих пластин и других деталей по сечению. Если поверхность
разрушения проходит через отверстие режущей пластины (1.1),
отказ является неустранённым (пластина должна быть списана),
то же для державки резца в случае ее разрушения по поперечной
поверхности (1.5). Такие разрушения особенно характерны при
обработке заготовок из конструкционных сталей с большими
сечениями среза.
Достаточно распространенными видами отказа пластин яв-
ляются сколы относительно узких слоев твердого сплава вдоль
задней (2.1, а), передней (2.1, б) или опорной (2.2) поверхности.
Часто, особенно при резании заготовок из труднообрабатываемых
материалов и прерывистом резании, встречаются контактные
разрушения: выкрашивания как работающих (3.1), так и нерабо-
тающих (отходящей стружкой, 3.2) участков режущей части
пластины.
При больших подачах и использовании твердых сплавов
повышенной прочности и пластичности имеет место пластическое
деформирование режущей части у вершины резца (4.1). Возможно
40
2.1. Распространенные виды отказов сборного инструмента
Вид отказа	Отказавший элемент и место отказа	Вид отказа	Отказавший элемент и место отказа
1. Поломка по сечению	1.1.	Пластина по отвер- стию 1.2.	Пластина у верши- ны по толщине (а), по толщине и ширине (б), по ширине (в) 1.3.	Опора 1.4.	Элемент крепления 1.5.	Корпус ножа или блока	3. Выкра- шивание	3.1. Режущая часть у вершины (а), по лезвию (б), по передней поверх- ности (в) 3.2. Неработающая по- верхность кромки пла- стины (повреждение стружкой)
		4. Пласти- ческое де- формиро- вание	4.1.	У вершины пластины 4.2.	Опора 4.3.	Прихват
2. Скалы- вание	2.1. Пластина по режу- щей части вдоль задней (а) и передней (б) по- верхностей 2.2. Пластина вдоль опорной поверхности		
		5. Изнаши- вание	5.1.	Лезвие пластины 5.2.	Стружколом 5.3.	Элемент крепления и другие детали
		6. Раскреп- ление	6.1. Пластина 6.2. Опора
также пластическое деформирование опоры (4.2) или режущей
пластины у вершины резца, особенно в тех случаях, когда опорная
пластина отсутствует или изготовлена не из твердого сплава.
Изнашивание лезвия пластины (5.1) может иметь различную
форму и физическую природу. Этот вопрос хорошо изучен спе-
циалистами по теории резания [30]. Интенсивному изнашиванию
может подвергаться стружколом (5.2). Менее интенсивно изнаши-
ваются элементы крепления (5.3) и другие детали.
Специфическим отказом сборного инструмента, который часто
проявляется при отсутствии пружинящих элементов или заклини-
вания в узле крепления, является самораскрепление пластин
(6.1). Если опорная пластина не закреплена самостоятельно,
а сила крепления режущей пластины или ее составляющая не
направлена в сторону опорной поверхности, наблюдается подвиж-
ность опорной пластины при закрепленной режущей пластине
(6.2). Это может вызвать вибрации, поломку или выкрашивание
режущей пластины.
Необходимо отметить, что отказы бывают зависимыми и не-
зависимыми. Так, поломка пластины может быть результатом
предшествующего выкрашивания (3.1), пластического деформи-
рования опоры (4.2) или прихвата (4.3), самораскрепления (6.1
и 6.2) и т. д.
Важно определить количественные закономерности, позволя-
ющие прогнозировать структуру и число отказов инструмента.
Так, установлено [59], что доля поломок (неустранимых отказов)
41
для относительно однородных условий эксплуатации зависит от
толщины среза. На рис. 2.1 показано влияние подачи на долю
поломок qa средних по размерам резцов из Т5К10 при точении
заготовок из конструкционных сталей НВ 1500—3200 в условиях
единичного и мелкосерийного производства. При подачах, харак-
терных для черновой обработки (S = 0,4 ... 0,8 мм/об), имеет ме-
сто 15—20 % неустранимых поломок.
Имеет место зависимость
qB =	— CmSm°.
(2.1)
где тя — число поломок (неустранимых отказов); т — общее
число отказов; Ст, т0 — коэффициент и показатель степени;
при точении заготовок из конструкционных сталей резцами сред-
них размеров, оснащенными пластинами из Т5К10, Ст = 0,6,
т0 = 0,8.
Большое влияние на структуру отказов оказывает жесткость
и связанная с ней виброустойчивость технологической системы.
Исследования отрезных резцов [39] показали, что двойная ам-
плитуда 2Л и частота f колебаний определяют вид отказа.
От характера вибраций зависит вид изнашивания и разруше-
ния рабочей части инструмента. При низкочастотных колебаниях
(системы станка и детали) усиливается изнашивание инструмента
в основном по передней поверхности, а разрушения в виде выкра-
шиваний и сколов различных размеров — вдоль задней поверх-
ности. При высокочастотных колебаниях (системы инструмента)
изнашивание усиливается в основном по главной задней поверх-
ности, а разрушения — вдоль передней поверхности.
На рис. 2.2 показаны значе-
ния 2А и f, при которых обра-
зуются зоны условий, соответ-
ствующие изнашиванию, выкра-
шиванию или скалыванию отрез-
ных резцов. Испытания прово-
Зоны изнашивания, выкрашивания и
скалывания отрезных резцов в зависи-
мости от сочетания амплитуды и ча-
стоты колебаний (h3lD3 = 17,5, S =
= 0,17 м/об, V = 75 м/мин)
0,6
0,0
о, г
о
О, г	0,0	0,6	0,8 5, мм./об
Рис. 2.1.
Влияние подачи на долю поломок (не-
устранимых отказов) резцов из Т5КЮ
42
дили [35] на токарном станке 163 сборными (пластинчатыми) отрез-
ными резцами (/ = 6 мм), оснащенными твердым сплавом Т5К10.
Заготовка — прокат из стали 45 диаметром от 50 до 150 мм, СОЖ—
5 %-ная эмульсия. Определение упомянутых зон дает возмож-
ность по амплитуде и частоте колебаний (независимо от причины
их возникновения) судить о том, какие отказы инструмента будут
преобладать в каждом конкретном случае обработки.
Амплитуда и частота колебаний могут быть вычислены в зави-
симости от параметров технологической системы (например, для
отрезки см. [65]).
В табл. 2.2 показано, как непосредственно влияют параметры,
характеризующие жесткость технологической системы, на струк-
туру отказов и показатели надежности резцов (условия см.
рис. 2.2).
2.2. Влияние параметров жесткости технологической системы
на надежность отрезных резцов с пластинами Т5КЮ
Исследуемый показатель	Основной размер- ный параметр станка Dc, мм			Отношение длины обрабатываемой заго- товки к ее диаметру lb/db				Вылет резца, мм		
	400	630	1000	8	12,5	17,5	22,5	35	70	ПО
Параметр вибра- ций технологиче- ской системы: двойная ампли-	200	175	150		50	150	425		25	62
туда 2А, мкм частота, Гц	75	150	225	—	250	175	130	—	2500	1250
Число отказов, % изнашивание	28	36	42	53	47	36	17	56	36	4
выкрашивание	38	37	34	30	33	37	42	27	38	32
скалывание	26	21	19	14	16	21	31	14	22	54
прочие	8	6	5	3	4	6	10	3	4	10
Характеристика надежности: средний период	58	75	90	НО	100	75	30	35	26	8
стойкости Г, мин коэффициент ва-	0,50	0,40	0,35	0,25	0,30	0,40	0,62	0,30	0,45	0,80
риации периода стойкости WX гамма-процент-	30	42	55	65	60	42	12	19	13	2
ный период стой- кости Ту, мин число периодов	3,2	4,0	5,0	6,2	5,5	4,0	2,0	5,7	4,7	2,0
стойкости К	9 полный средний	185	300	450	680	550	300	60	200	122	16
период стойкости Е Т, мин									/	
43
Виды отказов торцовых фрез в зависимости от материала за-
готовки, смещения фрезы и режимов резания описаны в [34].
Там же показаны зоны условий, в которых имеют место скалыва-
ние, крупное выкрашивание, микровыкрашивание, изнашивание
и термические трещины.
Структура отказов инструмента определяется также схемой
сил крепления режущей пластины, конструкцией узла крепления
вставки, ножа или блока, способом крепления державки резца
на суппорте или корпусе фрезы на станке.
В соответствии с принципами системного подхода можно рас-
сматривать надежность не инструмента, а технологической си-
стемы (ТС) в целом или даже производственной системы (ПС).
Так, на практике имеют место отказы ТС, связанные с появлением
вибраций или стружки, опасной для рабочего.
Отказом ПС является простой станка из-за несвоевременной
подачи инструмента на рабочее место. Конструкторы инструмента
не всегда дают себе отчет в том, что эти простои могут быть свя-
заны не только с организационными неполадками, но и с не-
совершенством конструкции инструмента. Статистические данные
показывают, что переход от напайного инструмента к применению
инструмента со сменными пластинами или блоками и особенно
на бистемы модульного инструмента в ряде случаев сокращают
простои благодаря облегчению инструментообеспечения.
Анализ вида отказов инструмента и их относительного коли-
чества позволяет наметить пути повышения качества инстру-
мента. Поэтому перед началом проектирования нового инстру-
мента целесообразно наряду со статистическим анализом условий
эксплуатации изучить структуру отказов эксплуатируемого
инструмента.
Обобщение большого числа данных показывает, что при эко-
номически целесообразных режимах резания доля поломок (не-
устранимых отказов) режущих твердосплавных пластин при
черновом и получистовом точении (когда подача не ограничивается
требованиями точности и шероховатости поверхности) составляет
0,2—0,3 при обработке заготовок из конструкционных сталей,
0,1—0,2 — заготовок из коррозионно-стойких, закаленных сталей
и чугунов, а при чистовом точении 0,03—0,07. Это указывает на
то, что проблема обеспечения прочности пластин по сечению
касается главным образом инструмента, предназначенного для
черновой и получистовой обработки заготовок из конструкционных
сталей.
При поломках вида 1.1 и 1.2, а (см. табл. 2.1) нужно применять
пластины увеличенной толщины. Ширина перетачиваемых пла-
стин может быть уменьшена, так как большого числа переточек
не потребуется. Поломки вида 1.2, в указывают на необходимость
увеличения ширины пластины, а поломки типа 1.2, б свидетель-
ствуют о том, что увеличивать размеры пластины нецелесооб-
разно. При поломках вида 1.1—1.3 и выкрашиваниях вида 3.1
44
прочность и стойкость инструмента может быть повышена путем
применения виброабразивной обработки и соответствующего
скругления лезвий. В гл. 7 будет показано (см. табл. 7.2), что
чем больше процент этих видов отказов, тем выше эффективность
виброабразивной обработки.
Таким образом, анализ количества отказов инструмента поз-
воляет определить целесообразность тех или иных конструктив-
ных и технологических мероприятий по повышению качества
инструмента, а также прогнозировать их эффективность.
2.2. Прочность и износостойкость инструмента
Для настоящего времени характерно применение
более износостойких и теплостойких инструментальных матери-
алов, обладающих, однако, пониженной прочностью. Поэтому
растет число поломок инструмента, что заставляет ограничивать
подачу, снижает стойкость инструмента, увеличивает ее рассе-
яние, а также расход инструмента.
Прочность — одно из наиболее важных свойств инструмента.
Однако существующие методы расчета на прочность не учитывают
многие факторы, возникающие на производстве. Поэтому для
оценки прочности большую роль играют испытания инструмента.
В [1011 описаны результаты исследования поляризационно-опти-
ческим методом напряжений в рабочей части отрезного резца.
Наибольшее значение имеют растягивающие напряжения на
передней поверхности, причем их максимум находится далеко
за пределами зоны контакта. Опасное сечение пластины, где
имеют место наибольшие растягивающие напряжения, отклоняется
от нормали к передней поверхности в сторону, противоположную
задней поверхности.
На рис. 2.3 показано положение нейтральной линии, которая
делит пластину на зону растягивающих напряжений (+) у перед-
ней поверхности и зону сжимающих напряжений (—) у задней
поверхности инструмента. От того места передней поверхности,
где прекращается контакт стружки с резцом, нейтральная линия
идет в тело пластины. Чем выше прочность инструмента, тем
уже область растягивающих напряжений.
Важно отметить, что напряженное состояние резца с механи-
ческим креплением пластины, т
равных условиях менее благо-
приятно, чем резца с напаянной
пластиной. Требуется примене-
Рис. 2.3.
Положение нейтральной линии отрез-
ного резца:
1 — цельного резца; 2 — напаянной пла-
стины; 3,4 — механически закрепленной
пластины с опорой и без нее соответственно
. е. составного тела, при прочих
45
ние дополнительной опоры, а также обеспечение рациональной
формы пластины, схемы ее крепления и базирования, чтобы по-
высить прочность инструмента с механическим креплением до
уровня напайного, а в некоторых случаях и более высокого.
В [591 приведена упрощенная формула для ориентировочного
расчета напряжений в опасном сечении рабочей части отрезного
резца, отличающаяся большой наглядностью-
^CPz(b + blz)S р*
а =---------g------X,
bh^ + ^-b^
где %о — постоянный коэффициент, определяемый на основе экс-
периментальных исследований; СР^ — постоянный коэффициент
в формуле силы резания; blz — коэффициент, учитывающий силы
трения стружки о стенки канавки; b и Ьо — ширина соответственно
режущей и опорной пластин; h и hQ — толщина соответственно
режущей и опорной пластин; Е и £0 — модули упругости режущей
и опорной пластин; % — поправочный коэффициент, который
отражает влияние PxyIPz и других факторов, не учтенных расче-
том, на значение о.
Формула показывает, что основное влияние на прочность
инструмента оказывает толщина режущей пластины, а при высо-
ком модуле упругости материала опорной пластины также и тол-
щина последней. Роль этих параметров на практике часто не-
дооценивают.
Экспериментально установлено, что с увеличением отношения
Pxy/Pz зона растягивающих напряжений у передней поверхности
сужается, а величина этих напряжений уменьшается. Поэтому
мероприятия, способствующие росту PxyIPz, например введение
дополнительного скругления лезвий, существенно увеличивают
прочность инструмента.
Анализ напряженного состояния резцов [38] показал, что
существенную роль играет также место приложения и значение
силы, закрепляющей режущую пластину. Оно должно быть
расположено достаточно близко от середины пластины, а эта сила
для наиболее распространенных конструкций резцов должна
составлять примерно 1/5 значения Pz.
Некоторые исследования [42, 59] свидетельствуют о том, что
разрушение инструмента происходит вследствие явлений уста-
лости. Это объясняется тем, что в процессе резания имеют место
колебания сил резания как в результате цикличности стружко-
образования, так и автоколебаний технологической системы.
При работе инструмента протекают два процесса — упрочне-
ния и разупрочнения; в начале преобладает первый, затем —
второй. Установлено, что если подвергнуть твердый сплав пред-
варительному поверхностному пластическому деформированию:
обработкой дробью, виброабразивным или другим методом или
46
Рис. 2.4.
Влияние времени работы резцов с пла-
стинами из Т5К10 (Н = 20 мм) на
разрушающую подачу (t = 4 мм; я =
= 56 м/мин):
1 — заготовка из стали 45, S = 0,53 мм/об;
2 — заготовка из 40ХН, S = 1,27 мм/об
подвергнуть «тренировке» на по-
ниженных режимах резания,
плотность дислокаций и проч-
ность режущей части возрастает,
что позволяет повысить подачу
или время работы до разрушения [69].
Появление небольшой площадки износа на задней поверхности
и скругление лезвий увеличивает отношение PxyIPz и способ-
ствует повышению прочности инструмента в начальный период
времени. Развитие лунки на передней поверхности с увеличенным
передним углом вызывает снижение прочности при дальнейшей
работе инструмента.
Существенное влияние на изменение прочности инструмента
с течением времени оказывает состояние опорной зоны под режу-
щей пластиной. При черновой обработке в этой зоне у заднеД
поверхности инструмента температура достигает 750 К. Причем
температура выше для больших глубин резания, малых толщин
режущей пластины и при отсутствии СОЖ. Было показано [59],
что при такой температуре в опорной зоне развиваются явления
ползучести материала. Деформация при прочих равных условиях
для резцов с механическим креплением пластин на два порядка
больше, чем для напайных. Поэтому для резцов с механическим
креплением пластин особенно важно применение опорных пла-
стин, причем желательно, чтобы они были твердосплавными.
По результатам испытаний сборных резцов из Т15К6 при
обработке заготовки стали 45 с глубиной резания 8 мм разруша-
ющая подача (%) для разных материалов опор составила: для
ВК15 — 100; для Р6М5 — 90, для 9ХС — 85, для У8А — 55.
Для проверки совокупного влияния различных факторов на
изменение прочности инструмента за период его стойкости испы-
тывали две партии резцов из Т5К10, работавших при большой
и средней подаче. Перед началом работы и через каждые 10—
20 мин резания в случайном порядке отбирали четыре резца и для
них определяли разрушающую подачу. В первые 20 мин работы
эта подача увеличивалась, а затем уменьшалась (рис. 2.4).
Если пренебречь начальным периодом изменения свойств
инструмента, можно считать, что между подачей и продолжитель-
ностью работы инструмента до разрушения существует обратная
степенная зависимость. Эта зависимость отражает прежде всего
явление усталости (подача обусловливает напряжения в инстру-
менте, а время — число циклов нагружения). В определенной
47
Рис. 2.5.
Зависимость подачи от
числа периодов стойкости
резцов с пластинами из
Т5КЮ:
1 — материал заготовки
90ХФ, t =- 15 ... 20 мм; 2 —
материал заготовки
34XH3M, t = 12 ... 17 мм;
3 — материал заготовки
90ХФ, t = 17 ... 22 мм; 4 —
материал заготовки сталь 45,
t = 15 мм; 1, 2, 4 — при
Dс — 2000 ... 2500 мм; 3 —
при Dc = 1250 ... 1600 мм; 1 — 3 — кривые, полученные в результате моментных
наблюдений; 4 — экспериментальная кривая
степени влияют и другие факторы, например ползучесть мате-
риала опоры.
Для инструмента временным показателем может быть период
стойкости до разрушения Тр или число периодов стойкости до
разрушения К- Установлено, что
Sp = СртГр; SK = СкК~т\	(2.3)
где Ср и Ск — коэффициенты, зависящие от материала заготовки
и условий работы; тр = 0,08 ... 0,28 при точении /пр = 0,2 ... 0,38
при фрезеровании, тр = 0,1 ... 0,15 при сверлении; тк = 0,3 ...
1,0, для наиболее распространенных условий при К = 3 ... 5
тк = 0,45 ... 0,70.
В качестве примера на рис. 2.5 показана зависимость SK от К.,
полученная при точении на тяжелых станках.
Решая уравнение (2.2) относительно подачи, используя урав-
нение (2.3), а также взаимосвязи, обусловленные диаграммой
усталости [101], получаем формулу для подачи, соответствующей
заданному числу периодов стойкости:
! рЛ’ + Хд-^-М?
КтК ХоСр (Ь + 612)
(2.4)
гДе Хд — коэффициент, учитывающий сжатие опоры; — предел
выносливости твердого сплава при симметричном цикле; ои —
предел прочности при изгибе; г —коэффициент асимметрии цикла;
f — частота колебаний; Np, б —базовое число циклов до раз-
рушения, при котором определяли о^; пу — показатель степени
при числе циклов в уравнении усталости, аналогичном уравне-
нию (2.3).
Методы "повышения надежности инструмента путем увеличения
конструктивной прочности рабочей части или прочности мате-
риала режущей части или регулирования режима нагружения
нужно учитывать при проектировании инструмента, его изготов-
48
лении и ^эксплуатации. Для удобства выбора соответствующих
методов вчгабл. 2.3 дана их классификация и область применения.
Выбор 'метода упрочнения зависит от многих факторов, об-
условливающих его эффективность и затраты на осуществление
упрочнения\в определенных производственных условиях. Прежде
всего должна быть проанализирована структура отказов инстру-
мента, а также изменение их интенсивности в функции времени.
Если велик процент отказов в связи с выкрашиванием, имеет
место хрупкое^ изнашивание (например, при фрезеровании); если
велико число отказов в зоне приработки, целесообразно применять
обработку ППД, скругление лезвий. Если велико число разруше-
ний пластины и оно значительно на всем протяжении работы
инструмента, целесообразно, кроме мероприятий, упомянутых
выше, размещать пластины вдоль задней поверхности или при-
менять дополнительную опору и т. д.
Увеличение размеров державки особенно эффективно для
отрезных резцов. Многие методы, которые повышают прочность
рабочей части инструмента, но не влияют на его износостойкость,
рекомендованы для обтачивания с подачами, равными или пре-
вышающими 0,3—0,6 мм/об, так как при меньших подачах доля
неустранимых отказов не превышает 0,1 и не оказывает значитель-
ного влияния на надежность инструмента. Для торцового фрезе-
рования и отрезки значения подач следует разделить на 4.
Раздельное применение рассмотренных методов повышает раз-
рушающую подачу на 10—90 %, а в среднем на 30 %. В связи
со значительным уменьшением числа поломок среднее число
периодов стойкости увеличивается в 1,1—3,7 раза (обычно
в 1,5 раза).
Износостойкость инструмента в основном определяется мате-
риалом режущей части. Конструкция инструмента влияет на
износостойкость в меньшей мере, чем на прочность. Это влияние
реализуется главным образом через виброустойчивость инстру-
мента, а также теплопроводность его деталей и их стыков.
Получено [35] такое уравнение для определения среднего
периода стойкости
у __ 71 р^р *	пг	1	1 и 1	+	1 + К к. К и о	о	о	о СЧ СЧ, СЧ^ СЧ^ 7 s 7 к Ь ° е> ° 1	1	Л/Шр /о | Титп 	J	 (2-5)
где Тр и Ти — соответственно средний период стойкости до раз-
рушения и износа; tn^lm и m^lm — соответственно доля резцов,
отказавших в результате разрушения и износа; k — коэффи-
циент, отражающий влияние неучтенных факторов (для низко-
частотных колебаний k = 1, для высокочастотных k = 1,5)';
49
2.3. Методы повышения прочности и надежности твердосплавного
инструмента и область их применения
Метод повышения прочности и надежности	Практический прием	Условия применения 	।	.
Управление нагружением инструмента		
Увеличение отно- шения	Уменьшение а до 4—6°	So > 0,3 ... 0,6 мм/об
	Уменьшение у, переднего угла фаски yf Увеличение ширины фаски f лезвия, подточка у верши- ны	При обработке заготовок из высокопрочных, малопла- стичных материалов
	Скругление режущей кром- ки	So > 0,2 мм/об
Уменьшение ко- лебаний сил	Замена станка, приспособ- ления более жесткими. Применение виброгасителей	Нежесткая технологическая система
	Уменьшение числа проме- жуточных элементов между пластиной и резцедержате- лем	So 0,5 ... 1,0 мм/об, от- резные резцы
	Применение державок, уси- ленных и вынесенных в сторону	So > 0,3 ... 0,6 мм/об
	Скругление режущей кромки	So > 0,2 мм/об
Постепенное уве- личение нагрузки	Работа на пониженной по- даче в начале процесса ре- зания (периода стойкости)	So > 0,5	1,0 мм/об
Увеличение конструктивной прочности инструмента путем
изменения размеров и формы элементов рабочей части
Усиление режуще- го клина	Скругление режущей кром- ки	So > 0,2 мм/об		
Усиление пласти- ны и державки	Уменьшение углов а, у Утолщение пластины в 1,5—2 раза	Высокопрочные малопластич- ные материалы заготовки So > 0,3 ... 0,6 мм/об		
	Расположение пластины вдоль задней поверхности. Использование пластин спе- циальной формы	So >0,3 ...0,6 мм/об, рез- цы 40X40 мм и более		
	Применение державок, уси- ленных и вынесенных в сторону	«о > 0,3 ... 0,6 к	im/o6s	z-"
50			by inynrjg	
Продолжение табл. 2.3
Метод повышения прочности и надежности	Практический прием	Условия применения
Повышение жест- кости опоры пла- стины в державке	Уменьшение заднего угла опоры до а0= О...(—5) °C, вогнутая задняя поверх- ность лезвия пластины	Механическое крепление пластины и отрезные резцы
	Повышение качества обра- ботки опорных поверхно- стей пластин и гнезда дер- жавки	Все инструменты, особенно при больших пластинах
Усиление крепле- ния пластины	Обеспечение сил крепления, действующих как в сторону опорной, так и в сторону упорной поверхностей. Увеличение сил крепления до оптимального значения. Обеспечение оптимального расположения мест прило- жения сил крепления и упор- ных баз	Механическое крепление пла- стины
Улучшение физико-механических свойств материала
элементов рабочей части инструмента
Улучшение свой- ств материала ре- жущей пластины	Замена твердого сплава бо- лее прочным	—
	Виброабразивная обработка	СМП, мелкий и средний ин- струмент
	Обработка дробью	Инструмент средних и боль- ших размеров
	Обработка пучком проволо- ки	То же после переточек
Улучшение свой- ств материала дер- жавки	Применение опоры	Механическое крепление
	Замена материала опоры	So 0,3 ... 0,6 мм/об
	Замена материала державки	So 0,5 ... 1,0 мм/об
	Применение СОЖ (жела- тельно подавать со сторо- ны задней поверхности) Улучшение отвода тепла путем утолщения пластины, повышение качества обра- ботки опорных поверхностей пластины и гнезда державки	При отрезке и точении высо- котвердых материалов, кроме прерывистого резания So > 0,3 ... 0,6 мм/об. Все инструменты
Примечание. Меньшие значения подач относятся к обработке точением
на мелких средних станках, большие — на крупных и тяжелых.
51
Рис. 2.6.
Зависимость среднего периода стойко-
сти резцов от амплитуды и частоты ко-
лебаний:
резцы отрезные с пластинами из Т5К10,
Ь — 6 мм, материал заготовки сталь 45;
S = 0,17 мм/об; v = 75 м/мин; 1 — рас-
четная кривая; 2 — экспериментальная
кривая
С — коэффициент, который в
рассматриваемых условиях ра-
вен 0,75.
В этом уравнении левый член
отражает влияние колебаний
на прочность инструмента, ко-
торое ранее было рассмотрено,
а правый — на износостойкость.
Влияние на износостойкость
связано о приращением скорости резания в процессе колебаний.
Уравнение (2.5) подтверждено экспериментально (рис. 2.6).
Амплитуда и частота колебаний не зависит от того, в результате
каких изменений условий обработки и параметров резца полу-
чены соответствующие параметры колебаний. Установлено, что
повышение низкочастотных колебаний (например, за счет сни-
жения жесткости заготовки, станка) способствует разрушению
инструмента, но практически не приводит к увеличению изнаши-
вания. Усиление высокочастотных колебаний (например, за счет
снижения жесткости резца) способствует разрушению и изнаши-
ванию инструмента, но их влияние на процесс разрушения пре-
обладает. Исследованиями подтверждено, что во многих случаях
конструкция и размерные параметры твердосплавного инструмента
с режущей пластиной одной и той же формы и размера влияют
на его прочность и износостойкость только через их влияние на
виброустойчивость. Поэтому при проектировании как чернового,
так и чистового инструмента основное внимание должно быть
уделено обеспечению высокой жесткости и виброустойчивости.
При оценке указанных свойств инструмента большое значение
имеют методы соответствующих испытаний. Прочность чаще всего
целесообразно оценивать путем лабораторных испытаний опытных
образцов инструмента методом ступенчато или непрерывно воз-
растающей подачи. Подачу Sp, при которой произошло раз-
рушение, называют разрушающей или ломающей [5, 59], и она
является мерой прочности инструмента. Если исследуемый пара-
метр инструмента зависит от толщины среза, лучше оценивать
прочность по периоду стойкости до разрушения Тр при форси-
рованной подаче, обеспечивающей разрушение всех резцов до
их изнашивания согласно уравнению (2.5).
Износостойкость инструмента можно также оценивать при
ступенчатом или непрерывном возрастании нагрузки (скорости
52
резания и). По аналогии с испытаниями на прочность критерием
износостойкости служит скорость резания ии, при которой про-
изошел отказ инструмента в связи с его изнашиванием. Возможны
также традиционные испытания с определением периода стойкости
до изнашивания и получением зависимости
v = CvT~m°.	(2.6)
Следует указать на аналогию с формулой (2.3) при испытаниях
на прочность.
При оценке виброустойчивости наиболее распространенными
являются испытания со ступенчато или непрерывно возрастающей
глубиной резания t и определением глубины /тах, при которой
возникают вибрации, требующие прекращения процесса резания.
При эксплуатационных испытаниях опытно-промышленных
партий инструмента показателем прочности, износостойкости и
виброустойчивости является доля отказов по соответствующей
причине. Кроме того, показателем прочности перетачиваемых
пластин является число периодов стойкости К (при черновой об-
работке, когда инструмент, как правило, исключается из эксплуа-
тации только после поломки), а показателем износостойкости —
период стойкости до износа Ти или период стойкости Т.
2.3. Безотказность инструмента
Безотказность — это свойство инструмента не-
прерывно сохранять работоспособное состояние в течение не-
которого времени или некоторой наработки. Используют следую-
щие количественные показатели безотказности инструмента.
Вероятность безотказной работы инструмента Р (т) — это
вероятность того, что в пределах заданного времени т отказ
инструмента не возникает. Важным показателем, который часто
позволяет вскрывать причины отказов, является их интенсивность
X (гс) — условная плотность вероятности возникновения отказа
инструмента, определяемая для момента времени Ф при условии,
что до этого момента отказ не возник. Приходится рассчитывать
среднюю стойкость (среднюю наработку до отказа) и оперировать
также плотностью распределения периода стойкости f (т). Харак-
теристику периода стойкости как случайной величины f (т) в опре-
деленном смысле следует также считать показателем безотказ-
ности .
Показатели безотказности могут быть определены путем не-
посредственной обработки данных наблюдений:
Г = 42’"	<2-7>
&=1
53
где п — объем выборки или общее число рассматриваемых перио-
дов стойкости инструмента; т (т) — число инструментов, отказав-
ших за время т во всех рассматриваемых периодах стойкости;
Д/n (т) — число инструментов, отказавших в интервале времени
Дт	, Дт .	-
отт----%- Д° <р + —2~ > пз и nJ+i — число инструментов, работо-
способных соответственно в начале и в конце /-го интервала вре-
мени Дт; т{ — стойкость (время безотказной работы) i-ro инстру-
мента.
Целесообразность использования для напайного режущего
инструмента показателей (2.7), которые обычно применяют для
невосстанавливаемых или восстанавливаемых изделий до пер-
вого отказа, была обоснована в [59]. Эти же показатели в боль-
шинстве случаев удобны и для сборного инструмента, но их
следует относить не к инструменту в целом, а только к режущей
пластине (в тексте и на рисунках это специально не оговорено).
На рис. 2.7 приведены показатели безотказности различных
резцов. На кривой Р (т), которую называют кривой надежности
или кривой убыли, можно приблизительно определить гамма-
процентный период стойкости инструмента (гамма-процентную
наработку до отказа) Тт, т. е. время или наработку, в течение
которых отказ инструмента не возникнет с вероятностью у,
выраженной в %. В данном случае принято у = 90 %. При этом
период стойкости обозначают Т60 и TY; он часто является более
удобной характеристикой безотказности, чем Р (т).
В табл. 2.4 приведены результаты испытаний резцов, которые
отличались качеством изготовления или конструкцией. Из таб-
лицы видно, что гамма-процентный период стойкости Т^о в не-
2Л. Результаты эксплуатационных испытаний
проходных резцов с пластиной из Т15К6
Типоразмер резца о пластиной сечением	Кон- струк- тив- ный ва- риант	Средний период стойко- сти Г, мин	Коэффици- ент вариации стойкости Wn	Гамма-про- центный период стойкости Т99, мин	Среднее число периодов стойкости К
Трехгранной, 25X20 мм		69,8	0,70	12,0	2,15
	1	58,4	1,05	7,5	2,12
		41,2	1,26	5,0	2,00
Шестигранной, 25X20 мм		6,3	0,95	2,0	4,78
	1	6,8	0,62	3,5	5,36
Трехгранной 35X24 мм	1	75,0	0,45	23,0	2,54
	2	129	0,30	86,0	3,00
Трехгранной, 30X20 мм	1	23,8	1,03	2,5	2,35
	2	43,7	0,57	11,0	3,00
54
«)
S)
Рис. 2.7.
Показатели безотказности резцов:
а, б — пластины из Т5К10, Н = 16 мм, материал заготовки сталь 30Л1, t = 4,6 мм,
S = 0,76 мм/об, v = 42 м/мин; в — шестигранная пластина из Т15К6, Н = 25 мм,
материал заготовки сталь 35, t = 2,5 мм, S = 0,67 мм/об; v = 220 м/мин; г — пластина
из Т5КЮ, Н = 16 мм, материал заготовки сталь 30Л1, t = 1,25 мм, S = 0,76 мм/об,
и = 43,4 м/мин
сколько раз меньше среднего значения, причем их отношение
колеблется в широких пределах. По среднему периоду стойкости
даже ориентировочно нельзя судить, какова будет работоспособ-
ность инструмента о заданной, достаточно высокой вероятностью.
Многочисленные данные показывают, что по гамма-процент-
ному периоду стойкости можно более точно судить об изменении
качества инструмента и условий его эксплуатации, чем по среднему
периоду стойкости, особенно если работоспособность инструмента
55
в значительной мере связана о вероятностью его разрушения.
В связи с изложенным наряду со средним периодом стойкости
следует считать важнейшим показателем качества инструмента,
особенно в условиях автоматизированного производства или при
окончательной обработке крупных ответственных деталей. В пер-
вом случае преждевременный отказ вызывает простои дорого-
стоящего оборудования, а во втором может вызвать брак дорогой
детали. Ту можно непосредственно использовать для выбора
режимов резания в этих условиях.
Для оценки качества инструмента используют также уста-
новленный период стойкости Ту — гамма-процентный период
стойкости, в течение которого режущий инструмент не достигнет
отказа с установленной вероятностью = 100 % (ГОСТ
25751—83).
Показатели безотказности можно определить как с учетом
периода стойкости инструментов до любого отказа ф, так и до
отказов различных видов. Например (рис. 2.7, б) можно от-
дельно показать интенсивность отказов в связи с изнашиванием
инструмента X (ти) и в связи с его разрушением X (тр), причем
К (ти) + h (тр) = А, (т). Средние периоды стойкости до всех отка-
зов, изнашивания, разрушения обозначают буквами Т, Ти>
т. е. так же, как обозначают периоды стойкости при лабораторных
испытаниях. Этим подчеркивается, что функциональные зависи-
мости соответствующего периода стойкости от различных факто-
ров, получаемые при лабораторных испытаниях, с определенной
степенью приближения справедливы для средних значений пе-
риода стойкости в эксплуатации. Следует отметить, что функцио-
нальные связи, описанные в литературе, в большинстве случаев
могут быть отнесены к Ти, так как случаи разрушения при ла-
бораторных исследованиях стойкости обычно не учитывали.
Средний период стойкости инструмента в эксплуатации —
условная величина, лишенная определенного физического смысла.
Она обусловливается многими процессами: изнашиванием различ-
ных видов, контактным разрушением, разрушением по различным
сечениям и т. п. Прочность рабочей части инструмента влияет на
его период стойкости через долю разрушенных инструментов и
их период стойкости. Так как период стойкости инструмента ф
является случайной величиной, необходимо оценивать ее рассея-
ние. Показателями рассеяния являются среднее квадратическое
отклонение о, коэффициент вариации W и др. В книге эти вели-
чины даны с индексами, показывающими, рассеяние какой ве-
личины оценивается.
Значения показателей безотказности инструмента, рассчитан-
ные по формулам типа (2.7) и представленные на рис. 2.7, являются
статистическими оценками, относящимися к малой выборке,
т. е. к определенному числу наблюдений. Вероятностное выраже-
ние этих показателей может быть получено после нахождения
теоретических законов, отражающих распределение продолжи-
56
тельности работы всей совокупности инструментов изучаемого типо-
размера, конструкции, диапазона условий изготовления и эксплу-
атации (генеральной совокупности инструмента). Показатели без-
отказности связаны между собой определенными зависимостями:
’	.	(2-8)
Т= J P(T)dT.
Часто интенсивность отказов инструмента К (т) (см. рис. 2.7, б)
в начале работы падает (зона Д), затем изменяется мало (зона Б)
и в конце работы возрастает (зона В). Такой характер изменения
интенсивности отказов является типичным и для других изделий.
Зоны Л, Б и В называют соответственно зонами приработки,
нормальной эксплуатации и старения.
Исследованиями надежности различных изделий установлено,
что уменьшение X (т) в зоне А связано как с явлениями отбора
лучших изделий за счет выбывания дефектных экземпляров,
так и с физическим явлением упрочнения. В зоне Б разрушения
происходят преимущественно под действием пиковых нагрузок.
Появление таких нагрузок чисто случайно; их условная вероят-
ность не зависит от момента времени, т. е. X (т) постоянно. Уве-
личение X (т) в конце работы вызвано изнашиванием, накоплением
усталостных и других повреждений. Все эти причины отказов
справедливы и для режущего инструмента [59].
Случай, когда X (т) имеет максимум, также объясняется ги-
белью «слабых» и упрочнением остальных экземпляров, но не
в начале работы, а в более поздний промежуток времени. Это
происходит в том случае, если качество «слабых» экземпляров
меньше отличается от качества остальных, чем при наличии
зоны Л, связанной с более грубыми технологическими дефектами.
Такой случай оказался весьма распространенным для режущего
инструмента со сменными многогранными пластинами (рис. 2.7, в).
Зона максимума X (т) обозначена В А, так как X (т) здесь сначала
растет, как в зоне В, а затем падает, как в зоне А.
В зависимости от качества инструмента и условий его эксплуа-
тации кривая X (т) может иметь только некоторые зоны или даже
одну из них. Так, график, характерный для инструмента высокого
качества при большой однородности условий его изготовления
или для легких условий эксплуатации, имеет только зоны Б и В
(рис. 2.7, г).
Рассеяние периода стойкости режущего инструмента очень
велико. Для 45 рассматриваемых партий коэффициент вариации
периода стойкости колеблется от 0,15 до 1,30 (в среднем равен
0,61). Как изнашивание, так и разрушение являются случайными
процессами. Однако случайное отделение частицы материала
57
тем в большей степени скажется на стойкости инструмента, чем
больше ее размеры. Поэтому при переходе от изнашивания к вы-
крашиванию и от выкрашивания к поломке пластины процесс
становится все менее стабильным. Если коэффициент вариации
периода стойкости изношенных инструментов в среднем был равен
0,5, то инструментов с поломкой пластины 0,7.
Большое рассеяние периода стойкости разрушенных инстру-
ментов приводит к увеличению рассеяния периода стойкости всей
партии. Разрушение части инструментов увеличивает рассеяние
периода стойкости партии так же за счет появления в ней не-
скольких совокупностей с различными средними периодами стойко-
сти. Для рассматриваемых партий отношение средних периодов
стойкости инструментов с разрушенной пластиной и изношенных
инструментов составило в среднем 0,63, а выкрошенных и изно-
шенных 0,74. С повышением прочности инструментов или с об-
легчением условий их работы отношение среднего периода стой-
кости инструментов с разрушенной пластиной к среднему периоду
стойкости изношенных инструментов растет. Так, при К = 2
и К = 6 отношение для рассматриваемых партий инструментов
в среднем было равно 0,55 и 0,77.
Усиление влияния случайных факторов и увеличение разницы
в периодах стойкости разрушенных и изношенных инструментов
приводят к тому, что с ростом т^т от 0 до 0,4—0,5 коэффициент
вариации периода стойкости увеличивается примерно в 4 раза
(рис. 2.8, а). Тесная корреляционная зависимость существует
между коэффициентом вариации периода стойкости и числом
периодов стойкости как показателем прочности (рис. 2.8, б).
Эти зависимости могут быть выражены уравнениями
= с; И Wv = C^~m\	(2.9)
где С'х = 0,43; т'х = 0,33; С£ = 1,3 и т[ — 0,95 для проходных, под-
резных, расточных и отрезных резцовс пластинами из Т5К10, Т14К8
и Т15К6 при обработке заготовок из конструкционных сталей.
Для неперетачиваемых пластин более точной будет первая
формула, а для перетачиваемых — вторая.
Рассеяния периода стойкости в значительной мере определяет
гамма-процентный период стойкости. Если известен закон рас-
пределения стойкости, Ту можно рассчитать. Однако закон рас-
пределения и его параметры изменяются для различных условий
эксплуатации. Поэтому чтобы получить общую закономерность,
рассматривали не Ту, а его отношение к средней стойкости Т,
которое называют относительным гамма-процентным периодом
стойкости, причем значение этой величины устанавливали непо-
средственно по данным наблюдений.
В качестве примера на рис. 2.9 приведена зависимость Т90/Т
от коэффициента вариации периода стойкости резцов. С ростом Wx
58
Рис. 2.8.
Влияние доли неустранимых отказов (а) и числа периодов стойкости (6) на коэф-
фициент вариации периода стойкости резцов с пластинами из Т5К10, Т14К8,
Т15К6
от 0,1 до 0,9 Т90/Т уменьшается с 0,85 до 0,15. Таким образом,
располагая каким-либо показателем прочности инструмента, на-
пример tnjtn, можно определить И7Т, а затем стойкость с задан-
ной вероятностью. Среднее значение Т^!Т для рассматриваемых
совокупностей резцов составляет 0,3. Для изношенных резцов
оно равно 0,43, для выкрошенных 0,30 и для поломанных 0,27.
Описанные закономерности изменения во времени и рассея-
ния свойств инструмента в партии имеют место не только для
твердосплавных резцов. Они присущи также твердосплавным
фрезам и другим типам инструментов.
Проведенные исследования безотказности позволяют обосно-
ванно подойти к выбору законов распределения периода стой-
кости. Этот выбор нужно про-
изводить прежде всего на осно-
вании анализа причин отказов,
их физической природы, кото-
рые чаще всего соответствуют
закону Вейбулла (рис. 2.10, а).
Плотность распределения стой-
кости для этого закона
(2.Ю)
Рис. 2.9. Влияние коэффициента ва-
риации периода стойкости резцов с пла-
стинами из Т5К10, Т14К8, Т15К6 на
относительный гамма-процентный пе-
риод стойкости
59

г(т)-ю;л(т)
г(тмо;л(т)
Рис. 2.10.
Плотность распределения периода стойкости и интенсивность отказов мелких
резцов с пластинами из Т5К10 при черновом точении заготовок из конструкцион-
ных сталей с различными сечениями среза:
а — 2,0X0,52 — закон Вейбулла; б — 2,5X0,31 — нормальный закон; в — 4,5X0,76 —
экспоненциальный закон
где а и Ь — параметры закона.
Показатели безотказности при использовании закона Вей-
булла определяют по уравнениям:

Л = (-‘‘"ТяГ  7’ = Г(1+т)“ВД-	(2.11)
где Г — гамма-функция.
Следует учесть, что при b > 3 распределение Вейбулла при-
ближается к нормальному закону (рис. 2.10, б), а при b = 1
трансформируется в экспоненциальный закон (рис. 2.10, в). Ана-
лиз значительного числа данных, относящихся к твердосплав-
ным резцам и фрезам, показывает, что для описания распределения
стойкости с достаточной степенью согласования могут быть при-
менены:
при mnlm	0,1; К > 5,0 и Wx	0,35 — нормальный закон;
при 0,05	mjm 0,7; 1,5 К	6,0 и 0,30 Wx 0,90 —
закон Вейбулла;
при tn^lm 0,6;	2,0 и Wx 0,85 — экспоненциальный
закон.
Таким образом, можно утверждать, что закон распределения
периода стойкости в значительной мере определяется вероят-
ностью разрушения, которая в свою очередь обусловливается
соотношением нагрузки на инструмент с прочностью последнего.
При близких формах и размерах пластин и той же схеме их креп-
60
ления закон зависит от элементов сечения среза, особенно от
подачи (см. рис. 2.10).
Во всех представленных случаях (см. рис. 2.7—2.10) уста-
новленный период стойкости Ту = 0. Этот период стойкости
может существенно отличаться от нуля только в особо благопри-
ятных условиях (высокая жесткость технологической системы,
отсутствие корки, относительно малые значения t и S, высокое
качество инструмента и т. д.). Эти условия имеют место при чисто-
вой обработке деталей в автоматизированном производстве, когда
т^пг практически равно нулю. Если Ту > 0, считают, что рас-
пределение периода стойкости имеет порог чувствительности.
Сборный инструмент представляет собой совокупность от-
дельных конструктивных элементов, взаимосвязанных и взаимо-
действующих между собой. Если бы эти элементы были незави-
симы и отказ одного из них непременно приводил к отказу всего
инструмента, то с точки зрения теории надежности сборный ин-
струмент представлял бы систему с так называемым последова-
тельным соединением элементов. В этом случае вероятность безот-
казной работы инструмента
г
Р^}=Пр^	(2.12)
?=1
где Pi (t) — вероятность безотказной работы отдельного элемента-
г — число элементов.
Если, например, резец имеет пять конструктивных элементов
и Pi (0 каждого равно 0,8, то вероятность безотказной работы
резцов в целом будет равна всего 0,327. Такой случай для режу-
щего инструмента является достаточно редким.
У сборного резца безотказность всех элементов, кроме ре-
жущей пластины, существенно выше, чем безотказность пластины.
Самая низкая она у опорной пластины, но последняя обычно раз-
рушается только после поломки режущей пластины (отказ яв-
ляется зависимым). Поэтому во многих случаях можно рассма-
тривать только безотказность режущей пластины, т. е. одного
элемента. Остальные элементы важны лишь постольку, поскольку
они влияют на прочность и износостойкость режущей пластины,
виброустойчивость конструкции в целом.
Фреза имеет большое число режущих элементов, причем их
безотказность в пределах рассеяния одинакова. В этом случае
рассмотрение безотказности фрезы как безотказности системы
элементов необходимо. Однако практический опыт показывает,
что схема последовательного соединения элементов и здесь не от-
ражает реального процесса эксплуатации инструмента.
На рис. 2.11 представлено распределение фактического числа
ножей фрезы, отказавших к концу периода ее стойкости, полу-
ченное по результатам анализа отказов 250 фрез диаметром 160 мм
при обработке по корке заготовок стали 35Л и чугуна СЧ 20
61
Рис. 2.IE
Распределение ножей фрезы, отка-
завших к концу периода стойкости.
о режимами резания if = 4 ...
6 мм; Sz = 0,15 ...0,18 мм/зуб;
v = 180 ... 200 м/мин. При-
веденные данные подтверж-
дают то, что в большинстве
случаев фрезу снимают со
станка при выходе из строя
нескольких ножей (чаще всего
двух-трех). В производствен-
ных условиях наблюдается значительная неравномерность из-
нашивания ножей и возможность последовательной поломки
ножей, расположенных не один за другим, а произвольно по
диаметру фрезы. Это свидетельствует о наличии резервирования,
т. е. способности ножей замещать другие, вышедшие из строя,
принимать на себя их нагрузку.
На основе [59 ] получена следующая формула для определения
математического ожидания числа резервных зубьев:
ф (t)
(1 4-Щ)- 1,	(2.13)
\	2/
где SPo — средняя разрушающая подача на зуб в начале периода
стойкости (начальная прочность); Sz — средняя фактическая
подача на зуб (нагрузка); <р (г!)— функция изменения прочности
во времени; Wsz — коэффициент вариации фактической подачи
на зуб (показатель рассеяния нагрузки).
Приведенные данные позволяют отнести фрезы к классу избы-
точных d безотказных структур [20]. Отказ инструмента в этом
случае наступает при отказе любых (d + 1) из 2 зубьев. Дифферен-
циальная функция распределения стойкости инструмента
/ (0 = -'di(2-d-l)l I1 - Wl(0,	(2.14)
где fz (£) и Fz (0 — соответственно дифференциальная и ин-
тегральная функции распределения стойкости режущих элементов.
Для закона Вейбулла—Гнеденко распределения стойкости
режущих элементов получены формулы вероятности безотказной
работы Р2 (0 и средней стойкости Т2 инструмента в зависимости
от показателей надежности ножей Pz (<) и Tz:
d
Рх (0 = [Рг (ОИ’-"-1) 2 -^7)Г Пп Рг	;
i=0 V
d
П (1 + ib)
гр __ гр /=0
2 ~ * d\bd(z — d)itb ’
(2.15)
(2.16)
62
Рис. 2.12.
Надежность фрез как системы эле-
ментов с d-безотказной структу-
рой (а) и отношение среднего пе-
риода стойкости фрез к среднему
периоду стойкости ножей (б)
где Pz (0 = ехр [—(tla)b 1 и
Tz = аГ (1 + 1/Ь)— соответ-
ственно вероятность безотказ-
ной работы и средняя стой-
кость режущих элементов; а и
b — параметры закона Вей-
булла—Гнеденко.
На рис. 2.12, а представ-
лены зависимости показате-
лей надежности инструмента
от числа режущих элементов.
Установлено, что с ростом
числа режущих элементов
значительно уменьшается на-
дежность фрезы, особенно при относительно малой надежности
режущих элементов. С ростом z уменьшается также отношение
средней стойкости фрезы к средней стойкости режущего эле-
мента (рис. 2.12, б), особенно при большом рассеянии стойкости
(параметр закона Вейбулла—Гнеденко b = 1). Указанные зави-
симости наиболее резко выражены при отсутствии резервирования
(d = 0). Они смягчаются и показатели надежности фрезы в сборе
растут при увеличении числа резервных ножей.
Предельно допустимое число режущих элементов, обеспечи-
вающее при заданном уровне их надежности Pz (т) требуемый
уровень надежности инструмента Р (т), представлено в табл. 2.5.
Данные таблицы показывают, что применять черновые фрезы
с большим числом ножей целесообразно только при весьма высо-
2.5. Число ножей, обеспечивающих заданную безотказность фрезы
Вероятность безотказной	Вероятность безотказной работы режущих элементов Р г (/)		
	0,95	0,90	0,80
работы фрезы			
^2 (0		Степень резервирования	
	1	2	3	1	2	3	1	2	3
0,95	6	14	25	5	9	14	3	4	8
0,90	11	16	26	6	12	16	4	6	10
0,80	13	25	30	9	16	19	4	9	11
0,70	— — —	11	20	22	6	11	13
63
кой надежности ножей и низких требованиях к надежности ин-
струмента в целом.
Использование полученных зависимостей (2.15) и (2.16) для
аналитической оценки надежности многолезвийного инструмента
по известной надежности и числу режущих элементов значительно
сокращает объем и длительность испытаний (до 10 раз). Погреш-
ность метода не превышает 10 %.
2.4. Долговечность деталей инструмента
и его ремонтопригодность
Долговечность — свойство инструмента сохранять
работоспособность до предельного состояния, т. е. до окончания
эксплуатации и списания инструмента, с необходимыми переры-
вами для восстановления работоспособности.
Долговечность режущей пластины можно оценивать теми же
показателями, что и безотказность, если рассматривать работу
пластины до неустранимого отказа, т. е. все характеристики
задать в функции полного периода стойкости 2т или числа
периодов стойкости К. Согласно терминологии теории надежности,
как 2 ф, так и К — это ресурс, но выраженный различными еди-
ницами.
Твердосплавные перетачиваемые пластины, как и напайной
твердосплавный инструмент, как правило, списывают только
Рис. 2.13.
Интенсивность неустранимых отказов инструмента:
а — резцы с пластинами из Т5К10, Н = 16 мм, заготовка из стали 30Л1, t = 4,5 мм,
S = о,76 мм/об, v = 42 м/мин; б — резцы с пластинами из Т15К6, Н = 35 мм, заго-
товка из стали 45, t = 6,5 мм, S = 0,5 мм/об, v = 133 м/мин (кривая /); резцы с пла-
стинами из Т5КЮ, Н = 16 мм, заготовка из стали 30Л1, t = 1,25 мм, S = 0,76 мм/об,
v = 43,4 м/мин (кривая 2); фреза с пластинами из ВК8, D -= 200 мм, z = 20, заго-
товка из СЧ 20, z = 10 мм, S = 0,05 мм/зуб; v = 125 м/мин (кривая 3)
64
после полного разрушения. Следовательно, число периодов стой-
кости, выдерживаемое ими до конца эксплуатации, определяется
прочностью. Поэтому последняя хорошо оценивается показате-
лями долговечности, полученными в функции К. В качестве при-
мера на рис. 2.13 показано изменение интенсивности отказов
X (К) резцов за все время их эксплуатации.
Число периодов стойкости и доля неустранимых отказов ин-
струмента связаны между собой. Для ориентировочных расчетов
инструмента с перетачиваемыми твердосплавными пластинами
можно принять, что в определенном диапазоне изменения К доля
неустранимых отказов обратно пропорциональна среднему числу
периодов стойкости К. Для неперетачиваемых пластин получается
усеченное распределение К (К не может быть больше числа гра-
ней г). В этом случае К ~ z (1 — тп!т).
Показателем долговечности, который применяют для расчета
расхода инструмента и одновременно суммарной оценки его важ-
ных физических свойств, является средний полный период стой-
кости Т. Этот показатель преимущественно через К учитывает
прочность инструмента, а через Т — износостойкость.
Интенсивность неустранимых отказов в функции числа пе-
риодов стойкости % (к) изменяется принципиально так же, как
X (тр). На рис. 2.13, а показаны зоны Л, Б и В; на рис. 2.13, б:
кривая 1 — зоны ВА и В, кривая 2 — зоны В и В, кривая 3 —
зоны В А и В.
Так же, как осуществляется естественный отбор лучших экзем-
пляров инструмента в течение периода стойкости (см. п. 2.3), он
происходит и от перестановки к перестановке или для перетачи-
ваемых пластин от переточки к переточке. Большая часть де-
фектных экземпляров должна разрушаться в начале первого или,
в крайнем случае, второго периода стойкости.
Поворот многогранной пластины или переточка пластины
(что редко удаляет дефектный слой в законтактной зоне [59])
лишь частично ослабляет процесс накопления усталостных по-
вреждений. Конструктивные и другие мероприятия редко пол-
ностью исключают и пластичное деформирование материала под
режущей пластиной. Если имеется твердосплавная опора, может
деформироваться материал державки под опорой. Поэтому уста-
лостные явления и явления ползучести влияют на форму кривой
* (Л).
Важной причиной разупрочнения инструмента с перетачи-
ваемыми пластинами в процессе его длительной эксплуатации
(эта причина отсутствовала в течение периода стойкости), яв-
ляется уменьшение размеров пластины.
Кроме долговечности режущей пластины имеет значение дол-
говечность других деталей сборного инструмента. Как и для
режущих пластин, она может измеряться временем или числом
периодов стойкости. В качестве примера в табл. 2.6 приведены
результаты испытаний сборных резцов для тяжелых станков
3 г. л. Хает и др	65
2.6. Результаты испытаний на долговечность сборных резцов
для тяжелых станков
Показатель	Элемент резца			
	Режущая пластина	Опорная пластина	Прихват	Корпус блока- вставки
Вид отказа, %:	68			
изнашивание		—	40	—
выкрашивание	17	—	—	—
поломка	15	50	—	20
деформация	—	50	60	80
Средний период стойкости Г, мин	69	—	—	—
Коэффициент вариации периода стой- кости	0,52	—	—	—
Среднее число периодов стойкости К	4,7	20	30	55
Коэффициент вариации числа перио- дов стойкости Wr	0,31	0,26	0,21	0,13
Средний полный период стойкости £ Г, мин	324	1328	2070	3300
[38]. Обрабатывали детали из конструкционных сталей
НВ 150—330 с глубиной резания до 30 мм. Резание осуществлялось
по корке, в ряде случаев с выходом резца из обрабатываемого
материала. Подачу и скорость резания выбирали по нормати-
вам [41].
В опорной пластине могут постепенно накапливаться поврежде-
ния главным образом в результате пластического деформирования
под действием сил резания и температуры. Однако наиболее
опасные нагрузки возникают при поломке режущей пластины.
Они в свою очередь могут вызвать внезапную поломку опоры.
Прихват, если он одновременно служит стружколомом и не арми-
рован твердым сплавом, подвергается интенсивному изнашива-
нию стружкой. Этот процесс слабо изучен. Вместе с тем прихват,
так же, как и опора, выдерживает относительно небольшое число
периодов стойкости (до 30). Этот показатель резко уменьшается,
когда имеет место пластическое деформирование прихвата в месте
его контакта с режущей пластиной. Долговечность корпуса блока
крупного резца или державки меньших резцов существенно
больше.
Так, как определение показателей долговечности требует дли-
тельных наблюдений, для этой цели могут быть использованы
статистические данные о расходе деталей инструмента. Такие
сведения легко получить в условиях массового производства.
В этом случае долговечность, например, ножей и корпусов фрез
определяется числом использованных режущих пластин (табл. 2.7).
Приведенные данные показывают, что долговечность ножей и
корпусов в значительной степени зависит от условий эксплуатации
инструмента. Например, при эксплуатации ножей на Таганрог-
ском комбайновом заводе (ТКЗ) установлено, что нож меняют
66
2.7. Долговечность деталей торцовых фрез, эксплуатируемых на
различных заводах
Завод	Инструмент			Материал заготов- ки	Режимы резания			Число пла- стин до за- мены	
	Материал пластины	Диа- метр D, мм	Число зубь- ев 2		t, мм	мм/зуб	V, мм/об	ножа	кор- пуса
Таган-			8	35Х	4—8	0,036	102	19	750
рогский			8	40Х	3—6	0,034	128	15	120
комбай-	Т15К6	125	8	35	2—5	0,070	102	17	136
новый			6	40Х	5—10	0,070	140	10	60
			6	35АГ	3—8	0.100	250	14		84
ЗИЛ		200	16		7	0,12	93	15	230
	РЮ	75	6	45	3	0,08	103	56	340
		140	12		4	0,055	123	50	600
ВАЗ	ТТ20К9	121	10	45	1,5	0,12	71	90	900
	В Кб	105	8	30	1,5	0,083	74	144	1150
	ВК8	160	22	Серый	0,35	0,15	65	77	1700
				чугун					
	ВК8	160	21	Ковкий	2.5	0,105	75	52	1100
				чугун					
после изнашивания или разрушения 10—19 пластин, на ЗИЛе —
15—56 пластин, а на ВАЗе — 52—144 пластин, т. е. в 5 раз больше,
чем на ТКЗ. Среди параметров, характеризующих условия экс-
плуатации, первостепенное значение имеет значение и характер
припуска. На ВАЗе он примерно в 5 раз меньше, чем на ТКЗ.
Долговечность деталей инструмента повышается в основном
за счет повышения их износостойкости и прочности. Кроме того,
во всех случаях, где это позволяет жесткость технологической
системы, следует применять СМП с большим числом режущих
лезвий. Для чистовых резцов целесообразно практиковать пере-
шлифовку СМП. Для повышения долговечности корпусов инстру-
мента (наиболее трудоемких в изготовлении) необходимо шире
использовать блочные конструкции.
Проблема ремонтопригодности инструмента изучена слабо.
Она стала актуальной после появления сборного инструмента
и особенно после появления гибких систем инструмента. Ремон-
топригодностью называют свойство инструмента, заключающееся
в его приспособленности к поддержанию и восстановлению рабо-
тоспособного состояния путем проведения технического обслу-
живания и ремонтов. В соответствии с ГОСТ 18322—78 под техни-
ческим обслуживанием понимают поддержание и восстановление
показателей безотказности, например периода стойкости ин-
струмента, выполняемое на рабочем месте станочника или заточ-
ника (поворот и замена режущей или опорной пластины, их ре-
гулирование, замена стружколома, переточка пластины и т. д.);
3*	67
под ремонтом подразумевают восстановление показателей долго-
вечности, ресурса инструмента, выполняемое на специальном
участке (перешлифовка режущей и опорной пластин, перефрезе-
ровка гнезда под пластину в державке, блоке с целью устранения
отклонений от неплоскостности и т. д.).
Таким образом, ремонтопригодность складывается из двух
свойств — приспособленности к техническому обслуживанию и
приспособленности к собственно ремонту (см. рис. 1.12).
Наиболее важное из этих свойств — приспособленность к об-
служиванию, которое согласно ГОСТ 25751—83 может быть на-
звано восстанавливаемостью. Если в тексте нет специальных ука-
заний, то под ремонтопригодностью следует понимать именно это
свойство, которое оценивается следующими временными показа-
телями. Вероятность восстановления Q (тв) — это вероятность
того, что время восстановления инструмента не превысит задан-
ное. Среднее время восстановления — это математическое ожи-
дание времени восстановления работоспособного состояния. При
анализе ремонтопригодности приходится также оперировать с плот-
ностью распределения времени восстановления f (тв).
Время для расчета этих показателей можно получить двумя
методами: путем ускоренных лабораторных испытаний с предпо-
лагаемой необходимостью восстановления и путем длительных
эксплуатационных испытаний.
Лабораторные испытания состоят в том, что несколько рабочих
многократно выполняют поворот и замену режущей и опорной
пластин, элементов крепления и другие приемы; Q (тв) и f (тв)
можно рассчитывать как для каждого приема отдельно, так и
в целом. Среднее время восстановления /в определяют по формуле
(1.5). В качестве примера в табл. 2.8 даны приемы и время их
2.84 Результаты испытаний на ремонтопригодность сборных резцов
Восстанавливаемый элемент	Приемы технического обслуживания	Показатель ремонтопри- годности при креплении типа			
		А		Б	
		/в» с	wr тв	'в- с	“в
Режущая пластина	Поворот или замена пластины	16	0,09	18	0,2
Опорная пластина	То же	34	0,22	94	0,11
Элементы узла крепления	Замена элементов узла крепления	44	0,15	66	0,12
Обозначения: / — время восстановления; FTb — коэффициент ва-
риации.
68
выполнения для резцов с креплением многогранных пластин за
центральное отверстие косой тягой А, качающимся штифтом Б.
Разница во времени на поворот или замену режущих пластин
у двух сравниваемых вариантов статически незначительна.
Время смены опорной пластины и элементов крепления у рез-
цов варианта Б значительно выше, так как эту пластину фикси-
руют пружинящим кольцом, для съема которого требуется вы-
винтить шрифт и поддеть кольцо отверткой (у варианта А для
съема косой тяги полного вывинчивания винта не требуется).
Приведенные данные типичны для сборного инструмента, для
которого характерно малое время поворота или замены режу-
щего элемента и малый коэффициент вариации времени восста-
новления всех деталей и инструмента. Распределение времени
восстановления подчинено здесь нормальному закону.
Формализовать процесс восстановления работоспособности ин-
струмента с целью его учета при проектировании затруднительно.
Некоторые аспекты, которые следует иметь в виду, показаны
в табл. 2.9. Наиболее удобное расположение места крепления
пластины — сбоку резца, блока или ножа. Крепление сверху мо-
жет быть еще более удобным, но оно в ряде случаев требует уве-
личения вылета или не позволяет заменить пластину, не снимая
державки. В тех случаях, когда это возможно, рекомендуется
обеспечить расположение гнезд под ключ с двух сторон резца,
например сверху и снизу.
Важно, чтобы конструкция не содержала элементов, которые
легко выпадают и могут быть потеряны (шарики, прокладки и
т. д.). Облегчают работу и сокращают время восстановления пру-
2.9. Оценка приспособленности к обслуживанию сборных резцов
Движение при зажиме	Зажимной инструмент	Быстрота и удобство обслуживания, балл	
		Проклад- ки нет	Проклад- ки есть
Отвинчивание:	Ключ для наружного шести-	5	4,5
неполное	гранника Ключ для внутреннего шести-	4,5	4,0
	гранника Отвертка	4,0	3,5
полное или со съемом	Ключ для наружного шестигран-	4,0	3,5
крепежного элемента	ника Ключ для внутреннего шести-	3,5	3,0
	гранника Отвертка	3,0	2,5
Выбивание	Молоток массой менее 1 кг	3,5	3,0
	Выколотка массой более 1 кг	2,5	2,0
69
жинящие элементы, которые приподнимают прихват по мере
отвинчивания крепежного винта.
При необходимости переточки пластины (кроме переустановки)
рекомендуется уменьшать приведенные показатели на 1 балл.
Более полная оценка ремонтопригодности систем инструмента
возможна только во время длительных эксплуатационных испы-
таний. При этом также могут быть использованы временные
показатели, в частности среднее время восстановления Тв.
В это время входят составляющие, вероятность появления
которых достаточно мала, а величина значительна, в том числе
показатели, связанные с оргобслуживанием (например, время
хождения в ИРК, вырубка частиц твердого сплава, внедрившихся
в деталь, и др.). Поэтому Тв в отличие от /в велико и чаще рас-
пределено по экспоненциальному закону. Например, для тяжелых
токарных станков Тв = 4 ... 20 мин.
Установлено, что улучшение приспособленности к оргобслу-
живанию существенно уменьшает затраты вспомогательного вре-
мени и простои оборудования. Это, например, объясняется тем,
что обеспечить снабжение сменными пластинами или модулями и
их хранение на рабочем месте проще, чем хранение напайных
резцов. Время экономится также в том случае, если сборный
инструмент поставляют в таре, которая одновременно служит для
удобного хранения запасных пластин и других элементов.
Форма инструмента должна соответствовать требованиям эрго-
номики. Так, прямоугольная форма, отсутствие выступающих ча-
стей резца позволяет легко укладывать инструмент, устанавливать
его в любом положении. Важно отсутствие развитой рабочей части
головки резца, которая может ухудшать наблюдение за зоной реза-
ния, затруднять применение резца для обработки труднодоступ-
ных мест и соответственно увеличивать время восстановления.
Особого рассмотрения требует универсальность конкретного
инструмента или системы инструмента в целом. Так, примени-
тельно к системам инструмента для тяжелых станков для оценки
универсальности был использован коэффициент применяемости
комплекта [581. Для предложенной системы резцов он составил
0,8. Это означает, что в 80 % случаев меняют блок или вставку,
но не требуется менять державку. Для старых сборных резцов
коэффициент был равен 0,2. Кроме того, что замена блока осуще-
ствляется быстрее, чем смена державки (1 мин вместо 4 мин),
рабочий меньше утомляется, реже простаивает из-за отсутствия
необходимого инструмента на рабочем месте, а иногда и в кладовой.
По данным машинного учета работы трех тяжелых токарных
станков в течение двух лет было установлено, что при внедрении
системы сборных резцов взамен напайных коэффициент основного
времени (отношение основного времени к штучному) увеличился
от 0,53 до 0,60; от 0,58 до 0,67 и от 0,64 до 0,74.
При проектировании важно также учесть возможность восста-
новления работоспособности инструмента, в том числе и после
70
2.10. Оценка возможности ремонта сборных резцов
Число возможных установок или заточек пластин	Оценка в баллах, при		
	ло > л	ho “ Л	h0 < h
5	5/5	4/4,5	3/4
3—4	4/4	3/3,5	2,5/3
2	3/3	2,5/3	2/2,5
Обозначения: h0, h — толщина пластины опорной и режущей соот-
ветственно.
Примечание. В числителе указана оценка для резцов крупных разме-
ров (40—50 мм), в знаменателе — для резцов средних размеров (20—32 мм).
поломки режущей, а иногда и опорной пластины. Совместно с экс-
пертами были выработаны критерии, приведенные в табл. 2.10.
Отметим, что в таблице рассмотрено влияние опорной пла-
стины не как упрочняющего, а как предохранительного элемента.
Опорная пластина иногда ломается, но предотвращает при этом
повреждения державки. С этих позиций при вертикальном поло-
жении режущей пластины целесообразно иметь упорную дополни-
тельную пластину.
2.5. Оптимизация параметров инструмента
и режимов резания
Долгое время геометрические параметры режущей
части инструмента оптимизировали по стойкости с критерием
отказа — износом. Это в какой-то мере оправдывало себя для
инструмента из быстрорежущей стали, но для инструмента, осна-
щенного твердосплавными пластинами, давало неверные резуль-
таты, так как не учитывалась прочность и виброустойчивость ин-
струмента. Например, значение заднего угла, оптимальное по
износостойкости, получалось примерно в 2 раза больше рацио-
нального значения.
Геометрические параметры не влияют на время замены ин-
струмента, мало влияют на его стоимость. Поэтому в большинстве
случаев их следует оптимизировать по производительности реза-
ния, рассчитывая последнюю по формуле (1.8); где t получается
на основании опытов на виброустойчивость, S — на прочность,
v — на износостойкость.
В качестве примера рассмотрим оптимизацию заднего угла а,
который влияет на многие физические явления в процессе реза-
ния, на разрушение и изнашивание инструмента 159]. С ростом а,
в связи с уменьшением площади контакта инструмента с деталью,
уменьшается среднее значение сил, возникающих на задней
поверхности. Это вызывает уменьшение отношения горизонталь-
71
Г. мин
Рис. 2.14.
Влияние заднего угла резцов с пластинами из T5K10 на производительность реза-
ния, по данным испытаний: штриховые линии — лабораторные испытания;
сплошные — эксплуатационные испытания; резец отрезной, /7= 25 мм, ширина
Ь = 5 мм, заготовка из стали СтЗ
них составляющих сил резания к вертикальной (тангенциаль-
ной) составляющей PxyIPz> что одновременно с ослаблением
режущего клина увеличивает растягивающие напряжения на
передней поверхности, вызывающие разрушение инструмента по
сечению пластины. Снижается также виброустойчивость и растут
колебания сил резания. Рост а, особенно при малых его значе-
ниях, уменьшает общую силу резания, уменьшает температуру
в наиболее важном для работоспособности инструмента месте
опоры (у вершины и задней поверхности под пластиной). Таким
образом, имеют место факторы, противоречиво влияющие на проч-
ность инструмента. Это же можно сказать и об износостойкости,
но в этом случае положительное влияние роста а является более
весомым.
На рис. 2.14 показано, как влияет задний угол отрезных
резцов с пластиной из Т5К10 на их прочность, износостойкость
и производительность резания. При лабораторных испытаниях
оптимум ПО ИЗНОСОСТОЙКОСТИ (период СТОЙКОСТИ Тлаб), соответ-
72
ствует а0 = 12°, по прочности (разрушающая подача Sp)— а0 =
= 6°, по производительности— а0 = 7°. При эксплуатационных ис-
пытаниях выделить отдельно влияние на прочность и особенно на
износостойкость труднее. Оптимум по износостойкости (период
стойкости Т) соответствует а0 = 8°, по прочности (число периодов
стойкости до разрушения К)— а0 = 7° и по производительности —
а0 = 7°. Результаты оптимизации данных лабораторных и экс-
плуатационных испытаний достаточно близки и поэтому можно
пользоваться лабораторными испытаниями, которые провести
можно быстрее. При эксплуатационных испытаниях, если подача
достаточно велика и учитывается период стойкости до отказов
всех видов, можно получить приблизительно верный результат
на основе данных по безотказности (стойкости) без длительных
испытаний на долговечность с получением данных по К.
Аналогичные результаты были получены при испытаниях
фрез. Оптимум по износостойкости при обработке заготовок из
стали соответствует а0 = 12°, по прочности а0 = 3 ... 4°, по
производительности а0 = 5°.
Оптимизация отдельно взятого заднего угла правомочна лишь
в узком диапазоне изменения этих углов и может считаться только
ориентировочной. Это объясняется тем, что оптимальное значе-
ние а0 зависит от значения переднего угла у, наличия фаски на
передней поверхности, элементов режима резания, и т. д. Так,
с уменьшением у оптимальное значение а0 увеличивается, а с уве-
личением подачи а0 уменьшается.
Установлено, что у чернового и получистового инструмента
целесообразно увеличивать радиус скругления лезвий р [59].
Это приводит к росту сил на задней поверхности, увеличивает
отношение PxyIPz, снижает колебания сил резания, что наряду
с усилением режущего клина повышает прочность инструмента.
Небольшое увеличение р повышает также износостойкость ин-
струмента.
Установлено, что при точении и фрезеровании оптимальные
значения р по износостойкости меньше, причем экстремум слабо
выражен, а по прочности больше. Подтверждено, что как ла-
бораторные, так и эксплуатационные испытания дают близкие
значения экстремума. Установлено, что оптимальное скругление
лезвий уменьшает рассеяние стойкости. Коэффициент вариации
может уменьшаться до 1,5 раз (рис. 2.15). Это приводит к росту
у %-ной стойкости примерно в 2 раза. Так как скругление лезвий
оказывает некоторое влияние на время восстановления инстру-
мента и несколько увеличивает стоимость инструмента, опреде-
ляли также ЦФ производительности обработки (^шт) и приведен-
ных затрат (А).
Рассмотренные зависимости свидетельствуют о том, что и при
малом влиянии оптимизируемого параметра на /в, Аи, его можно
предварительно оптимизировать по упрощенной ЦФ — произ-
водительности резания.
73
Рис. 2.16.
Влияние радиуса скругле-
ния лезвий резцов с пла-
стинами из Т5КЮ на не-
которые целевые функции
(резец проходной Н =
= 16 мм, заготовка из
стали СтЗ, t — 2 мм, S =
= 0,63 мм/об)
Исследование влияния радиуса скругления показало, что он
настолько зависит от толщины среза а, что выбирать их нужно
только совместно. Для обработки заготовок из конструкционной
стали получены следующие значения радиусов скругления лез-
вий, оптимальных соответственно по прочности и износостойкости:
Po.s=16Oa0’5 и рог = НОа.	(2.17)
В области больших толщин среза (а = 1 ... 2 мм) эти зависи-
мости сближаются, в области меньших толщин (а = 0,2 ... 1,0 мм)
требуется оптимизация по производительности резания для каж-
дого диапазона толщин среза.
Ранее было показано (см. 2.2), что размеры режущей пластины
и особенно ее толщина оказывают большое влияние на прочность
инструмента. Это подтверждено экспериментом 159]. В качестве
примера на рис. 2.16 показано влияние толщины пластины h
из Т5К10 на разрушающую подачу сборного резца. При малых
толщинах пластин с ростом толщины прочность резко возрастает,
далее рост замедляется и при определенной толщине прекращается.
Так как диапазон толщин, со-	ч
ответств у ющи х	з амедл ен н ом у Sp> А'/о коп/мм?
росту прочности, велик, выб-
рать рациональное значение h
«на глаз» затруднительно.
В связи с тем, что с увеличе-
нием толщины возрастает рас-
Рис. 2.16.
Влияние толщины пластины на разру-
шающую подачу и приведенные затра-
ты на обработку заготовок из кон-
струкционной стали
ход твердого сплава и стоимость инструмента, оптимизацию Л
проводили по переменной части приведенных затрат
(2.18)
где 4пр — время обработки единицы площади (1.42); Е— стои-
мость 1 станко-мин [см. (1.1)1; ПР—производительность про-
цесса резания (1.8); Ав —стоимость инструмента;
ЛИ = ЛО + ЛСЛ4,	(2.19)
где Ло— стоимость державки или блока, приходящаяся на одну
пластину, коп; Лс — стоимость 1 г твердого сплава (с затратами
на обработку пластины), коп; М— масса пластины, г.
Оптимальная по Л толщина пластины h0 равна 25 мм (см.
рис. 2.16), в то время как h0, оптимальная по производительности
(соответствует h0, оптимальной по Sp), равна 30 мм.
Важным в методическом плане примером является оптимиза-
ция числа ножей г фрез. Если учитывать только износостойкость
инструмента, производительность процесса резания при фрезе-
ровании пропорциональна числу ножей. Это побуждало кон-
структоров увеличивать г до значений, которые противоречили
заводской практике. В действительности с увеличением г умень-
шаются размеры и прочность ножа и соответственно режущей
пластины, а также снижается надежность инструмента.
Конструктивно число ножей связано с площадью поперечного
сечения ножа F:
г = лПда,	(2.20)
где f — коэффициент, зависящий от способа крепления ножа.
Между режимами резания и стойкостью фрезы принята такая
зависимость:
С учетом (2.16) можно записать следующее уравнение связи
между периодом стойкости фрезы Т2 и периодом стойкости от-
дельных ножей Tz:
где ф — коэффициент, зависящий от характера закона распреде-
ления периода стойкости и степени резервирования; b — пара-
метр закона Вейбулла—Гнеденко.
На основе [591 установлена следующая зависимость рацио-
нальной подачи от размеров ножа:
Sz = -	,	(2.22)
где а и Р — коэффициенты, обусловливающие связь разрушающей
подачи с размерами ножа; т) — коэффициент запаса.
75
С учетом (2.20) и (2.22) получаем формулу производительности
резания:
$ =	(а -	(2.23)
где В = 103фт»5Уоо/£>1хг)(1—^; В = fif/nD.
Дифференцируя S по z, определяем оптимальное число ножей,
обеспечивающее максимальную производительность:

(2.24)
На рис. 2.17 показано влияние числа ножей на производи-
тельность без учета свойств прочности и надежности инструмента
(кривая /) и с учетом этих свойств (кривая 2). Установлено,
что число режущих элементов для рассматриваемых фрез не
должно быть больше 8.
В большинстве работ по оптимизации режимов резания рас-
сматривают одну переменную — скорость резания, причем уста-
навливают ограничение на подачу (121. Как было показано ранее
(см. 2.2 и 2.3), при черновой и получистовой обработке обычно
не существует предельной по прочности подачи. По мере ее уве-
личения непрерывно уменьшается число циклов колебаний силы
резания и соответственно время работы до разрушения. Подача
определяет рассеяние стойкости и значительно влияет на техни-
ческие и экономические показатели. Поэтому ниже будет рас-
смотрена одновременная оптимизация подачи и скорости резания.
В качестве ЦФ приняты переменная часть приведенных затрат А
[см. (2.18)1, производительность обработки — время обработки
единицы площади детали согласно (1.9) и удельный расход
инструмента
Ли = 1/(/7f S Т).	(2.25)
В работе [53] решали задачу поиска условных минимумов А
и t1J1F при фиксированном /?и с помо-
щью метода неопределенных множи-
телей Лагранжа. Результаты этого
исследования показаны на рис. 2.18.
Для каждого значения 7?и суще-
ствуют режимы резания, при кото-
рых достигаются условные минимумы
соответствующих целевых функций.
Они находятся в точках касания ли-
Рис. 2.17.
Зависимость подачи при фрезеровании от
числа ножей:
1 — без учета прочности и надежности инстру-
мента; 2 — с учетом этих свойств
76
5
Рис. 2.18.
Сечения целевых функций плоскостями «подача—скорость резания* :
1 — линии постоянной производительности 2 — линия постоянного периода стой-
кости	3 — линия постоянного экономического периода стойкости Гэ; 4 — линии
равных затрат; 5 — линия равного расхода	6 — линия равного расхода э
ний 2?и с линиями tmF и А. Как видно по форме линий /, ЦФ времени
обработки не обладает глобальным экстремумом (она представляет
собой «овраг»), С увеличением удельного расхода инструмента tmF
в соответствующих точках убывает (производительность обработки
растет). Множество точек условного минимума характеризуется
постоянством периода стойкости (линия TmFR).
Для ЦФ приведенных затрат множество точек условного ми-
нимума также лежат на линии 3 постоянного, экономически целе-
сообразного периода стойкости. При определенном значении 2?и
ЦФ приведенных затрат достигает глобального минимума (имеет
вид «ванны»). Это значение представляет собой экономически
целесообразный удельный расход 2?и. э-
С использованием полученных формул были построены гра-
фики, позволяющие судить о влиянии различных факторов на
относительные значения подачи и скорости резания (рис. 2.19).
При этом в качестве базовых были взяты данные, соответствующие
точению заготовок из конструкционной стали на тяжелом станке.
Степень влияния того или иного фактора оценивали, изменяя его
при постоянстве остальных факторов таким образом, что р (от-
ношение значения этого фактора к базовому) находилось в пре-
делах 0,5 р < 2,0. Базовые, экономически целесообразные
значения подачи и скорости резания обозначены соответственно
*$30 и Цэо-
Наибольшее влияние на уровень рациональной подачи оказы-
вает стоимость инструмента Аи (рис. 2.19, а). С ее ростом рацио-
77
Зависимость относительных экономической подачи (а) и скорости резания (б) от
исходных данных
нальная подача уменьшается, расход инструмента также сокра-
щается. Минимальная потеря в производительности обработки
при этом обеспечивается за счет увеличения скорости резания
(рис. 2.19, б).
Большое влияние на рациональные режимы резания оказывает
время восстановления и стоимость 1 станко-мин. С увеличением
tB и Е рациональная скорость резания снижается. Потеря в про-
изводительности обработки в этом случае компенсируется ростом
подачи.
При переходе на более дорогостоящее оборудование при
сравнительно дешевом инструменте выгодно форсировать режимы,
увеличивая подачу, но несколько снижать скорость резания, и,
наоборот, при переходе на дорогой инструмент при сравнительно
дешевом оборудовании выгодно несколько снижать режимы:
уменьшать подачу, но несколько увеличивать скорость резания.
В большинстве случаев целесообразно осуществлять обработку
при . экономических режимах резания 5Э и иэ, обеспечивающих
минимум приведенных затрат.
2.6. Многокритериальная оптимизация
параметров технологической системы
В связи с разработкой технологических САПР,
а также необходимостью выбора режимов работы ГПС и другого
дорогостоящего оборудования, например тяжелых станков с ЧПУ,
возрастают требования к обоснованности всех применяемых в этом
случае технологических решений. Вместе с тем использование
ограниченного числа управляющих переменных и целевых функ-
ций не дает такой возможности. Кроме того, математические мо-
дели, принятые для ЦФ, чрезмерно упрощены, что не дает воз-
можность учесть многочисленные требования производства и
реальную производственную ситуацию.
78
На основе ранее выполненных исследований [25, 53, 58, 59 J
и банка статистических данных проведена работа по многокри-
териальной оптимизации параметров инструмента и режимов его
эксплуатации с использованием новой системы программ
ДИСО/ПК—МКНЛП, предназначенной для решения задач мно-
гокритериального нелинейного программирования, разработан*
ной в ВЦ АН СССР на основе анализа функции чувствительности
[151.
Применяли персональные компьютеры IBM PC, совместимые
с выпускаемыми в нашей стране компьютерами 1840. Эти ЭВМ
отличаются простотой пользования, большой емкостью оператив-
ной памяти, наличием цветного графического дисплея и наиболь-
шей приспособленностью к работе в режиме диалога.
В качестве примера рассмотрим обработку деталей на тяжелых
станках. Этот пример позволяет хорошо продемонстрировать
возможности предлагаемой методики.
Как было отмечено (см. 2.5), наряду со скоростью резания
необходимо оптимизировать значение подачи. В ряде случаев
и в частности на тяжелых станках, при использовании гибкой
системы инструмента и назначении режимов резания есть необ-
ходимость подбора размеров режущего элемента. Иногда технолог
имеет возможность выбора станка с учетом его жесткости. Кроме
того, тяжелые и уникальные станки, в том числе станки с ЧПУ,
могут обслуживать один или два рабочих.
С учетом изложенного одновременно оптимизировали следую-
щие переменные: S— подачу, мм/об; v — скорость резания,
м/мин; h и В — соответственно толщину и ширину режущей пла-
стины, мм; Dc — основной размерный параметр станка, мм
(косвенный показатель жесткости технологической системы); п —
число рабочих, обслуживающих станок.
При оптимизации использовали ЦФ, наиболее важные для
большинства случаев черновой и получистовой одноинструментной
обработки деталей на тяжелых станках, когда замену инстру-
мента производят после его отказа. Так как на тяжелых станках
обработка одной детали обычно занимает несколько смен, целе-
сообразно большинство ЦФ определять в расчете на обработку
единицы площади обрабатываемой поверхности детали.
Показателем производительности обработки служило время
обработку единицы площади tmF с учетом Тв — полного времени
восстановления технологической системы, связанного с инстру-
ментом: /
I ^ = -^(1+-^-): тв = тс + тлРл-,
'	pa==CpW^ln\	(2.26)
где Пр — производительность процесса резания; Тс — основная
часть времени на смену инструмента, мин; Тд — дополнительная
79
часть времени, связанная со сменой инструмента, мин; Рд —
вероятность затрат времени Тд; Ср — коэффициент, зависящий
от технических и организационных факторов; — коэффициент
вариации стойкости; Тс « /в [см. (1.5)]; Тд — время на заточку
инструмента, хождение в ИРК, вырубку частиц твердого сплава,
внедрившихся в деталь при поломке резца, и т. д. В него не входит
время, связанное с прямыми простоями или отклонениями от
норм эксплуатации инструмента. Предполагается, что инстру-
мент затачивают централизованно, но на отдельных операциях
в процессе наладки возникает потребность в подтачивании.
При определении большинства ЦФ используют зависимость
числа периодов стойкости К от подачи и других факторов, обус-
ловленную процессом разрушения инструмента, и зависимость
периода стойкости Т от скорости резания, обусловленную про-
цессом изнашивания инструмента.
Первая зависимость с учетом [59] имеет вид
К = (CsDzchrBp/Sy,m>,	(2.27)
где С8 — коэффициент, зависящий от материала заготовки и
других факторов.
К, как показатель прочности инструмента, в данных условиях
влияет на средний период стойкости с учетом времени Т разруше-
ния инструмента:
т = ТлСтКтт; Ти = (C0/oS41/'n°,	(2.28)
где Тп — период стойкости инструмента до изнашивания, мин;
СтК™7 — коэффициент, показывающий уменьшение среднего пе-
риода стойкости в связи с разрушением части инструментов до
изнашивания; Cv — коэффициент, зависящий от материала заго-
товки и других факторов.
Зависимость коэффициента вариации периода стойкости от К
принята по формуле (2.9).
-Установлено, что на тяжелых универсальных станках, в том
числе на станках с ЧПУ, важной ЦФ является напряженность
труда, которая обусловливается отношением ручного и машинного
времени при наличии ограничений на стойкость [25]. С учетом
выполненного анализа принимаем
Н = (Тв/Т) Пф%.	I (2.29)
где т|ф — коэффициент тяжести физического труда; т|п^— коэф-
фициент тяжести психофизиологической нагрузки; ;
Пф = СфО:ф/п“*; Tin = CnW"avnDzca /пп,
где Сф — коэффициент, зависящий от способа крепления! в кон-
струкции инструмента; Сп — коэффициент, зависящий от удобства
наблюдения.
80
-В связи с тем, что масса режущей пластины крупного резца
на порядок выше, чем масса резца средних размеров, независимо
от стоимости инструмента в качестве ЦФ следует принимать удель-
ный расход твердого сплава, г/(мм2-мин),
Rc = lOOM/SvKT; М = mhb.	(2.30)
где Л1 — масса пластины твердого сплава, г; т — масса элемен-
тарного параллелепипеда сечением 1 мм2 и длиной, равной длине
пластины, г.
ЦФ приведенных затрат А рассчитывали по формуле (2.18).
При определении стоимости 1 станко-мин учет всех групп
затрат допустим лишь в тех случаях [43], которые для тяжелых
станков обычно не характерны. При изменении параметров ин-
струмента или режимов резания обычно изменяются только
затраты первой группы, пропорциональные трудоемкости обра-
ботки (зарплата основных рабочих, затраты на электроэнергию
и вспомогательные материалы). Если при увеличении произво-
дительности возможна обработка на данном станке дополнитель-
ных деталей, что бывает относительно редко только при наличии
в цехе большого числа тяжелых станков близких типоразмеров,
изменяются также затраты второй группы (на амортизацию и
ремонт основного оборудования, амортизацию и содержание за-
нятого ими помещения и т. д.). Отметим, что значения Е при учете
только первой группы затрат и при учете всех групп затрат отли-
чаются для тяжелых станков в несколько раз. Поэтому во втором
случае существенно преувеличивается роль первого члена урав-
нения (2.18), т. е. роль производительности. Ниже учитывают
только затраты первой группы.
Стоимость твердого сплава чрезвычайно низка, если не учиты-
вать дефицитность входящих в сплав элементов. Поэтому роль
первого члена уравнения (2.18) будет преувеличена по сравнению
со вторым. В качестве основного варианта ниже учитывают стои-
мость сплава группы МС (Москва—Сандвик), которая ориенти-
ровочно в 5 раз выше стоимости сплава Т5К10.
Существуют различные подходы к решению многокритериаль-
ных задач [19].
Используемая система ДИСО/ПК—МКНЛП осуществляет
поиск Парето-оптимальных оценок либо заданием опорной точки
(находится ближайшая к ней Парето-оптимальная оценка), либо
весов различных критериев. Система позволяет находить после-
довательность Парето-оптимальных оценок, у которых постепенно
улучшаются одни критерии за счет ухудшения других, а также
находить ряд Парето-оптимальных оценок, расположенных между
двумя уже найденными оценками.
Функции постановки задачи должны быть записаны на языке
СИ. Диалог системы с пользователем реализован в виде много-
оконного интерфейса. Набирать программы на терминале не
требуется, необходимо только подвести курсор к полю с желаемым
81
Рис. 2.20.
Множество Парето для ЦФ производи-
тельности (времени обработки) и при-
веденных затрат
Значения оптимизируемых переменных
Рис. 2.21.
Множество Парето для ЦФ производи-
тельности (времени обработки) и на-
пряженности труда:
Значения оптимизируемых переменных
при h = 20 мм, В = 17 мм, D =
= 2000 мм, п = 2
X X в* о	м/об	/мин	h	В	D	п
н	2	S				
				мм		
/,/	2,2	27			1600	
1,2	2,2	27				1
1,3	2,3	26	20	17	2000	
1,4	2,3	26				2
1,5	2,5	25				
2,1	1,1	42	18	12		1
2,2	1,2	42				
2,3	1.6	36	20	17	2000	2
2,4	2,0	30				
2,5	2,3	26				
2,6	2,5	25				
№ точки	S, мм/об	V, м/мин
1	1,2	38
2	1,4	35
3	1,6	33
4	1,9	31
5	2,4	25
6	2,5	25
приказом и нажать клавишу
ввода. Система обеспечивает ви-
зуализацию процесса решения
и найденных Парето-оптималь-
ных оценок.
Система осуществляет не
только поиск оценок из мно-
жества Парето, но и оптимиза-
цию по одной из ЦФ без учета
остальных ЦФ, оптимизацию по свертке с любыми весами, до-
пускает возможность быстрого изменения постоянных и огра-
ничений, а также распечатку необходимой числовой, тексто-
вой и графической информации.
Многокритериальная задача выбора инструмента и режимов
его эксплуатации ставится следующим образом:
00
Д(х)
Я(х)
*с(*)
-> min
(2.31)
82
при ограничениях
Ti<T (х)<Т2;
где х = (S, v, Л, В, Dc, и), а и b — параллелепипедные ограни-
чения.
Ниже приведены результаты оптимизации для обработки де-
тали с отношением максимального диаметра к Dc D/Dc > 0,4
и отношением максимального диаметра к длине детали L/D 10,
изготовленной из конструкционной стали твердостью НВ 230
с глубиной резания 30 мм блочным резцом с механическим
креплением пластины из твердого сплава.
Ниже показаны три множества Парето для комбинаций из
двух ЦФ:
1)	производительность (время обработки /шГ) и затраты А
с учетом стоимости сплава Т5К10 (рис. 2.20, кривая /);
2)	tmF и А с учетом стоимости сплава МС 1465 (кривая 2);
3)	tmF и напряженность труда Н (рис. 2.21).
Для сравнения в табл. 2.11 приведены данные, зарегистриро-
ванные при обработке соответствующих деталей на ПО «Ново-
краматорский машиностроительный завод» (режим выбирал рабо-
чий высокой квалификации, операции хорошо отработаны).
Первое множество охватывает малый диапазон значений ЦФ.
Значения большинства переменных отличаются мало, например
при минимуме затрат подача равна 2,3 мм/об, а при максимуме
производительности 2,5 мм/об.
Второе множество охватывает широкий диапазон значений ЦФ.
Большинство переменных значительно отличаются друг от друга,
например подача при минимуме затрат равна 1,1 мм/об, а при
максимуме производительности 2,5 мм/об.
Рассмотрим точки, соответствующие минимуму затрат для
двух упомянутых множеств. Для первого множества эти точки
практически не отличаются от точек максимума производитель-
ности, т. е. принимая такую цену твердого сплава, мы утвер-
ждали бы доминанту производительности— «количество любой
ценой», причем расход твердого
сплава увеличился бы в 5 раз.
Точка минимума затрат вто-
рого множества отличается от
производственных данных тем,
что на практике применяют не-
сколько большие подачи и мень-
шие скорости резания. Если
принять, что фактические режи-
мы получены интуитивно путем
поиска компромисса между про-
изводительностью (ей пропор-
ционален заработок) и напря-
женностью труда, необходимо
2.11. Режимы резания при обработке
деталей на станках
Детали	Материал детали	S, мм/об	V, мм мин
Вал	35ХНМ	1,21	38
Валок опорный	50ХНМ	1,4	33
Блок рабочий	9ХФ	1,44	31
Примечание, h -= 20 мм,
В — 12 мм, Dc = 2000 мм, п = 2.
83
2.12. Результаты оптимизации обработки детали на тяжелом станке
Вариант	Целевые функции				Переменные параметры					
	«2 ® k. s 3 s Дч? S	Напряжен- ность тру- да Н	Приведен- ные затраты А. 10"3, коп/мм3	Расход твердого сплава г/мм2	Подача S, мм/об	J3 н к О g я О £ S S 8 Л. О О. 2	Толщина пластины h, мм	Ширина пластины В, мм	Основной параметр станка Ь мм		Число рабочих п
1 *	2,17	3,30	0,509	1,21	1,60	39,7	20	17	2000	2
2 *	2,28	1,26	0,284	0,512	1,30	39,7	20	17	2000	2
3 *	2,25	0,94	0,252	0,404	1,25	38,4	20	17	2000	2
4 *	2,58	0,908	0,240	0,353	1,04	42,1	16,9	16	1780	2
5 **	2,76	4,64	0,223	0,404	1,25	38,4	20 •	17	2000	1
6 ***	2,13	0,356	0,203	0,404	1,25	38,4	20	17	2000	1
* Варианты множества Парето.
** Выбранный вариант при дефиците рабочей силы.
*** Выбранный вариант при дефиците рабочей силы с полной централизо-
ванной заточкой и доставкой инструмента на рабочее место.
рассмотреть третье множество. Точки этого множества достаточно
близки к производственным данным, что говорит в пользу выдви-
нутой гипотезы и позволяет считать, что на тяжелых станках,
где ответственность рабочих, напряженность и опасность труда
выше, обязательно необходимо учитывать напряженность тру-
да. Описанный анализ комбинаций из двух ЦФ tmF—А и tulF—
Н является эффективным, но недостаточным. Как с точки зре-
ния народного хозяйства (требования дефицита), так и с точки
зрения рабочего (лимиты на инструмент) необходимо учитывать
удельный расход твердого сплава.
В табл. 2.12 дана часть множества Парето — результат оп-
тимизации одновременно для четырех ЦФ. Для облегчения анализа
рассчитаны относительные значения ЦФ (по сравнению с мини-
мальными в таблице).
Если принять целесообразность компромисса с примерно рав-
ными потерями в значениях целевых функций, то лучшим будет
вариант 3 (для варианта 2 и особенно для варианта 1 имеет место
значительное увеличение Н, А и Rc, а варианта 4 — увеличение
tmF). Выбранная точка является наиболее близкой к реально
применяемым значениям переменных, но обеспечивает несколько
большую производительность процесса резания. Ясно, что при
необходимости еще большего повышения производительности це-
лесообразно выбрать вариант 2, а при дефиците в твердом сплаве —
вариант 4.
Анализируя данные рисунков и таблицы, можно сделать вы-
вод о том, что размер станка должен быть минимальным (из до-
пускающих установку детали данного размера) или ближайшим
большим; число рабочих, обслуживающих станок, при существую-
84
щем уровне организации труда равным двум. Если в связи с не-
хваткой рабочих принять решение о работе без подручного, на-
пряженность труда по сравнению с вариантом 3 значительно
возрастет и упадет производительность (вариант 5). Чтобы ком-
пенсировать эти потери, требуется внедрение новой системы ин-
струментообеспечения с доставкой инструмента на рабочее место
(вариант 6). Это было учтено при разработке мероприятий по по-
вышению эффективности обработки деталей на тяжелых станках
ПО «НКМЗ».
Полученные данные свидетельствуют о том, что оптимальные
размеры пластины твердого сплава во многих случаях близки
к размерам пластин, установленным для резцов, разработанных
ранее. Однако для других случаев требуются пластины облегчен-
ной серии. Это было учтено при подготовке проекта новых тех-
нических условий на пластины для тяжелого резания.
Результаты оптимизации показали, что исходные положения,
принятые при определении стоимости 1 станко-мин и стоимости
инструмента, дают возможность поиска приемлемого для произ-
водства компромисса между ЦФ. Поэтому в тех случаях, когда
используют отечественные твердые сплавы, целесообразно при
экономических расчетах брать стоимость сплава как произведе-
ние стоимости по прейскуранту на коэффициент дефицитности,
например, для тяжелых станков равный 5.
Таким образом, предложенная методика многокритериальной
оптимизации основных параметров, характеризующих все эле-
менты технологической системы (инструмент, режимы резания,
станок и человек) с использованием персональных компьютеров
и новой диалоговой системы программ позволяет успешно решать
многие организационные и технические задачи.
Сменные твердосплавные пластины
• и их крепление
3.1.	Форма пластин
Для режущего инструмента используют большое
количество форм и размеров сменных пластин, которые можно
разделить на две группы: сменные многогранные пластины не-
перетачиваемые (СМП) и перетачиваемые (СПП). При рассмотре-
нии сменных многогранных пластин необходимо пользоваться
классификацией и обозначениями по ГОСТ 19042—80 «Пластины
сменные многогранные твердосплавные. Классификация. Система
обозначений. Формы». Наиболее распространенные формы много-
гранных пластин в плане и рациональные области их применения
приведены в табл. 3.1.
При увеличении числа граней, т. е. при переходе от трехгран-
ной к квадратной, далее к пятигранной пластине и т. д. вплоть
до круга, увеличивается угол при вершине в плане 8 и растет
прочность пластины. Пластину с большим числом граней чаще
устанавливают под меньшим главным углом в плане <р, что умень-
шает толщину среза и снижает вероятность разрушения и интен-
сивность изнашивания инструмента. Поэтому с точки зрения проч-
ности и износостойкости (соответственно подачи и скорости реза-
ния) целесообразно применять пластины с большим числом гра-
ней. Кроме того при этом увеличивается число переустановок
и уменьшается удельный расход твердого сплава.
Уменьшение же угла ср, а также вспомогательного угла в пла-
не снижает виброустойчивость инструмента и, следовательно,
максимально допустимую глубину резания imax- Эксперимен-
тально получены следующие поправочные коэффициенты на па-
раметры режимов резания:
Чах = (ф/бО)0'8;	(3.1)
ks = (60/<p)*s (e/90)s's;	(3.2)
£„ = (60/<р)*»(е/90)Ч	(3.3)
где xs = 0,5; ys = 0,3; х0 = 0,25; yv = 0,15.
Виброустойчивость технологической системы, и в частности
инструмента, влияет не только на fmax. Снижение виброустойчи-
вости уменьшает положительное влияние угла <р на прочность и
86
3.1.	Форма сменных многогранных пластин и области их применения
(оценка в баллах)
Вид в плане	Обозна- чение	Число лезвий	Обтачивание, подрезка				Рас- тачи- вание
			черновое и получистовое			чисто- вое	черно- вое и чи- стовое
			Сталь кон- струкцион- ная	Сталь кор- розионно- стойкая	Чугун	Все Мате- риалы	
			а	б	а	б	а | б	а	а и б
Передняя поверхность, плоская пластина без заднего угла
	TNUN	6	2	0	2	1	4	2	5	2
	SNUN	8	3	1	2	1	4	3	5	1
у	CNUN	4/8 *	3	1/2 *	2	1/2 *	4/5 *	3/4 *	5	2
о	PNUN	10	3	2	2	1	5	4	4	0
	RNUN	—	2	3	0	1	3	3	3	0
/о\	TNUA	6	1	2	0	0	4	3	0	1
	WNUA	6	1	2	0	0	4	3	0	0
о	SNUA	8	1	2	0	0	5	4	0	0
	CNUA	4/8	1	2	0	0	5	4/5 *	0	1
0	DNMA	4	0	0	0	0	4	3	1	2
	PNUA	10	1	2	0	0	5	5	0	0
£р}	HNUA	12	1	2	0	0	5	5	0	0
©	RNMA	—	0	1	0	0	2	3	0	0
87
Продолжение табл. 3.1
Вид в плане	Обозна- чение	Число лезвий	Обтачивание, подрезка				Рас- тачи- вание
			черновое и получистовое			чисто- вое		черно- вое и чи- стовое
			Сталь кон- струкцион- ная	Сталь кор- розионно- стойкая	Чугун	Все мате- риалы	
			а | б	а | б	а | б	а	| а и б
То же с задним углом
	TPUN	3	1	0	2	0	4	3	3	4
	SPUN	4	2	1	2	1	5	4	4	4
	Пер	едняя	пове{	)ХНОСТ	ь фас	онная				
Л	TPGR	3	2	1	3	2	4	3	5	5
j	SPGR	4	3	2	4	3	5	4	5	5
р j	SPMG	4	5	5	2	3	4	4	' 1	0
о	PPMG	5	5	5	2	3	4	4	2	0
	HPMG	6	5	5	2	3	4	4	3	0
	KNUX	2	4	3	5	4	4	4	3	2
&	TNUM	3	3	2	3	2	3	2	3	3
А	TNMG	6	2	1	2	1	2	1	4	3
О	SNUM	4	4	3	4	3	4	3	2	2
о	SNMG	8	3	2	3	2	3	2	3	2
0	CNUM	2/4 *	4/5 *	3/4 *	4/5*	3/4 *	4	3	2	2
0	CNMG	4/8 *	2/3 *	1/2 *	2/3 *	1/2 *	3	2	2	3
88
Продолжение табл. 3.1
					Обтачивание, подрезка							Рас- тачи- вание
Вид	в плане		Обозна- чение	1сло лезвий	черновое и получистовое						чисто- вое	черно- вое и чи- стовое
					Сталь кон- струкцион- ная		Сталь кор- розионно- стойкая		Чугун		Все мате- риалы	
				сг	а	б	а	б	а	б	а	а и б
			DNMM	2	2	1	2	1	3	2	2	3
0			DNMG	4	1	0	1	0	2	1	4	4
			PNUM	5	5	4	3	4	4	4	3	0
			HNUM	6	5	4	2	3	4	4	4	0
@			RNUM	—	5	5	2	3	3	3	4	0
А			ТСММ	3	1	0	2	0	1	0	3	4
	О		SCMM	4	2	1	2	1	2	1	4	5
												
	©		ссмм	2/4 *	2/3 *	1	2	1	2	1	4	5
			DCMM	2	1	0	1	0	1	0	2	5
©			RCMM	—	2	1	2	1	0	0	4	4
Примечание, а — непрерывное резание; б — прерывистое резание.
* В числителе приведены значения при использовании пластин с острым
углом при вершине е, в знаменателе — при использовании пластин с острым и
тупым углом при вершине.
износостойкость (см. гл. 2), а повышение виброустойчивости
усиливает это положительное влияние. Так, при низкой вибро-
устойчивости xs — 0,4 и хр = 0,15, а при высокой х8 = 0,7 и
х0 = 0,35.
Пластины с малым числом граней приходится применять при
точении до упора и контурной обработке. В последнем случае
необходимо, чтобы угол ф был больше 3—5°.
89
Для улучшения чистоты поверхности выгодно применять пла-
стины с большим числом граней или круглые, но при этом увели-
чивается радиальная составляющая силы резания, что может сни-
зить точность обработки, особенно при низкой жесткости техно-
логической системы. Вопрос о способе крепления пластин будет
рассмотрен особо. Однако здесь необходимо указать на связь
надежности крепления с формой пластин в плане. Более жестко
крепятся пластины при их «зажиме в угол», т. е. в глухие гнезда
державок, где базирование пластины осуществляется не на одну
плоскость, а на две, причем крепление более надежно, если угол
между плоскостями менее 90°. В этом отношении предпочтение
следует отдавать четырехгранным и особенно параллелограммным
и ромбическим пластинам. Инструмент с трехгранной пластиной
более надежен, если последняя крепится в угол. Ромбические
пластины особенно эффективны в тех случаях, когда на произ-
водстве имеются державки с различными значениями угла <р
для использования ромбической пластины с острым и тупым
углами.
При выборе радиуса при вершине г также следует учитывать,
что с увеличением г повышается прочность, износостойкость,
чистота поверхности, но снижается виброустойчивость инстру-
мента и увеличивается сила Ру.
Для режущих пластин согласно ГОСТ 19042—80 предусмо-
трено 11 классов допусков. Выбор соответствующего класса имеет
особое значение для многолезвийного инструмента, используемого
при контурных работах.
При выборе формы передней поверхности режущей пластины
необходимо учитывать, с одной стороны, получение оптимальных
значений переднего угла режущего лезвия, переднего угла на
фаске и ширины фаски, обеспечивающих высокую износостой-
кость, прочность и виброустойчивость инструмента, а с другой —
гарантирование дробления стружки при данных условиях об-
работки.
Морфологический анализ различных форм передних поверх-
ностей позволяет сгруппировать конструкции пластин по опре-
деленным признакам, установить удобные обозначения. Напри-
мер, этот анализ может быть основан на изучении сочетаний выемок
и выступов, их числа, а также формы в плане и в сечении. Некото-
рые характерные формы передних поверхностей пластин пред-
ставлены на рис. 3.1. Наиболее простыми являются одинарные
канавки с постоянным профилем в сечении вдоль режущей кромки
(рис. 3.1, а). Такие канавки не обеспечивают надежного дробления
стружки в достаточно широком диапазоне глубин резания и по-
дач. Поэтому в последнее время чаще применяют более сложные
передние поверхности. Так, расширяющаяся (в направлении от
вершины вдоль лезвия) канавка при увеличении глубины резания
обеспечивает увеличение пространства для размещения стружки
(рис. 3.1, б). При этом диапазон возможных глубин резания уве-
90
е)	ж)	з)
Рис. 3.1.
Формы передних поверхностей СМП в плане
личивается и вероятность попадания стружки на обработанную
поверхность уменьшается. Канавка с перемычкой у вершины
(рис. 3.1, в) обеспечивает дробление стружки при работе с малыми
глубинами резания. При упрощенной форме канавки (см.
рис. 3.1, а) стружка попадает из канавки, расположенной вдоль
главного режущего лезвия, в канавку вдоль вспомогательного
лезвия и дробления стружки не происходит.
Наличие двойной или тройной канавки (рис. 3.1, г) обеспе-
чивает расширение диапазона значений возможных глубин и по-
дач. При малых сечениях среза работает первая канавка, при
больших — вторая и т. д. Еще лучшие условия для дробления
стружки при переменных глубинах резания обеспечивает перед-
няя поверхность с несколькими канавками, сужающимися у вер-
шины (см. рис. 3.1, 3). Для надежного дробления стружки при
малых глубинах резания можно применять пластины с канавкой
и выступом или пластины с выемкой у вершины (рис. 3.1, е).
Выступы и выемки на пластине можно делать и без продольных
канавок (рис. 3.1, ж). В данном случае выбор передней поверх-
ности с выемкой или выступом у вершины определяется необхо-
димой прочностью инструмента. Пластины с выемками применяют
при более легких условиях обработки, а с выступами — при бо-
лее тяжелых. Наличие нескольких выступов и выемок или их
сочетание с канавкой (рис. 3.1, з) создает на стружке ребра жест-
кости. Это делает стружку более прочной, но одновременно и
более хрупкой, что способствует ее дроблению.
В последнее время появились пластины с волнистой режущей
кромкой (рис. 3.1, и), которые при угле <р < 45° надежно дробят
стружку и обеспечивают повышение виброустойчивости инстру-
мента.
91
a)	ff)
в)
Рис. 3.2.
Формы передних поверхностей СМП в нормальном сечении
В сечении канавки могут иметь вид дуги окружности
(рис. 3.2, а), отрезка прямой, сопряженной с дугой (рис. 3.2, б),
или состоять из нескольких отрезков прямых или криволинейных
образующих или их сочетаний (рис. 3.2, в). При этом режущая
кромка может быть ниже, на одном уровне или выше плоскости
центрального участка пластины (соответственно см. рис. 3.2, а,
б, а).
3.2.	Схемы крепления пластин и типы
конструкций
Конструкция инструмента с СМП и СПП и основ-
ные показатели его качества в значительной мере определяются
совместным влиянием формы пластины в поперечном сечении
и схемы ее крепления и базирования. Эту совокупность мы будем
называть типом конструкции (табл. 3.2).
В поперечном сечении пластины могут иметь прямоугольную
или более сложную форму. Возможна прямоугольная форма
с выступом, удерживающим пластину от смещения. Часто преду-
сматриваются отверстия, уступы, выемки для крепления, причем
отверстия могут быть цилиндрическими, иметь конический или
фасонный участок. Пластины устанавливают радиально (вдоль
передней поверхности) и тангенциально (вдоль задней поверх-
ности).
В зависимости от формы пластины применяют ту или иную
схему крепления, причем для одной и той же формы пластины
возможны различные схемы. Силы могут прижимать пластину
как по опорной (в вертикальном направлении), так и по упорной
(в горизонтальном направлении) поверхностям. Одна из сил
может отсутствовать или быть небольшой (например, если она
является силой трения).
Рассмотрим более подробно различные типы конструкций.
На рис. 3.3 представлены конструктивные варианты крепле-
ния режущей пластины с отверстием (тип РТ), базирующейся
своим отверстием на неподвижной штифт. Высокая технологич-
ность этих конструкций в значительной мере способствовала
их широкому применению. Режущие пластины закрепляют путем
заклинивания их между штифтом и упорной боковой поверхностью
гнезда державки. На рис. 3.3, а показана одна из первых кон-
струкций ВНИИ. При перемещении клина по боковой поверх-
92
3.2. Типы конструкции инструмента
Крепежная поверхность	Форма пла- стины в по- перечном се- чении и ее обозначение		Обозначение схемы крепления и типа базовой поверхности в направлении сил крепления *									
				>-		1			=►		—=►			
			а	б 1	а	б	а	б	а	б	а	б
			Р	V 1	R	т	М	W	К	L	С	D
Отверстие: цилиндри- ческое фасонное	Толщи р S		на пл РР	астж PV	чы ме PR	ньше РТ	ШИ РМ SM	рины PW SW	—	—	—	—
Выемка со стороны передней по- верхности	и Л	/	—	—	—	—	NM	—	—	—	—	—
Плоская	4	УЛ	—	—	—	—	—	—	ск	CL	сс	CD
Толщина пластины больше ширины
Отверстие: цилиндри- ческое со стороны задней по- верхности фасонное		2 /Г			—			LM		кк	KL	КС	KD
		Z.											
Плоская		т		ТР	TV	—	—	—	—	—	—	тс	TD
93
Продолжение табл. 3.2
Выемка:
со стороны
опорной по-
верхности
MP MV MR МТ
со стороны
боковой по-
верхности
IV
WP
WV
WR
WT
ZM ZW
со стороны
упорной по-
верхности
НМ HW
V-образная
со стороны
передней
поверхности
—	—	—	—	VM	VW	—	—	—	—
												хк						
Примечание. Пластины VM, VW и ХК — имеют V-образную опорную
поверхность, остальные—плоскую опорную поверхность.
* Длинная стрелка — направление основной силы крепления; короткая —
направление дополнительной силы крепления, возникающей за счет трения
зажимного элемента о пластину; а — базовая поверхность неподвижная; б —
базовая поверхность подвижная.
94
ности пластины за счет сил трения возникает возможность обра-
зования зазора в опорной зоне под режущей кромкой.
Для снижения этого отрицательного эффекта фирмой «Сандвик
Коромант» (Швеция) разработана конструкция (рис. 3.3, б),
в которой на клиновом элементе предусмотрен упорный выступ,
расположенный со стороны режущей пластины и контактирующий
с опорной поверхностью гнезда державки. Недостатком конструк-
ции является то, что контактирующий с боковой поверхностью
пластины участок клинового элемента в момент закрепления
приподнимается, увлекая за собой режущую пластину и снижая
при этом надежность базирования режущей пластины. Для устра-
нения этого недостатка в конструкции [А. с. 889289 (СССР)],
показанной на рис. 3.3, а, на опорной поверхности гнезда дер-
жавки, контактирующей с выступом клинового элемента, выпол-
нен скос в сторону режущей пластины. В данном случае при
закреплении скошеный участок позволяет компенсировать при-
поднимание режущей пластины, вызванное опрокидыванием кли-
нового элемента при закреплении.
На рис. 3.3, г показана конструкция с перемещением клино-
вого элемента параллельно опорной поверхности режущей пла-
стины (тип PV), разработанная фирмой «Фагерст Секо» (Швеция).
В ней предусмотрен клин с коническим отверстием, превышаю-
щим по диаметру средний диаметр конического участка головки
винта. Под действием головки винта клин перемещается в плоско-
сти вдоль упорной поверхности режущей пластины, обеспечивая
при этом гарантированное контактирование клина с режущей
пластиной.
95
Рис. 3.4.
Узлы креплений СМП типа PW
Все рассмотренные крепления обладают существенным недо-
статком: отсутствием надежного прижима режущей пластины
к опорной поверхности.
Более рациональными являются конструкции типа PW с одно-
временным зажимом режущей пластины как со стороны упорной,
так и со стороны передней поверхности. На рис. 3.4, а показана
конструкция с креплением пластины клином-прихватом; закли-
нивание и прижим производится одним элементом.
Одной из разновидностей этого типа является модернизиро-
ванное крепление (рис. 3.4, б), разработанное ВНИИ, которое
широко применяют в нашей стране. Клин-прихват размещен
в наклонном пазу державки, что улучшает его ориентацию и
надежность крепления.
Заслуживает внимания способ крепления пластин, при кото-
ром одновременное прижатие режущей пластины к штифту и по
опорной поверхности осуществляется отдельными крепежными
элементами. На рис. 3.4, в показан узел крепления пластины
[А. с. 780970 (СССР) ] прихватом, снабженным клиновым высту-
пом, взаимодействующим с промежуточным элементом, располо-
женным между боковой поверхностью пластины и выступом.
Конструкции пластин типа PV, PT, PW применяют на резцах
с рабочей высотой 16—32 мм для получистовой обработки. Они
имеют пониженную жесткость за счет использования подвижных
упорных баз и низкую точность положения вершины резца
в связи с базированием пластин по поверхности отверстия.
Наиболее широко распространены другие типы конструк-
ций — с базированием режущих пластин с отверстием в закрытом
гнезде державки. Основным зажимным узлом является подвиж-
ной элемент, контактирующий с отверстием пластины. Различают
два конструктивных варианта узлов крепления: с неподвижной
опорной базой и подвижным штифтом и с подвижной опорной
базой и неподвижным штифтом.
Рассмотрим первый вариант крепления. С этой целью проведен
морфологический анализ узлов крепления режущих пластин
96
Рис. 3,5.
Узлы креплений СМП:
с » тип РР; б, в & тип PR
подвижным зажимным элементом — качающимся штифтом. Эф-
фективность этого крепления обусловлена действием сил, их
направлением и местом приложения. На рис. 3.5, б показана схема
нагружения качающегося штифта. Штифт — это рычаг, имеющий
три участка поперечного нагружения: верхний (режущая пла-
стина), средний и нижний. На эти участки действуют активные Р
и реактивные R силы. Кроме того, штифт может иметь две степени
свободы: осевое перемещение и вращение.
Морфологическая карта конструкций типов SM, РР, PR,
в основу которой положены схемы нагружения качающегося
штифта, приведена в табл. 3.3. На карте показаны возможные
схемы нагружения штифта активными Р и реактивными R си-
J.J. Морфологическая карта узлов креплений СМП с отверстием
4 ГЛ. Хает и др.
97
лами. Порядок размещения схем нагружения штифта в морфоло-
гической карте обусловлен влиянием расположения активной
силы на надежность закрепления режущей пластины. Чем ближе
точка приложения активной силы к месту контакта штифта с ре-
жущей пластиной, тем выше жесткость крепления, что имеет осо-
бенно большое значение при работе инструмента при переменных
нагрузках. Прижим по опорной плоскости может возникать за
счет осевого перемещения штифта.
Рассмотрим подробнее некоторые типы крепления, которые
приведены на рис. 3.5. В настоящее время широко применяют
рычажный механизм крепления посредством качающегося L-образ-
ного элемента (рис. 3.5, а). Достоинством его является простота
и удобство обслуживания, недостатком — повышенная трудоем-
кость изготовления, отсутствие силы, прижимающей режущую
пластину к опорной плоскости.
Осевое перемещение штифта вызывает дополнительную силу
крепления, направленную в сторону опорной поверхности. При
закреплении пластины с цилиндрическим отверстием эта сила
возникает за счет трения между штифтом и поверхностью отвер-
стия в пластине. Рассмотрим несколько примеров исполнения
конструкции типа PR. В данном случае штифт может переме-
щаться в осевом направлении с вращением и без вращения. На
рис. 3.5, б, в даны варианты о вращением штифта. Наиболее из-
вестен вариант конструкции типа PR (рис. 3.5, б). Режущая пла-
стина крепится посредством осевого перемещения конического
участка винта, контактирующего с коническим участком отвер-
стия державки. При этом ось конического участка отверстия
державки смещена в сторону упорных поверхностей гнезда пла-
стины. Качание винта осуществляется за счет зазора в резьбовом
соединении или за счет бочкообразной формы резьбового участка
винта.
Для повышения надежности резцов опорную пластину допол-
нительно крепят. На рис. 3.5, в показана конструкция узла креп-
ления о одновременным зажимом режущей и опорной пластины
[А. с. 787141 (СССР)]. Это достигается тем, что в отверстии кор-
пуса установлена упорная втулка, на которой расположена опор-
ная пластина с отверстием, а винт своим коническим участком кон-
тактирует с коническим участком отверстия опорной пластины.
При этом происходит надежное закрепление как режущей, так и
опорной пластин. Исследования показали, что в этом случае проч-
ность резцов возрастает на 10—15 % по сравнению с конструк-
циями, в которых опорная пластина специально не закреплена.
Достоинством этих узлов креплений является их высокая
технологичность, малое число комплектующих деталей, простота
эксплуатации, недостатком — низкая долговечность присоеди-
нительных гнезд под ключ за счет их ограниченных размеров.
Для тяжелых условий эксплуатации, а также при высоких
требованиях к стабильности работы инструмента целесообразно
98
a)	5)	'	6)
Рис. 3.6.
Узлы креплений СМП типа
сочетать значительные силы, действующие на опорную и упорную
поверхности, с наличием неподвижной упорной базы.
В одном из первых резцов (рис. 3.6, а) с механическим креп-
лением СМП зажим пластины осуществляется «косой тягой».
При перемещении головка тяги смещается в сторону упорных по-
верхностей, за счет чего и происходит закрепление режущей
пластины. Конструкция имеет два гнезда под ключ, что особенно
важно при работе в многорезцовых наладках.
Одной из разновидностей этой конструкции является узел
крепления, разработанный фирмой «Имперо» (Италия) (рис. 3.6, б),
особенностью которого является дополнительная возможность
качания косой тяги, что сокращает время на смену инструмента.
Рассмотренные узлы крепления при видимой их простоте обла-
дают достаточно высокой трудоемкостью изготовления.
На рис. 3.6, в показана конструкция резца [А. с. 1222425
(СССР) 1, узел крепления которого состоит из качающегося штифта,
сопряженного со сферическим элементом. При перемещении
штифта гайкой сферический элемент контактирует со скошенным
участком штифта, выполненным в виде цилиндрического паза,
образующая которого расположена под углом к оси штифта.
Вследствие этого штифт отклоняется в сторону упорных поверх-
ностей и закрепляет режущую пластину.
Такие типы крепления обладают довольно высокой надеж-
ностью закрепления. Конструктивным недостатком является сме-
щение места контакта штифта с пластиной к опорной поверхности,
что приводит к сколам пластины из твердого сплава вдоль опорной
поверхности.
Этот недостаток устранен в конструкции инструмента, обра-
зующая головки качающегося штифта которого выполнена по
эвольвенте [А. с. 848156 (СССР)]. Такое техническое решение
позволяет стабилизировать зажим режущей пластины за счет
фиксированного места приложения зажимающей нагрузки на
пластину при осевом перемещении качающегося штифта. Уста-
новлено, что наиболее благоприятным местом контакта штифта
с поверхностью отверстия режущей пластины является участок,
4*	99
Рис. 3.7.
Узлы креплений СМП типа РР (базирование на подвижной опорной вставке)
расположенный на расстоянии 1/3 высоты пластины от опорной
поверхности. Такое положение места контакта создает положи-
тельный момент сил, прижимающий режущую пластину по опор-
ной поверхности под режущей кромкой, и устраняет возможность
скола пластины в зоне ее контакта со штифтом.
Во втором варианте узлов крепления режущих пластин с от-
верстием, размещенным на подвижных опорных базах, основным
элементом является подвижная вставка, при перемещении кото-
рой штифт, входящий в отверстие режущей пластины, прижи-
мает последнюю к упорным базам (конструкции типа РР). Приме-
ром такой конструкции может быть резец, показанный на
рис. 3.7, а. Под действием винта смещается подвижная вставка
с установленной на ней режущей пластиной в сторону упорных
поверхностей до полного закрепления пластины.
Существуют узлы крепления этого типа, которые охватывают
устройства с заклинивающими механизмами [61 ]. Резец имеет
подвижной элемент с пазом, в котором расположен выступ кор-
пуса (рис. 3.7, б). Выступ и паз расположены под острым углом
к упорной базовой поверхности гнезда корпуса. Зажим режущей
пластины в подвижно элементном резце осуществляется путем
надавливания или легкого удара на подвижный элемент вдоль
его паза. За счет наличия угла между упорной базой и пазом
режущая пластина закрепляется. Эти конструкции обладают
существенными недостатками, такими, как отсутствие стабиль-
ного положения вершины, пониженная виброустойчивость узла
крепления.
Для повышения надежности закрепления режущей пластины
с отверстием применяют узел крепления с двойным прижимом
как со стороны отверстия, так и со стороны передней поверхности
(тип РМ). В отличие от конструкций, которые были показаны
ранее (см. рис. 3.6), в данной конструкции вертикальная и гори-
зонтальная силы распределены равномерно.
На рис. 3.8, а приведена конструкция с одновременным креп-
лением качающимся штифтом и прихватом. Режущая пластина
закреплена следующим образом. При завинчивании зажи^ног^
винта происходит контакт скошенного участка гайки с'жачрй?
щимся штифтом через промежуточные элементы-шарики. ырр[
100
Рис. 3.8.
Узлы креплений СМП ти-
па РМ
этом пластина прижимается со стороны передней поверхности
прихватом.
Использование подвижной опорной вставки и прихвата реа-
лизовано в узле крепления фирмы «Крупп Видиа» (ФРГ)
(рис. 3.8, 6). При закреплении прихват одновременно прижимает
одним концом режущую пластину, вторым надавливает на шток,
который в свою очередь перемещает подвижную вставку со штиф-
зм в сторону упорных поверхностей гнезда корпуса. Достоин-
ством инструмента является его высокая надежность; существен-
ным недостатком—большое число деталей крепления, высокая
трудоемкость изготовления.
Особое внимание уделяют типу крепления SM с использова-
нием режущих пластин с коническим или фасонным участком
отверстия. Малые габаритные размеры, простота конструкции
и надежность обеспечивают возможность применения его как
в легких, так и в тяжелых условиях резания, причем в широком
размерном ряду резцов. На рис. 3.9, а показана конструкция узла,
предназначенная в основном для малогабаритных инструментов
[А. с. 1006075 (СССР)]. При затягивании винта резьбовой уча-
сток стержня и его цилиндрический хвостик взаимодействуют с со-
ответствующими участками отверстия державки. В результате
взаимного смещения осей отверстия режущих пластин и отверстия
в гнезде под винт коническая головка винта, взаимодействуя
с коническим участком отверстия пластины, поджимает пластину
к базовым упорным поверхностям. При этом происходит качание
резьбовой части винта за счет радиального зазора этого соедине-
ния. Пружинящая шейка обеспечивает необходимую упругость
Рис. 3.9.
Узлы креплений СМП с коническим или фасонным участком отверстия пластины
(тип SM)
101
Рис. ЗЛО.
Узлы крепления СМП без отверстия
винта для закрепления режущей пластины и предохраняет резь-
бовое соединение от пластического деформирования.
Применение конструкции типа SM в резцах, работающих
в тяжелых условиях [А. с. 844132 (СССР)], показано на рис. 3.9, б.
Узел крепления режущей пластины состоит из штифта со сфери-
ческой головкой и гайки. Для создания дополнительных сил
закрепления в тяжелых условиях резания в корпусе установлена
втулка из материала с высоким коэффициентом линейного расши-
рения. В процессе работы за счет разности линейного удлинения
корпуса и втулки происходит дополнительное прижатие режущей
пластины. Конструкции инструмента с пластинами типа SM
являются наиболее универсальными, имеют высокую надежность
и в будущем область их применения будет значительно расширена.
Анализ узлов крепления горизонтально расположенных пла-
стин с отверстием можно распространить на узлы крепления
с вертикальным расположением пластин.
Из наиболее интересных узлов крепления вертикально распо-
ложенных пластин (тип LM) следует отметить конструкцию
фирмы «Хертель» (ФРГ). На рис. 3.9, в показан резец с крепле-
нием режущей пластины с коническим участком отверстия за-
жимным элементом в виде изогнутой тяги со сферической голов-
кой. При перемещении тяги происходит одновременное прижатие
режущей пластины к упорным и опорной поверхностям гнезда
державки. Это достигается высокой точностью изготовления дета-
лей резца и упругими свойствами изогнутой тяги.
Режущие пластины без отверстия крепят посредством при-
жима со стороны передней поверхности. Различают конструкции
пластин типа СС с одноплечим прихватом, применяемые преиму-
щественно для чистовых операций (рис. 3.10, а), с двуплечим при-
хватом с накладным стружколомом, место прижима которых
значительно приближено к режущей кромке, применяемые пре-
имущественно для получистовых и некоторых видов черновых
операций (рис. 3.10, б), и конструкции пластин типа NM с дву-
плечим прихватом за выемку на пластине, применяемые преиму-
щественно для контурной обработки (рис. 3.10, в).
102
б)
Рис. 3.12.
Узлы креплений специальных пластин
Рис. 3.11.
Узлы креплений пластин с V-образной
опорной поверхностью
Кроме многогранных режущих пластин применяют много спе-
циальных пластин. Эти пластины преимущественно используют
в конструкциях отрезных, прорезных, резьбовых, фасонных рез-
цов, а также в резцах для тяжелых условий резания. Необхо-
димо отметить, что во многих случаях для этих резцов применимы
и многогранные пластины со специальной заточкой, например
канавочные, резьбовые. Однако типы крепления в этих случаях
остаются те же, что были рассмотрены выше (см. табл. 3.3). По-
этому далее рассмотрим типы крепления специальных пластин.
Отрезные резцы, оснащенные режущими перетачиваемыми пла-
стинами, имеют конструкции типа VM с V-образной опорной
поверхностью и прихватом и типа ХС с клиновым креплением
режущей пластины с V-образными направляющими. Примером
является крепление типа VM отрезного резца фирмы «Сандвик
Коромант» (Швеция), показанное на рис. 3.11, а. Пластины
с V-образной опорной поверхностью крепят в гнезде корпуса
пружинным прихватом. Прихват обеспечивает прижим пластины
и при смене пластины его отводят ключом с эллипсовидной го-
ловкой.
На рис. 3.11, б показана конструкция отрезного резца с кли-
новым креплением режущей пластины (тип ХС). Оптимальное
значение угла у клина пластины выбирают исходя из обеспече-
ния полной надежности закрепления пластины из любого твердого
сплава в различных условиях резания и в зависимости от ширины
режущей пластины (у = 10 ... 16°).
103
На рис. 3.12 показаны резцы для тяжелых условий резания.
Режущие пластины этих резцов снабжены крепежными выемками
или уступами. Конструкция резца типа WP для тяжелого контур-
ного точения, разработанная во ВНИИТС, представлена на
рис. 3.12, а. Пластину закрепляют прижимом, входящим в боко-
вую выемку пластины.
Для особо тяжелых условий работы с глубинами резания до
t = 40 мм применяют пластины типа HW с уступом (рис. 3.12, б).
Высокая надежность обеспечивается наличием усиленного при-
хвата-стружколома [А. с. 889287 (СССР)]. По мере изнашивания
пластины и последующих ее переточек регулируют положение
режущей кромки с помощью прокладок.
Для правильного выбора типов конструкции необходимо знать,
как они влияют на различные свойства инструмента. Влияние на
прочность оценивали по результатам ранее выполненных расче-
тов, поляризационно-оптических исследований, лабораторных и
производственных испытаний, а также испытаний, описанных
ниже. Последние проводили методом ступенчато возрастающей
подачи, т. е. путем форсированных лабораторных испытаний.
Опыты проводили при точении заготовок из стали 45 в первой
серии резцами высотой hr — 25 мм при глубине резания 4 мм и
во второй серии резцами hr = 40 мм при глубине 8 мм. Значения
подач S сравнивали со значениями подач S6a3 для резца с гори-
зонтальной напаянной пластиной (базового инструмента), при-
чем в пределах каждой серии масса твердосплавных пластин,
несмотря на их различную форму, была примерно постоянной.
Виброустойчивость определяли по результатам испытаний
при ступенчато возрастающей глубине резания и оценивали по
предельной глубине резания, предшествующей появлению ви-
браций.
Показателем приспособленности к обслуживанию и восстанов-
лению было принято суммарное время восстановления работо-
способности до окончания эксплуатации инструмента, включая
время на поворот, смену и регулирование пластины, смену опоры
и других деталей. Этот показатель определяли хронометражом
по результатам 50—100 измерений.
Кроме того, все свойства определяли с помощью экспертной
оценки по методике, описанной в гл. 1, способохм открытой экс-
пертизы с взаимодействием экспертов, причем в экспертной
комиссии были представлены специалисты заводов, НИИ и вузов,
имеющие большой опыт работы в области конструирования и экс-
плуатации инструмента. Степень согласованности мнений экс-
пертов (после второго тура экспертизы), оцененная по коэффициен-
там вариации, была высокой.
На рис. 3.13 и 3.14 приведены показатели прочности —отно-
сительные значения подач для соответствующих типов конструк-
ций по результатам испытаний и экспертизы. Отметим, что по-
дачи, полученные при этом, достаточно близки друг к другу. Эго
104
Рис. 3.13.
Относительные значения подач для различных типов конструкций инструмента
с горизонтальным расположением пластин:
О — результаты испытаний; X — данные экспертизы; 1 — для резца с горизонтально
напаянной пластиной; 2,3 — влияние вертикальной силы крепления при упоре соот-
ветственно на гнездо державки и на штифт; 4, 5 — влияние суммарной силы крепления
и места ее приложения для нормальной и утолщенной пластины соответственно
дает основание использовать данные экспертной оценки, когда
отсутствуют данные испытаний.
Установлено, что прочность и жесткость инструмента повы-
шается благодаря росту момента сопротивления и момента инер-
ции при переходе от горизонтальной режущей пластины к вер-
тикальной и далее к пластине с уступом. Так, согласно [41 ],
а также нормативам крупнейших предприятий тяжелого машино-
строения разрушающая подача для резцов с вертикальной пла-
стиной больше в 1,3—1,6 раз подачи для резцов с горизонтальной
пластиной, а подача, рекомендуемая для рациональной эксплуа-
тации, — в среднем в 1,25 раза. Еще большую прочность имеют
пластины с уступом [55], что обеспечивает рост подачи в 1,3—
1,45 раза (см. тип HW на рис. 3.14). Отметим, что наличие отвер-
стия уменьшает прочность. При равной толщине и равноценной
схеме сил крепления сквозное отверстие уменьшает подачу при-
мерно на 25 %. Выемки в пластине могут уменьшать прочность,
если они вызывают концентрацию напряжений или ослабляют
пластину у вершины резца.
Из размерных параметров наибольшее влияние на прочность
инструмента оказывает толщина пластины. Для черновых резцов
105
J /5 баз
Рис. 3.14.
Относительные значения подач для различных типов конструкций инструмента
с вертикальным расположением пластин и специальных пластин с уступом:
О — результаты испытаний; X — данные экспертизы; 1 — для резца о вертикально
напаянной пластиной; 2, 3 — влияние силы крепления горизонтальной и вертикальной
соответственно; 4 — влияние положения упорной поверхности
с радиально установленной пластиной, работающих в тяжелых
и особо тяжелых условиях, существует зависимость
*S = (W’66>	(3.4)
где ks — поправочный коэффициент на подачу; h—толщина
пластины, мм; hQ — предельная толщина, после которой проч-
ность существенно не увеличивается (обычно не более 5 %),
причем
Ло = 0,5Я°’75,	(3.5)
где Н — высота державки резца, мм.
По приспособленности к обслуживанию и восстановлению
большинство форм неперетачиваемых пластин мало отличаются
друг от друга. Значительный рост времени замены пластины воз-
можен только для пластин с центральным отверстием, имеющим
коническую часть, если замена пластины требует полного отвин-
чивания гайки или винта. Кроме того, необходимо отметить
преимущество конструкций, узел крепления которых имеет два
106
гнезда под ключ, что значительно повышает ремонтопригодность
инструмента и удобство обслуживания.
В определенных условиях перетачиваемые пластины имеют
значительное преимущество перед неперетачиваемыми по универ-
сальности. Так, в единичном производстве, особенно при широкой
номенклатуре деталей, обрабатываемых на одном и том же станке
(это типичный случай для многих крупных станков), их примене-
ние более рационально из-за необходимости частого изменения
геометрических параметров режущей части.
При креплении пластин без отверстия прихватом важно учи-
тывать следующие обстоятельства. Прочность повышается при
увеличении силы крепления до некоторого предела, поэтому при
переходе от крепления одноплечим прихватом за конец пластины
(тип ОС) к креплению двуплечим прихватом, который обеспечи-
вает большую силу прижима, подача может быть увеличена на
25 %. Дальнейшее увеличение прочности и подачи при черновой
обработке достигается при появлении горизонтальной силы кре-
пления, прижимающей пластину к упорной поверхности (тип
NM).
Тип крепления СМП влияет не только на прочность, но и на
другие свойства инструмента. Быстрота и удобство обслуживания
приведенных типов резцов могут отличаться. Так, время поворота
или замены пластины с центральным отверстием резцов с высотой
hi = 2^ мм колеблется от 15 до 25 с, однако разница в суммарнЪм
временй восстановления работоспособности получается меньше,
а его влияние на общую эффективность конструкции еще меньше.
Анализ схем действия сил при вертикальном закреплении пла-
стин (см. рис. 3.14) подтверждает рассмотренные выше законо-
мерности, хотя степень влияния отдельных факторов может быть
Другой.
Для пластин с отверстием изменение направления силы кре-
пления при переходе от типа КС к типу LM вызывает существен-
ное повышение прочности и подачи. Отметим, что для вертикально
установленных пластин при нестационарных условиях резания
(например, при обдирке с неравномерным припуском, периодиче-
ском выходе резца из металла и т. п.) соотношение горизонталь-
ной и вертикальной составляющих силы резания может резко
изменяться, что при малом значении горизонтальной составля-
ющей силы крепления пластины приводит к вырыву пластины
(происходит опрокидывание пластины в сторону детали). В связи
с этим для вертикально установленных пластин крепление за
отверстие с конической фаской является особенно перспектив-
ным. Но отверстие ослабляет пластину, поэтому рационально
крепить вертикальные пластины за боковые выемки (тип WP).
Недостатком конструкции этого типа является отсутствие при-
жима пластины к опорной поверхности.
При проектировании инструмента принято располагать упор-
ную поверхность выше линии действия горизонтальной силы
107
крепления, что создает момент, прижимающий пластину к опоре
в наиболее важном месте — под вершиной резца. Для пластины
с уступом (тип HW) более высокое расположение упорной поверх-
ности также повышает прочность инструмента.
Многочисленные испытания показали, что резцы различных
конструктивных вариантов, относящихся к одному и тому же
типу конструкций, мало отличаются друг от друга по прочности
и жесткости. Разница в значении рекомендуемой подачи соста-
вляет не более ±5 %.
Необходимо отметить, что низкое качество изготовления пла-
стин может существенно снизить прочность инструмента и эф-
фективность обработки. Особенно важно обеспечить заданную
плоскостность и параллельность опорных поверхностей пластины
и опоры, минимальный вылет режущей пластины и т. д.
3.3.	Оптимизация размерного ряда пластин
Важным вопросом является оптимизация разме-
ров пластин, их типоразмерных рядов. В качестве примера рас-
смотрим оптимизацию пластины для чернового и получистового
точения на тяжелых станках. Основным размерным параметром
пластин можно считать их длину, которая определяет возможную
глубину резания.
Исходными данными для оптимизации являются двумерные
распределения глубины резания t и основного времени /0 ip (/, Q
при работе на тяжелых станках токарной группы (рис. 3.15).
Необходимо найти ряд длин при которых значение соответ-
ствующих ЦФ будет экстремальным. Для упрощения в качестве
ЦФ возьмем только расход твердого сплава Rc и размерный ряд
трех пластин длиной llt 12 и /3, которые соответственно обеспе-
чивают обработку с максимальными глубинами резания t2
и Z3. Будем считать, что Zmin <	< t2 < /3; t3 = Zmax. Жела-
тельно, чтобы резец с соответствующей пластиной работал только
в «своем» диапазоне глубин резания < t < Такое исполь-
зование пластин будем называть адекватным. Однако на практике
смена резца на другой (с другой длиной пластины) будет осуще-
ствляться только в том
случае, если основное вре-
мя перехода будет доста-
точно большим /о > tQ кр.
(Опыт показывает, что /окр
достаточно близко к сред-
ней стойкости инструмен-
та). При меньшем вре-
Рис. 3.15.
Двумерное распределение if (t,
^о)
108
меня резец будет продолжать работать в другом диапазоне
глубин резания. Такое использование пластин будем назы-
вать неадекватным. Тогда объем работы (в долях единицы), при
выполнении которого допускается неадекватное использование,
‘	^тах кр
Д1 = J J Ш t0)dtdt0.	(3.6)
^min mln
Объем работы в долях единицы, при котором использование
пластин будет адекватным,
^тах max
Д2 = J J ш t0)dtdt0.	(3.7)
^mln ^0 кр
Эти формулы значительно упрощаются если учесть, что функ-
ции (/) и /2 Go) являются практически независимыми случай-
ными величинами; тогда распределение можно записать в виде
Ф G. Q = fi (i) h (/о)-	(3-8)
При этом
*°кр
41= J М4)Л0;	(3.9)
।	% mln
I	<0 max
1	J f2(t0)dt0.	(3.10)
*0 кр
Итак, пусть Лх и А2 = 1 — Лх известны, тогда получим

+ Я G2)
h	ii
(1-Л) J h(t)dt + дх J fat)di
^min	*mln
'2	*1	*2
J шdiktat)dt+
*1	^max	4
“F Я Gmax)
^max
(1 + Д1) J tat)dt +
+ Д1 j fat) di j fat) di +
^min	*2
109
t	f
*2	’max
J (.И*
—Ь-,------18--------+ л, f M<)4
fmax	J
Г h (o dt	**
(3.11)
Таким образом, минимизация полученной целевой функции
min <= Rc (/, /0) позволяет определить конкретные размерные
ряды режущих пластин.
На основании математической обработки результатов иссле-
дований плотность распределения глубины при черновой и полу-
чистовой обработке на тяжелых станках токарно-карусельной
группы выражается формулой
1п (/—а)*
1 т = -JriW ’	(ЗЛ2)
ta у 2 л
где t — глубина, мм; о, а — параметры логарифмически нормаль-
ного закона распределения; при обработке статистических дан-
ных БЭИТГС получают о = 0,5 мм, а = 15 мм.
Расход твердого сплава в зависимости от глубины резания вы-
ражается зависимостью
q (0 = 2,2-10-2/2.	I (3.13)
С использованием вычислительной техники нетрудно опти-
мизировать длины пластин при различном их числе в размерном
ряду. Однако с увеличением числа пластин в размерном ряду
возрастает диапазон неадекватного их использования. В табл. 3.4
приведено несколько значений для различных размерных рядов
для различных коэффициентов неадекватности Л2. Минимальное
значение относительного расхода твердого сплава имеет размер-
3.4. Результаты оптимизации размерного ряда пластин
для резцов, применяемых на тяжелых станках
Число пластин в ряду	Коэффици- ент неадек- ватности	Оптимальная длина пластин, мм (при ф = 90°)					Расход твердого сплава, %	Число пластин в ряду	Коэффици- ент неадек- ватности	Оптимальная длина пластин, мм (при ф = 90°)					Расход твердого сплава, %
		/1	/г	/з						/1	/а	1з	/4	^5	
1	0	40	—	—	—	—	100	4	0,4 0,6 0,8	16 17 18	23 24 25	31 31 32	40	—	38 41 43
2	0 0,2 0,4	22 22 23	40	—	—	—	48 50 52								
								5	0,6 0,8 1,0	16 17 18	22 23 24	28 29 29	34	40	39 42 43
3	0,2 0,4 0,6	17 18 19	27 28 29	40	—	—	40 42 42								
ПО
ный ряд из четырех пластин. При этом активная длина режущих
пластин с учетом угла в плане и радиуса при вершине будет сле-
дующая: при <р — 60° li = 21 мм, Z2 — 29 мм, Z3 = 37 мм, Z4 =
= 46 мм, при <р = 90° li = 17 мм, Z2 = 24 мм, Z3 = 31 мм, Z4 =
= 40 мм.
Кроме полученных оптимальных значений длин режущих
пластин был определен объем выполняемой работы каждой пла-
стиной (общий объем черновой и получистовой обработки на
тяжелых станках принят за 100 %): пластина длиной Zx выпол-
няет 45 % объема работы; длиной Z2 — 26 %; длиной Z3 — 17 %;
длиной Z4 — 12 %. При этом масса твердого сплава для пластин
различной длины распределяется следующим образом: для про-
ходных резцов с ф = 60° при li масса твердого сплава составляет
27 %; при Z2 — 25 %; при Z3 — 25 %; при Z4 — 23 %: для про-
ходных упорных и подрезных с ф = 90° при — 32 %; при
12 — 28 %, при Z3 — 25 %; при Z4 — 15 %.
Глава Сборные твердосплавные резцы
4.1.	Система резцов
Рассматриваемая система резцов предназначена
для выполнения всего многообразия различных токарных опера-
ций на станках токарной группы с ручным управлением, автома-
тах, станках с ЧПУ, станках ГПС [34].
По технологическому назначению систему резцов подразделяют
на подсистемы:
для наружного точения, растачивания, нарезания резьб,
канавок и отрезания на станках легких и средних серий;
для работ на тяжелых токарных и карусельных станках;
для специальных работ (резцы для плазменно-механической
обработки, фасонные и др.);
для работ на станках, входящих в ГПМ, на многоцелевых
станках со встроенными роботизированными комплексами с ав-
томатической сменой инструмента, станках гибких производ-
ственных систем.	1
Каждая из подсистем имеет свои специфические особенности,
обусловленные многими факторами, и в первую очередь кон-
струкцией оборудования и его технологическим назначением.
Указанные подсистемы взаимосвязаны, например, они могут иметь
общие элементы.
Система резцов базируется на общих методологических прин-
ципах и предусматривает:
разработку (выбор) надежных с точки зрения виброустойчи-
вости и прочности ’ инструмента методов закрепления сменных
многогранных пластин в державке или блоке, блока в корпусе,
корпуса в резцедержателе;
обеспечение хорошего дробления и отвода стружки из зоны
резания;
достаточно высокую точность позиционирования вершин СМП
(за счет создания точных баз гнезда державки);
высокую ремонтопригодность, в частности быстросменность
и удобство съема и замены СМП (блока);
сокращение (сведение к оптимальному по критериям технико-
экономических показателей промышленного производства и при-
менения) числа методов закрепления СМП в державке;
112
возможность использования всей гаммы форм и размеров СМП
отечественного и зарубежного производства;
соответствие точностных параметров резцов, их присоедини-
тельных частей международным стандартам;
применение прогрессивных технологий изготовления деталей;
технологичность и экономичность изготовления, сбережение мате-
риалов и трудовых ресурсов;
возможность применения составных (напайных, цельных, кле-
еных и т. ni) соединений твердосплавных пластин с блоками
(державками) инструмента в случаях их технико-экономической
эффективности или невозможности конструкторского решения
в сборном варианте (в первую очередь для малых сечений держа-
вок, некоторых расточных и отрезных операций и т. п.).
Описанные ниже подсистемы конструкций резцов созданы на
основе общепринятой в отечественной и мировой практике на-
бора форм державок, их углов в плане для обеспечения всех
операций точения. Например, для наружного точения и растачи-
вания на токарных' станках средних и малых размеров ВНИИ-
инструментом предложена подсистема (табл. 4.1), в которую
входят формы державок, обеспечивающие выполнение всего мно-
гообразия переходов токарной обработки с использованием ми-
нимального и вместе с тем достаточного количества форм и раз-
меров СМП, предусмотренных международными и отечественными
стандартами [37].
Системы инструментов формируются на базе рациональных
типоразмерных рядов пластин. Каждая форма пластины и тип
ее крепления имеют свою область применения не только по диа-
пазону условий, но и по размерам резцов (табл. 4.2), причем они
могут частично перекрещиваться. Например, типы PV, РТ ре-
комендуется использовать для резцов высотой 12—20 мм, тип РР —
для резцов высотой 20—40 мм, тип PR — для резцов высотой
25—50 мм. Для одних и тех же размеров резцов можно применять
несколько конструкций в тех случаях, когда каждый из них
имеет свои преимущества, проявляющиеся в определенных усло-
виях эксплуатации. Например, тип конструкции РТ имеет пони-
женную жесткость и прочность, повышенную чувствительность
к некоторым дефектам изготовления, но позволяет получить резцы
с несколькими открытыми вершинами. Наибольшая эффектив-
ность данного типа крепления обычно лежит в средней части
используемых диапазонов размеров резцов.
Необходимо иметь в виду, что в связи с появлением новых
инструментальных материалов и конструкций инструмента об-
ласть применения различных типов крепления может изменяться.
В частности, при распространении инструментов с креплением
пластин с L-образным рычагом (тип РР) число резцов с крепле-
нием пластин клином (тип PV) резко уменьшилось, а область их
применения сдвинулась в сторону меньших сечений резцов. Это
объясняется тем, что при наличии указанных выше недостатков
113
4.1. ПоОсистема инструмента для наружного точения и растачивания
Форма державки	°		Tun конструкции	/													
		CO						рр			SM			prf	
Наружная обработка															
Исполнение правое и левое		Форма пластин при h x в, мм													
		12 х12 ... 40 х 00						20x20... ... ЧОХЧО			8X8... ... 25X25			16X1 ...51	хно
|	90 |								—			—				
	'	75 I		□			5			5		и			—	
	£^5 \		5			5			□			5			
£ so I		&			&			А						—	
	, ]_ 90 I	/г\			&			А			&			—	
i					А0			/77			(И/			А	
V-75 ।			5						□			S		—	
"V C 95 ।		—			[с~]			Е1							
63 |		—			[~к]			—			—			А	
*|	75 |		□				5					□			—	
t <0553		□				□			а			□		□	
|	60 I		А			/к			—			А			—	
	Растачивание отверстии																
Исполнение правое и левое		Диаметр обрабатываемого отверстия, мм													
		16... 63			го...во			32... 00			/г... чо			40... 50	
— ( 90	|					/К			—			А			—•	
*]	75 |		□			□			□			□			0	
TtsJ		—			/77			/77			/77				
VL ” I		—			—			[л /			/77				
114
4.2.	^Применение типов крепления пластин
Тип кон-				Рабочая		высота резца Н, мм						
струили и	9	10	12	16	20	25	32	40	50	63	80	100
PV, в>т	—	—	4-	+	4-	—	—	—	—	—	—	—
pwl	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4-	—	—	—	—	—
РР	—	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	+	—	—	—	—
PR	—	—	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4-	—	—	—
РМ	—	—	—	—	—	—	4-	4- • 4-	4- 4-	4-	—	—
SM	4--	4- 4-	4- 4-	4- 4-	4- 4-	4-	4-	4-	4-	—	—	—
сс	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4-	—	—	—	—	—	—
NM	—	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4-	—	—	—	—
КС	—	—	—	—	—	—	4-	4- 4-	4-'	—	—	—
LM	—	—	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4- 4-	4-	—	—
VM	—	—	—	4-	4-	4-	4-	4-	+ +	+ +	4-	4-
хс	—	—	—	—	4-	4- 4-	4- 4-	4- 4-	4-	4-	—	—
WP	—	—	—	—	—	—	+	4- 4-	4-	—	—	—
ZM	—	—	—	—	—	—	—	4-	4- 4-	4-	—	—
HW					—				4-		4- 4-	4- 4-
Условные обозначения: знак «+»— область рационального
*	4- А
применения; знак — «—» область нерационального применения; область наи-
более эффективного применения.
115
конструкция типа PV имеет преимущество: малые размеры узла
крепления. Создание конструкций, обеспечивающих надежное
крепление пластины к опорной поверхности (типы PR, PW),
приведет к частичному вытеснению типа РР, особенно для ролее
крупных резцов, которые должны выдерживать значительные
силовые нагрузки. Можно предположить, что внедрение ррзцов
с креплением за коническое или фасонное отверстие (тип SM)
уменьшит число используемых конструкций типа PV малых
размеров. Описанный анализ ’ позволяет прогнозировать (дина-
мику развития системы инструмента и правильно планировать
объем их выпуска.
В системе резцов условно различают четыре группы типораз-
меров инструментов. В первую группу входят резцы высотой
Н = 8, 10, 12, 16 мм, которые предназначены для легких станков
с наибольшим диаметром устанавливаемой заготовки над стани-
ной Dc 250 мм; во вторую группу — резцы высотой Н = 20,
25, 32 мм, предназначенные для средних станков с 250 мм <
< Dc 630 мм; в третью и четвертую группы — соответственно
резцы с Н = 40, 50 мм и Н 63 мм, предназначенные для круп-
ных и тяжелых станков о Dc = 800, 1000 мм hDc> 1250 мм.
4:2. Резцы для легких и средних
токарных станков
Подсистема резцов для легких и средних станков,
предложенная ВНИИинструментом, приведена в табл. 4.3 и 4.4.
Для нее используют конструкции типа СС без опорной пластины
при растачивании отверстий малых диаметров и при наружном
точении мелкими резцами 12x12—16x16 мм, а с опорной пласти-
ной для обтачивания более крупными резцами. В подсистему
входят резцы с твердосплавными накладными стружколомами.
В таких резцах можно использовать СМП из твердого сплава и
керамического материала. Пластины из керамического инстру-
ментального материала выпускают без отверстий.
На передней поверхности СМП с задним углом выполнены
стружколомающие канавки для дробления и отвода сливной
стружки. При использовании СМП без заднего угла применяют
накладные стружколомы, которые закрепляют прихватом и диф-
ференциальным винтом.
Для наружного точения и растачивания в конструкциях
типа СС используют квадратные, трехгранные и ромбические
пластины.
Из резцов с типом конструкции РР применяют вариант, в ко-
тором пластины закрепляют с помощью L-образного рычага;
он соответствует лучшим мировым образцам и унифицирован
с конструкциями резцов, выпускаемых отечественной промыш-
ленностью.
116
4.3.	Номенклатура проходных резцов с креплением пластин
без отверстия прихватом (тип СС)
Размеры в мм
Форма резца, главный угол Длина Р^УЩей кромки для державок сечением'
в плане <р			16X16	20X20	25X25	32X25	32X32	40X32
90°			—	16	16	16	22	22
			9	9,12	12	12	19	19
Z5>-	~ТГ'		9	9,12	12	12	19	19
	j—		9	9	12	12	—	—
“О			—	—	12	12	16	—
			—	16	16 	16	22	22
ZT|		—		9	9,12	12	12	19	19
Примечание. Конструкция резцов по ГОСТ 26612—85, технические
требования по ГОСТ 26613—85
117
4Л. Номенклатура расточных резцов с креплением пластин
без отверстия прихватом (тип СС)
Примечание. Конструкция резцов по ГОСТ 26611—85, технические
требования по ГОСТ 26613—85.
Для обработки на станках а ЧПУ, позволяющей за один пе-
реход обточить несколько поверхностей детали, применяют резцы
с ромбическими пластинами (угол при вершине в плане 8 = 80°
и 55°). Номенклатура этих резцов дана в табл. 4.5; 4.6.
Для выполнения одним резцом предварительных и окончатель-
ных операций на универсальных станках с ручным управлением
выпускают гамму резцов с креплением СМП клином-прихватом
(тип PW). Номенклатура резцов показана в табл. 4.7.
Отдельного рассмотрения требует конструкция резцов с креп-
лением пластин с фасонным отверстием. Возможны два варианта
исполнения: с опорной пластиной и без нее. Для наружного
точения применяют резцы обоих вариантов, для растачивания —
в основном второй вариант (без опорной пластины) (табл. 4.8;
4.9). В последнем случае резец состоит из державки, режущей
пластины и крепежного винта. Гнездо под пластину должно быть
параллельно опорной поверхности державки. Режущие пластины
имеют задний угол а = 7°, центральное отверстие представляет
собой тор, переходящий в цилиндр. Крепежный винт имеет кони-
ческую головку с углом конуса 50°, гнездо под ключ в головке
118
4.5.	Номенклатура резцов для наружного точения с креплением пластин
с отверстием (тип РР)
Размеры в мм
Форма резца, главный угол в плане ф		Длина режущей кромки для державки сечением									
		16X16	20X16	20X20	25X20	25X25	32X25	32X32	40X32	40X40	50X40
^j| 60° | ^ || 90° |		16	16	16	16	16, 22	22	22	22	27	27
<►11		9	9	12	12	12, 15	15	15, 19	19	25	25
4											
											
^1 60° |											
411 75° 1											
		—	9	9	9	12, 15	15	15, 19	25	25	25
4117S° 1											
		—	—	15	15	15	15	15, 19	19	19	19
а 4	1 55° |										
											
119
Продолжение табл. 4.5
Форма резца, главный угол в плане ф	Длина режущей кромки для державки сечением									
	16X16	20X16	20X20	25X20	25X25	32X25	32X32	40X32	о X о	50X40
^||«-|	—	—	—	—	12	12	16	16	19	19
^11	1	9	9	12	12	12, 16	16	16	16	19	19
Примечание. Конструкция резцов по ТУ 2-035-892—82з технические
требования по ГОСТ 26613—85.
4.6.	Номенклатура расточных резцов с креплением пластин
с отверстием (тип РР)
Размеры в мм
Форма резца, главный угол в плане ф	Длина режущей кромки для хвостовиков диа- метром			Форма резца, главный угол в плане ф	Длина режущей кромки для хвостовиков диа- метром		
	32	40	50		32	40	50
90° 75°	16	22	22		12	12, 16	16
95°	12	12, 15	15		—	15	15
Примечание. Конструкция резцов по ТУ 2-035-892—82, технические
требования по ГОСТ 26613—85
120
4.7.	Номенклатура резцов с креплением клином-прихватом пластин
с цилиндрическим отверстием (тип PW)
Размеры в мм
Длина режущей кромки для державки сечением
Форма резца, главный угол в плане <р		16X16	20Х 16	20X20	25X20	25X25	32 Х25	32X32	40X32	40X40	о X о ю
		6	6	6 8	6 8	8 10	8 10	10 12	10 12	12	12
93°		16	16	16	16	16 22	16 22	22 27	22 27	27	27
63°	J	16	16	16	16	16 22	16 22	22 27	22 27	27	27
		—	—	11	11	11 13	13	13 16	13 16	16	16
		9	9	9 12	9 12	12 16	12 16	16 19	16 19	25	25
		—	—	9	9	11	11	11 12	11 12	12	12
Примечание. Конструкция инструмента по ТУ 2-035-892—82, техни-
ческие требования по ГОСТ 26613—85
121
4.8. Номенклатура резцов для наружного точения
с креплением винтом пластин с фасонным отверстием (тип SM)
Размеры в мм
Примечание. Конструкция резцов по ТУ2-035-1040—86, технические
условия по ГОСТ 26613—85.
винта выполнено в форме звездочки (гнездо «торкс»), что позво-
ляет повысить надежность закрепления режущей пластины за
счет увеличения крутящего момента по сравнению с крутящим
моментом, создаваемым при обычном шестигранном гнезде под
ключ. Ось отверстия под винт в державке резца смещена относи-
тельно оси отверстия в пластине в сторону боковых поверхностей
гнезда державки на величину Л. Вследствие этого при завинчива-
нии коническая головка винта перемещается по тороидной по-
верхности отверстия в пластине и надежно прижимает ее к опор-
ной и боковым поверхностям гнезда державки (рис. 4.1).
Для обеспечения требуемого смещения к изготовлению гнезда
под пластину, крепежного винта и режущей пластины предъяв-
ляют высокие требования:
предельные отклонения наружного диаметра винта d3 не бо-
лее
предельные отклонения диаметра отверстия под винт в дер-
жавке резца не более 7 Н\
122
предельные отклонения рас-
стояния Z3 от боковой стороны
гнезда до оси отверстия под
винт не более Л 9;
отклонение от соосности
осей конической головки винта
и наружного диаметра винта
не более 0,05 мм.
Наличие смещения А исклю-
чает возможность контакта ко-
нической головки винта в точке,
противоположной точке К, что
гарантирует подтяжку пласти-
ны в гнезде. Размер этого сме-
щения зависит от диаметра ци-
линдрической части отверстия
пластины, диаметра крепежного
винта, расстояния от боковой
стороны гнезда державки до оси
резьбового отверстия под винт
и их предельных отклонений.
При выборе значения сме-
щения А необходимо учиты-
вать, что головка винта не дол-
жна выступать над пластиной
более чем на высоту фаски.
4.9. Номенклатура расточных резцов
с креплением винтом пластин
с фасонным отверстием (тип SM)
Размеры в мм
Примечание. Конструкция
резцов по ТУ 2-035-1040—86, техни-
ческие условия по ГОСТ 26613—85.
В противном случае в процессе
резания стружка может повре-
дить головку винта, находя-
щуюся на небольшом расстоя-
нии от рабочей зоны.
Отсутствие опорной пластины в креплении из-за недостатка
места для ее расположения обусловливает повышенные требова-
ния к материалу державки. Твердость державки должна соста-
влять HRC3 47,5 ... 51,5. Поэтому для изготовления державки
нужно применять легированные стали типа 40ХФА.
Закрепление пластины будет надежным, если смещение А
в направлении биссектрисы угла гнезда под пластину между осями
отверстия пластины и отверстия под винт в державке, а также
предельные отклонения сопрягаемых размеров пластины, винта
и гнезда под пластину исключат возможность контакта кониче-
ской головки в точке, противоположной точке К, обеспечат зазор
между диаметром винта и цилиндрической частью отверстия
в пластине при наибольшем смещении А осей.
Таким образом, можно сформулировать два ограничения, опре-
деляющие значение смещения А:
наименьшее смещение осей Л mm должно быть положитель-
ным, Amln > 0;
123
Рис. 4.1.
Крепление пластин с тороидным
отверстием
наибольшее смещение
осей Л щах в направлении
угла гнезда под пластину
не должно превышать по-
ловины разности диаметра
отверстия в пластине и
диаметра винта: Лтах <
< 0,5	— d3).
Наименьшее смещение
Л тт обеспечивают при
следующем соотношении
размеров пластины, винта
и гнезда под пластину:
диаметр вписанной окруж-
ности пластины d' мини-
мальный; диаметр цилин-
дрической части отверстия
в пластине d± минималь-
ный;
расстояние от боковой
стороны гнезда под пла-
стину до оси отверстия
з максимальный.
под винт /3 максимальное; диаметр винта d
В этом случае смещение (рис. 4.2, а)
^min = л — (0,5SHd/cosa),
где Л — смещение осей в направлении угла гнезда под пластину
при номинальных размерах; SHd — нижнее предельное отклоне-
ние диаметра вписанной окружности пластины; a — угол между
биссектрисой угла при вершине режущей пластины и перпен-
дикуляром к боковой стороне гнезда.
Отсюда
Л > 0,56Hd/cos a.	(4.1)
Наибольшее смещение осей будет при условии, что диаметр d
максимальный; диаметр dr — минимальный; расстояние /3 мини-
мальное; диаметр d3 максимальный.
Смещение осей в этом случае увеличится на (рис. 4.2, б)
Л' = (0,56Bd + 6H/g)/cosa;
где 6Bd — верхнее предельное отклонение диаметра вписанной
окружности пластины; 6Н/, — нижнее предельное отклонение
124
Рис. 4.2.
Схема расчета смещения осей отверстия в державке и режущей пластине при
креплении пластины винтом
расстояния боковой стороны гнезда державки до оси отверстия
под винт;
-<4max = А А' = А (0,56в<* + 8h/3)/cos а.
Учитывая отклонения диаметров и d3, получим
А + (0,56в</ + 6H/8)/cos а < (0,5di — 0,56^) — (0,5d3 — 0,56в</8),
где 6Hdt — нижнее предельное отклонение диаметра цилиндриче-
ской части отверстия в пластине; 6ве/8 — верхнее предельное от-
клонение наружного диаметра винта;
А < 0,5di — 0,56Hdt — 0,5d3 + 0,56в^8 —• (0,56в</ + 6H/8) cos а. (4.2)
Таким образом, объединяя неравенства (4.1) и (4.2), получим
следующие граничные условия для смещения А при номиналь-
ных размерах:
0,56Hd/cos а < А < 0,5di — 0,56н^ — 0,5d3 + 0,56вб/а —
— (0,56в</ + 6Hz8)/cos а.	(4.3)
Смещение осей в направлении перпендикуляра к боковым сто-
ронам гнезда
'	Ai = A cos	а.	(4.4)
С учетом	смещения	размер
/з = /з-Ль	(4.5)
где 1з — расстояние от боковой стороны гнезда под пластину
до оси отверстия под винт без учета смещения (определяется
конструктивным построением).
125
4.10. Значения смещений и расстояния 1Ъ для пластин с диаметром
вписанной окружности dDn
Размеры в мм
Пара- метр	dBn = 6,56	^вп “ 6,35			dBn = 9,525	
	Трехгран- ник, тип Т	Трехгран- ник, тип Т	Квадрат, тип S	Ромб е = 80°, тип С	Трехгран- ник, тип Т	Квадрат, тип S
^4 mln	0,0250	0,0250	0,0177	0,0194	0,0250	0,0177
A max	0,0495	0,0395	0,0644	0,0584	0,0800	0,1049
А	0,04	0,03	0,05	0,05	0,08	0,1
А1	0,02	0,015	0,035	0,03	0,04	0,07
К	2,73	3,125	3,105	3,11	4,68	4,65
* 1 = Пара- метр	dBn = 9,525		dBn = 12,7		
	Ромб		Квадрат, тип S	Ромб	
	8 = 80°, тип G	8 = 55°, тип D		е = 80°, тип С	е = 55°, тип D
A mln	0,0194	0,0271	0,0177	0,0194	0,0271
A max	0,0989	0,0730	0,1549	0,1489	0,1230
А	0,1	0,07	0,15	0,15	0,12
А±	0,06	0,03	0,1	0,1	0,05
	4,66	4,72	6,2	6,2	6,25
Примечание. Значения смещений и расстояния /3 рассчитаны соответ-
ственно по формулам (4.3) — (4.5).
Результаты расчета смещения осей представлены в табл. 4.10
и 4.11. Расчет подтвердил, что предельные отклонения размеров
гнезда под пластину и винт должны быть достаточно жесткими,
исходя из высоких требований к их точности, и приняты для
размера l3 по h9, наружного диаметра винта d3 по 6q.
В подсистеме токарных резцов, предназначенных для нареза-
ния резьбы, прорезания канавок и разрезания заготовок, исполь-
зуют перетачиваемые и неперетачиваемые СМП.
Для нарезания резьб с шагом Р = 1,5 ... 6 мм освоено произ-
водство резцов с механическим креплением ромбических непере-
тачиваемых СМП (е = 59° 30'). Использование ромбических заго-
товок позволило разработать конструкцию пластин, зачищающих
профиль резьбы. Такие пластины имеют центральную поперечную
V-образную канавку, в которую входит вершина (носик) при-
хвата. При закреплении СМП винтом прихват подтягивает ее
к боковым базовым поверхностям глухого гнезда и надежно
прижимает к опорной поверхности. Неперетачиваемые СМП
закрепляют прихватом в отрезных резцах, обеспечивающих
126
Рис. 4.3.
Токарные резцы с перетачиваемыми сменными пластинами для обработки наруж-
ной (а) и внутренней (б) резьб и канавок
ширину реза 3—6 мм при глубине паза до 40—60 мм. Освоено
производство резцов с СМП для нарезания резьб с шагом Р
< 1,5 мм (рис. 4.3) и прорезания фасонных канавок.
4.3. Блочный инструмент для станков с ЧПУ
и станков ГПС
Для автоматизированного оборудования приме-
няют системы блочного инструмента. Эти системы создают для
повышения экономических показателей механической обработки
резанием за счет повышения коэффициента использования обо-
рудования.
Фирма «Сандвик Коромант» (Швеция) разработала систему
BTS (рис. 4.4), которую можно применять со средствами автома-
тизации различного уровня для точения как на обычных токар-
ных станках, так и на сложных автоматизированных станках.
Система обеспечивает гибкость и возможность выполнения самых
различных операций и переходов токарной обработки.
Система BTS состоит из:
малогабаритных и легких инструментальных блоков с режу-
щими элементами различных способов крепления;
ручных или автоматических зажимных механизмов;
автооператора для смены инструмента или всего инструмен-
тального магазина;
средств контроля эксплуатации режущего инструмента;
средств измерения для автоматической настройки режущего
инструмента;
инструментов для обработки наружных и внутренних поверх-
ностей.
Фирмой «Хертель» (ФРГ) разработана гибкая система инстру-
ментальной оснастки (рис. 4.5). Для этой системы характерны
следующие основные принципы:
гибкость, т. е. единая система закрепления инструмента для
внутренней и наружной обработки;
127
Рис. 4.4.
Система блочного инструменту для автоматизированного оборудования (фирма
«Сандвик Коромант» , Швеция):
а — общий вид инструмента; б размерный ряд блоков; в —* блоки для наружного точе-
ния; е — блоки для обработки отверстий
возможность установки леворежущего и праворежущего ин-
струмента, неподвижного и вращающегося инструмента;
возможность положения с базированием под головкой инстру-
мента.
Система обеспечивает надежное закрепление инструмента.
Наличие муфты не снижает предельно допустимой нагрузки на
головки инструмента по сравнению с нагрузкой на хвостовой ре-
жущий инструмент. Система позволяет осуществлять быструю
смену режущего инструмента. Высокая точность и надежность
системы хорошо сочетается с требованиями простого и легкого
пользования инструментом. Гибкая система инструментальной
оснастки предполагает наличие большого числа инструментов.
Для обеспечения автоматического поиска каждый из этих инстру-
ментов имеет код, что обеспечивает быстрое и надежное распозна-
вание их системой.
Важным конструктивным узлом инструментов системы яв-
ляется блок зажима. Муфта между головкой инструмента и бло-
ком зажима состоит из торцового зубчатого соединения 1 типа
«Хирт», цанги 2, тяги 3 и корпуса 4 (см. рис. 4.5, б). Торцовое
зубчатое соединение 1 гарантирует высокую точность фиксации
и передачу большого крутящего момента на резцовую головку.
128
Рис. 4.5.
Система блочного инструмента для автоматизированной смены (фирма «Хертель» ,
ФРГ):
а — общая схема; б — узел крепления
Для наружной и внутренней обработки, для леворежущих и
праворежущих инструментов при рабочих операциях в нор-
мальном положении и (или) в положении с базированием под
головкой инструмента, а также для вращающегося инструмента
требуется лишь один блок зажима. Блок зажима предназначен
для головок диаметром 40, 63 и 80 мм.
Подвод охлаждающей жидкости непосредственно к режущей
кромке осуществляется через муфту и головку инструмента.
При этом муфта промывается, и тем самым предотвращается
загрязнение торцового зубчатого соединения 1. Испытания пока-
зали, что точность базирования при использовании описанной
муфты составляет ±0,002 мм.
5 Г. Л. Хает и др.	129
Инструментальная державка является стандартным вставным
элементом, имеющим одинаковые установочные размеры для
головок диаметром 40 и 63 мм. Эти державки могут быть устано-
влены в магазин типа планшайбы, барабанного, многопозицион-
ного, плоского или цепного типа. Кроме того, возможно при-
менение комплектного барабанного магазина с системой управле-
ния или без нее в зависимости от потребности. Взаимодействие
индексирующего блока, подъемно-захватной системы и позиции
передачи позволяет выбирать инструмент, закодированный в лю-
бой ячейке ЗУ.
Гибкая технологическая схема предполагает наличие большого
числа инструментов в магазине станка. Произвольный выбор
требует соответствующей системы кодирования места соответ-
ствующей головки инструмента для быстрого поиска и инденти-
фикации кода, подтверждающей фактическую смену предусмотрен-
ного инструмента.
Код введен в головку инструмента посредством платы ЗУ
и может быть считан непосредственно автооператором. Для
каждой головки инструмента в память вводятся следующие дан-
ные: значения коррекции; геометрический профиль многогранной
режущей пластины; инструментальный материал; типоразмер
и геометрический профиль резцовой головки. В описанную гиб-
кую систему инструментальной оснастки входят и измерительные
головки двух типов.
В нашей стране принцип автоматизированной замены инстру-
мента осуществлен в гибком производственном модуле, создан-
ном на базе многоцелевого токарно-патронного станка
1716ПФ4РМ2. Он предназначен для обработки деталей типа тел
вращения (токарной обработки, отделочных операций и т. д.)
в автоматическом цикле в течение двух-трех смен с ограничен-
ным участием обслуживающего персонала.
В отечественной промышленности разрабатывают вариант
применения в гибких производственных системах автоматизиро-
ванной замены инструмента. Для токарной обработки, напри-
мер, на станках 16К20, 16К30 предполагается использование
стандартных резцов с креплением их в спутники.
Для тяжелых токарных станков разрабатывают другие ори-
гинальные конструктивные варианты блочных схем автоматизи-
рованного съема и крепления. На рис. 4.6 показан резцедержа-
тель с механизированным узлом крепления Г-образного блока
[А. с. 1252066 (СССР)]. В корпус резцедержателя 1 установлен
быстросменный блок 2. Блок закрепляется зажимным механиз-
мом, имеющим червячное колесо 3 и клин 4. Клин 4 установлен
на конце червяка 5 и может перемещаться и фиксироваться в осе-
вом направлении. Червяк может перемещаться в осевом направле-
нии, в его торец упирается пружина 6. При вращении червяка 5
поворачивается червячное колесо 3 до момента контакта его
с выемкой в блоке 2. Далее червяк перемещается, сжимая пру-
130
Узел механизированного крепления унифицированного инструментального блока
для тяжелых токарных станков с ЧП У
жину 6 до заклинивания зажима 4. Дальнейшее вращение чер-
вяка окончательно закрепляет блок 2. Для разжима резцового
блока изменяют направление вращения червяка.
Быстросменные резцовые блоки являются универсальными.
Их применяют в резцедержателях для тяжелых токарных станков
с ЧПУ и с ручным закреплением [А. с. 1020190 (СССР)] как по-
средством клиновых зажимов, так и с механизированным кре-
плением.
4.4. Резцы для крупных и тяжелых станков
Одной из важных особенностей обработки дета-
лей на тяжелых станках является широкий диапазон глубин
резания. При черновом точении глубина резания t иногда дости-
гает 45 мм, однако во многих случаях она составляет только
10—20 мм. Вместе с тем почти во всех случаях черновая обработка
на станках данного размера производится одним и тем же резцом
высотой 80 мм с твердосплавной пластиной длиной 50 мм, а высо-
той 63, 50 или 40 мм. Поэтому чаще всего используют примерно
на 1/3 Длины пластины (рис. 4.7, кривая 1). Так как пластины
большой длины имеют большую толщину и ширину, расход
твердого сплава с увеличением выбранной пластины резко воз-
растает (кривая 2).
Быструю смену инструмента различной номенклатуры, в том
числе с разной длиной пластины, можно было бы обеспечить,
используя сборные конструкции резцов с механическим крепле-
нием режущих пластин. Однако такие резцы применяют крайне
редко, главным образом при глубине резания до 10 мм или при
больших глубинах с пониженными подачами (рис. 4.8).
5*	131
Рис. 4.7.
Распределение относительной длины
1&/1 режущей кромки (кривая /) и за-
висимость удельного расхода т твер-
дого сплава от длины I пластины;
1а— длина активной части режущей
кромки
Рис. 4.8.
Распределение глубины резания при
обработке на тяжелых и крупных стан-
ках:
1 — для всех резцов; 2 — для ранее при-
менявшихся резцов с механическим креп-
лением пластин; 3 — для новых резцов с
механическим креплением
С учетом изложенного была разработана подсистема, которая
представляет собой совокупность конструктивно-размерных ря-
дов инструмента широкого назначения, необходимого для реше-
ния всех основных технологических задач на данном оборудова-
нии, в частности для обработки деталей с большими глубинами
резания (кривая 5). Подсистема имеет следующие особенности.
1.	Предусмотрена блочность конструкции, в некоторых слу-
чаях двухступенчатая, т. е. в блок первой ступени может входить
блок второй ступени. Кроме того, блок одной подсистемы может
быть самостоятельно функционирующим резцом другой под-
системы.
2.	Предусмотрена широкая унификация, т. е. использование
одних и тех же пластин для разных блоков, одних и тех же бло-
ков для разных корпусов, одних и тех же корпусов для разных
блоков и т. д.
3.	Благодаря отмеченным выше особенностям при минималь-
ном числе элементов получено максимальное число сочетаний
(видов) инструментов.
Выбор блочной конструкции резцов для тяжелых станков
обусловлен следующими преимуществами такого конструктив-
ного решения. Блочность обеспечивает быструю и наиболее удоб-
ную замену рабочей части (заменять весь резец трудно в связи
с его большой массой, а менять малую пластину неудобно из-за
высокой температуры и затрудненности доступа к месту обслу-
живания). Блочность обеспечивает также значительную эконо-
мию металла. Так, ресурс режущей пластины с уступом соста-
вляет 5 ч, опоры — 20 ч, блока — 100 ч, корпуса — 1500 ч.
Поэтому выгодно основную часть массы сосредоточить в кор-
132
4.12. Подсистема резцов для тяжелых токарных станков
Основные группы инструмента					Пластина и схема ее креп- ления	Длина режу- щей пласти- ны 1.ММ	Глуби- на ре- зания tf ММ
тто(н--бз;вомм) | ттп(н-- юомм)		ТТО и ТТП		kto(h=4o;somm)			
Корпус резца		Блок резца		Резец			
		I	n				
-	В=70 мм	1	—				1 _J * :90*	зг;чодо	15-40
	2		-—н i	i	"Iva?4>=50t		25-32	10-25
	8=35'ЮмМ ♦А ЪВ=%5мм	!	I	У~гур=бз;.	г	28’37	8-20
		i ! н-i—I— _.J		 i	W5?60;93°		3 J	*	19; 25	£ 10
		[ r		r			4^	15-30
			 L	i|H - <Р=чв;9О°	—		32	7-20
пусе, меньшую в блоке, еще меньшую в опоре. Кроме того, блоч-
ность обеспечивает организацию централизованного производ-
ства инструмента. Достаточно сложный, но малый по размерам
блок изготовляют на инструментальных заводах, а громоздкий
для инструментальных заводов корпус — на заводах — потре-
бителях инструмента, объединенных по территориальному при-
знаку.
В табл. 4.12 представлена упрощенная схема описываемой
подсистемы, в которую включены проходные, подрезные, контур-
ные резцы для обработки заготовок из конструкционных сталей.
Подсистема состоит из нескольких групп:
ТТО для тяжелых станков токарных с Dc = 1250 ... 4000 мм
и карусельных с Dc = 3200 ... 12 000 мм, имеющих обычные
резцедержатели;
ТТП для тяжелых токарных станков таких же размеров с пла-
стинчатыми резцедержателями и ЧПУ;
КТО для крупных токарных станков с Dc — 800 ... 1000 мм,
имеющих обычные резцедержатели, и карусельных cDc = 1600 ...
2800 мм.
В подсистеме ТТО предусмотрено два типа корпусов, обеспе-
чивающих расстояние от вершины резца до его опорной поверх-
ности Н — 63 и 80 мм. На основном корпусе ТТО-1 закреплен
'набор быстросменных блоков 1 и 2: правых и левых, проходных,
проходных упорных, подрезных и др. Эти блоки предназначены
для обработки при глубине резания t ----- 15 ... 40 мм.
Вспомогательный корпус ТТО-2 предусмотрен для крепления
резцов с Н — 40 и 50 мм. Можно применять как новые резцы
133
Рис. 4.9.
Узлы соединения блоков ступеней I и 11
3—5, разработанные для подсистемы КТО (t — 5 ... 25 мм),
так и любые существующие (t < 7 мм).
В подсистеме ТТП имеется три типа Г-образных корпусов
инструмента различной ширины В для пластинчатых резцедержа-
телей, которые обеспечивают минимальный вылет головки резца
и высокую жесткость суппорта с резцедержателем. На корпусе
ТТП-1 крепятся блоки 1 для больших глубин резания; на кор-
пусе ТТП-2 резцы 3—5 для средних глубин резания и на кор-
пусе ТТП-3 блоки 6 для малых глубин.
Для повышения универсальности блоков 1, а также снижения
расхода металла предусмотрена возможность установки на них
блоков 6 и 8 ступени II вместо режущей пластины и прихвата
или блока 7 ступени II вместо режущей пластины и опоры. При
этом блок 6 предназначен для малых глубин резания, а блоки 7
и 8 являются резервными напайками, которые изготавливают
заводы-потребители при необходимости в специальном инстру-
менте или при временных перебоях в снабжении режущими
пластинами для механического крепления.
В описанную часть системы включено 8 типоразмеров кор-
пусов, 28 блоков, 26 резцов (они же являются блоками) и 19 ре-
жущих пластин, что дало возможность получить 222 сочетания
вида инструмента для различных операций с различными уг-
лами ср и длинами режущих кромок. Способы соединения блоков
ступени II с блоком ступени I показаны на рис. 4.9. Блоки 6
и 8 (см. табл. 4.12) крепят на блоке 1 винтом (рис. 4.9, а), а
блок 7 — прихватом (рис. 4.9, б).
В разработанной системе для особо тяжелых условий реза-
ния используют в качестве базовой пластину с уступом по
ТУ 48-19-373—83 (тип HW), которая обеспечивает наибольшую
прочность.
Распределение глубин резания при использовании новых
резцов (см. рис. 4.8, кривая 3) показывает, что они обеспечивают
эффективную обработку в тех условиях, для которых ранее не
было подходящей конструкции инструмента с механическим кре-
плением режущих пластин.
134
Рис. 4.10.
Резцы с креплением пластин с уступом (тип конструкции HW)
Рассмотрим некоторые конструкции резцов типа HW. На
рис. 4.10, а показан резец [А. с. 1144784 (СССР)], который со-
стоит из державки /, режущей пластины 4, прихвата 7, быстро-
режущей опорной пластины 3 и крепежного винта 8. Прихват
имеет упорный выступ 5, контактирующий с упорными поверх-
ностями соответственно режущей пластины и выемки державки,
а также рифления 9, взаимодействующие с рифлениями 10 дер-
жавки. Рифления прихвата смещены относительно рифлений
державки в сторону упорного выступа на величину, меньшую
шага рифлений. При завинчивании крепежного винта режущая
пластина прижимается к опорной пластине и упорному выступу
прихвата, а последний — к упорной поверхности выемки державки.
Опорную пластину фиксирует на державке разрезной штифт 2.
Для регулирования перемещения режущей пластины после пере-
точек между упорным выступом прихвата и упорной поверх-
ностью выемки державки устанавливается регулировочная про-
кладка 6 толщиной, кратной шагу рифлений. При работе этими
резцами стружколомание обеспечивается геометрией заточки и
частично прихватом. Заточка и переточка режущих пластин
производится в зависимости от условий эксплуатации по перед-
ней и задним поверхностям.
Определенные преимущества имеет конструкция, показанная
на рис. 4.10, б [А. с. 1282969 (СССР)]. Резец состоит из дер-
жавки /, режущей пластины 4, прихвата-стружколома 6, опорной
пластины 3 из быстрорежущей стали и крепежного винта 5.
Опорную пластину фиксируют на державке штифтом 2. Прихват
нерабочей стороной опирается на шарик 7, установленный в дер-
жавке. Прихват-стружколом снабжен двумя эксцентрично распо-
ложенными относительно оси прижимными участками, состоя-
щими соответственно из стружколомающих поверхностей с раз-
личными углами наклона, а также прижимных и упорных поверх-
ностей. Упорной поверхности, имеющей меньшее удаление от оси,
соответствует стружколомающая поверхность с меньшим углом на-
клона, а упорной поверхности, имеющей большее удаление от
оси,—стружколомающая поверхность с большим углом наклона.
135
При завинчивании крепежного винта прижимной участок при-
хвата-стружколома прижимной и упорной поверхностями взаи-
модействует с соответствующими поверхностями режущей пла-
стины. При этом режущая пластина опорной поверхностью при-
жимается через опорную пластину к опорной поверхности вы-
емки державки.
После переточки режущей пластины прихват-стружколом
разворачивают на 180°, обеспечивая перемещение пластины на
длину эксцентриситета. При этом обеспечивается также постоян-
ство расстояния от главной режущей кромки до стружколома-
ющей поверхности, что исключает возможность пакетирования
стружки в промежутке между главной режущей кромкой и
стружколомающей поверхностью. В комплект входят два при-
хвата с различным удалением упорных поверхностей от оси
(через 0,5 мм) и различными углами наклона стружколомающих
поверхностей (через 5°), что обеспечивает (при стачивании режущей
пластины по главной задней поверхности, равной 0,5 мм на одну
переточку) работу пластины в течение пяти периодов стойкости.
Для определения фактических значений показателей произ-
водительности, долговечности и ремонтопригодности резцов но-
вой конструкции были проведены сравнительные производствен-
ные испытания. В табл. 4.13 приведены результаты испытаний,
проведенных в условиях ПО «НКМЗ» на токарном станке 165
при продольном черновом точении заготовок из стали 45. В каче-
стве базы для сравнения были взяты резец с горизонтально напа-
янной пластиной и резцы с механическими закрепляемыми смен-
ными пластинами, применяемые в настоящее время на крупных
станках. Все три конструкции были оснащены режущими пласти-
нами из твердого сплава Т5КЮ и имели следующие конструктив-
ные и геометрические параметры: высота вершины резца hx —
= 50 мм; длина режущей пластины I = 25 мм; главный угол
в плане <р = 60°; передний угол у = 10°, главный задний угол
а = 5°; радиус при вершине г = 1,5 мм. Подачу и скорость реза-
ния выбирали в соответствии с общемашиностроительными нор-
мативами резания.
Из таблицы видно, что резцы новой конструкции при работе
на крупных и тяжелых станках превосходят базовые практически
по всем показателям эксплуатационных свойств: по прочности
(самый низкий процент поломок), по производительности (подача
в 1,4 раза больше), по долговечности (полный период стойкости
соответственно в 1,7 и 1,3 раза выше), по стабильности (самый
низкий коэффициент вариации периода стойкости), по расходу
твердого сплава (соответственно в 2,3 и 2,1 раза меньше). Резцы
с механическим креплением сменных многогранных пластин были
лучшими по ремонтопригодности, однако они имели относитель-
ную низкую прочность и не обеспечивали надежного стружко-
дробления при работе на подачах более 1 мм/об. Эти резцы могут
быть эффективно использованы при черновой обработке крупных
136
4.13. Результаты сравнительных испытаний резцов
Параметр	Резец		
	с напаянной пластиной	с механиче- ским крепле- нием сменной многогран- ной пласти- ны (тип РР)	с механиче- ским крепле- нием пере- тачиваемой пластины (тип НМ)
Вид отказа, %:			
изнашивание	33	40	63
выкрашивание	25	27	14
поломка	42	33	23
Средняя подача Зср, мм/об	0,96	0,96	1,36
Средний период стойкости Тср, мин	27,0	27,5	24,7
Коэффициент вариации периода стой- кости WZT	0,52	0,47	0,41
Среднее число периодов стойкости К	2,4	3.0	4,4
Полный средний период стойкости Е Тср, мин	64,8	82,5	108,6
Среднее время восстановления 7’в, мин	2,0	0,57	1,06
Расход твердого сплава, кг/м3	0,85	0,78	0,37
Примечание. Средняя глубина резания 15,0 мм, средняя скорость
резания 59,0 м/мин.
деталей из конструкционных сталей только после изменения
некоторых конструктивных и геометрических параметров режу-
щей пластины (например, при увеличении толщины пластины и
радиуса стружколомающих канавок).
Аналогичные результаты были получены при обработке раз-
личных деталей из сталей 35, 40Х, 40ХН, 90ХФ, 34XH3M,
38Х2Н2МА и др. на токарных станках с Dc = 800 ... 1000 мм
и карусельных станках с Dc = 1500 ... 4000 мм (черновое и полу-
чистовое точение, окалина, неравномерный припуск). Описанные
резцы, оснащенные пластинами с уступом, в сравнении с напай-
ными резцами обеспечивают повышение производительности в
1,4 ... 1,5 раза. Новые резцы значительно превосходят известные
конструкции по, стабильности режущих свойств, ремонтопригод-
ности, расходу твердого сплава и удобству обслуживания. Ком-
плектом этого резца, имеющим державку, 15 режущих пластин,
три опорных пластины и два прихвата, можно заменить 35 ...
50 напайных резцов.
137
Глава О* Сборные твердосплавные фрезы
5.L Система сборных фрез
Инструментальная промышленность в настоящее
время выпускает достаточно большое количество торцовых фрез,
оснащенных ножами с напайным твердосплавными пластинами.
Фрезы изготавливают диаметром D — 100 ... 500 мм с положи-
тельными передними углами (у = 5 ... 8°) и главным углом в плане
Ф = 45; 75 и 90°. Фрезы, изготовляемые в соответствии с
ГОСТ 24359—80 (z = 0,06D), рекомендуются для обработки за-
готовок из чугуна и стали, а фрезы, изготовляемые по
ГОСТ 9473—80 (z — 0,lD), в основном для обработки заготовок
из чугуна.
Выпускаемые до настоящего времени фрезы с механическим
креплением сменных неперетачиваемых пластин без задних углов
использовали иногда взамен стандартных фрез с напайными но-
жами диаметром D = 100 ... 200 мм.
Принятые формы и размеры пластин рассчитаны для снятия
припусков до 8—10 мм и имеют плоскую переднюю поверхность,
что обеспечивает получение на фрезах отрицательных передних
углов. Эти особенности, ограничивающие область их применения,
не позволяют полностью заменить фрезы, оснащенные напай-
ными ножами.
Во многих отраслях промышленности для нужд собственного
производства изготовляют специальные фрезы с различными гео-
метрическими и конструктивными параметрами, которые опреде-
лены условиями фрезерования и свойствами материала заго-
товки.
Высокая эффективность сборных фрез со сменными многогран-
ными пластинами (СМП) за счет увеличения ассортимента исполь-
зуемых марок инструментального материала, более экономичного
его использования и т. д. привела к созданию большого разно-
образия конструкций, выпускаемых в настоящее время в мировой
практике.
Фрезы с механическим креплением многогранных пластин для
удобства рассмотрения разделены на четыре группы (табл. 5.1),
отличающиеся способами базирования пластин, которые опре-
деляют эксплуатационные качества инструмента и в ряде случаев
его технологичность.
138
5.1. Классификация сборных фрез
Номер группы	Тип фрезы	Базовые поверхности под пластину			Элемент крепле- ния пластин	Вид опоры под пластину
I	С регулируемыми но- жами, оснащенными многогранными пласти- нами	О	X || dk.	Ножи с закрепленными пластинами в пазах корпуса	Эксцентрик, при- хват, клин, винт	Нож
II	С нерегулируемыми ба- зовыми опорами			Осевые или радиальные базовые поверхности, выполненные на кор- пусе фрезы	Эксцентрик, клин, винт	Корпус фрезы
				Одна базовая поверх- ность на корпусе, вто- рая — вставная	Клин	Клин, вставка
				Две вставные базовые опоры	Клин	Клин, вставка
о
Продолжение табл. 5.1
Номер группы	Тип фрезы	Базовые поверхности под пластину		Элемевт крепле- ния пластин	Вид опоры под пластину
II	С нерегулируемыми ба- зовыми опорами	1%^	Открытые базовые по- верхности, выполнен- ные на двух составных частях корпуса	Клин	Клин, вставка
III	С вкладышами, несу- щими две базовые опо- ры		Открытые базовые по- верхности	Клин	Вставная опора
			Глухие базовые по- верхности	Клин	Вставной базовый вкладыш
Продолжение табл. 5.1
Номер группы ,	Тип фрезы	Базовые поверхности под пластину		Элемент крепле- ния пластин	Вид опоры под пластину
IV	С регулируемыми базо- выми опорами		Одна базовая поверх- ность на корпусе, вто- рая вставная регули- руемая	Клин	Клин
			Две вставные базовые опоры (одна из них регулируемая)	Клин	Вставной базовый вкладыш
			Две вставные базовые опоры регулируемые	Клин	Клин, вставка
Расширение номенклатуры сборных фрез с СМП связано с тем,
что большое разнообразие материалов заготовок с различными
свойствами и условий применения инструмента требуют соответ-
ствующего его подбора не только с точки зрения конструктивных
и геометрических параметров, но и с точки зрения выбора необ-
ходимого инструментального материала.
Выполненные исследования позволили оценить конструкцию
сборных фрез с СМП, имеющих различные способы крепления
режущих пластин Ч Исследования были направлены на опре-
деление влияния способов крепления режущих пластин на их
стойкость, выявление лучших конструкций по их статическим
и динамическим характеристикам. Использовали фрезы с клино-
вым креплением сменных многогранных пластин с креплением
пластин с помощью прихватов и фрез с использованием пластин
с центральным отверстием, закрепляемых винтом и штифтом
державки, подтягивающим пластину к боковым базовым поверх-
ностям гнезда.
Анализ полученных результатов позволил в первом прибли-
жении разделить фрезы на две группы в зависимости от ампли-
туд А виброускорений. К первой группе были отнесены фрезы
с амплитудами виброускорений резонансных пиков в диапазоне
150—200 g. Это в основном фрезы с клиновым креплением пла-
стин (рис. 5.1, а). Ко второй группе отнесены фрезы с амплиту-
дами виброускорений резонасных пиков в диапазоне 300—400 g.
В эту группу сведены фрезы, в которых пластины закреплены
прихватами и штифтами державок (рис. 5.1, б), подтягивающих
пластины к боковым базам гнезда, и отдельные конструкции с кре-
плением пластин винтом через центральное отверстие.
Способ крепления режущих пластин винтом через централь-
ное отверстие имеет лучшие показатели по статическим и динами-
ческим характеристикам при базировании на три точки по боко-
вым поверхностям при обеспечении силового замыкания на опор-
ную поверхность. Это выполнимо только при условии точного
изготовления элементов гнезда под СМП, а также при таком на-
правлении силы зажима, которое обеспечивает гарантированное
силовое замыкание на опорную и боковые базовые поверхности.
Дополнительно все конструкции фрез были испытаны по их
статическим характеристикам. Критерием оценки качества фрез
являлись податливость режущей пластины в направлении оси OZ.
В результате исследований статической жесткости по значениям
максимальной податливости при нагрузке 1500 Н фрезы разделены
на две группы: с податливостью 15 мкм и 34 мкм.
На рис. 5.2 представлены графики статической оценки фрез
с клиновым креплением, как наиболее жесткой конструкции,
1 Исследования проведены в Университете Дружбы народов им. П. Лумумбы
совместно с ВНИИинструментом.
142
S)
Рис. 5.1.
Амплитудно-частотные характеристики торцовых фрез
и с креплением пластин штифтом державки, которая подтягивает
пластину к базовым поверхностям корпуса.
Учитывая результаты выполненных исследований, в настоя-
щее время созданы новые конструкции фрез в широком диапазоне
диаметров [40, 46b
Разработанные конструкции торцовых фрез могут быть по
назначению классифицированы
следующим образом.
1.	Фрезы с двойной отри-
цательной геометрией, в кото-
рых использованы пластины без
задних углов (негативные). Эти
фрезы рекомендованы в основ-
ном для обработки заготовок
из чугуна и в отдельных слу-
чаях, например при благоприят-
Рис. 5.2.
Статические характеристики фрез:
z — податливость пластины; Р — сила на-
гружения; а —• с креплением пластин кли-
ном; б — с поджимом пластин к базовым
опорам штифтом державки
143
ном размещении стружки между зубьями, для обработки заго-
товок из стали.
2.	Фрезы с двойной положительной геометрией, рекомендуе-
мые в основном для обработки заготовок из стали. На этих фре-
зах применяют позитивные пластины.
3.	Фрезы с позитивно-негативной геометрией ,т. е. с положи-
тельными осевыми и отрицательными радиальными углами.
Эти фрезы при благоприятном отводе стружки имеют прочный
угол клина, что позволяет их рекомендовать для тяжелых усло-
вий резания при торцовом фрезеровании заготовок из различных
материалов.
Если в двух первых типах фрез используют стандартные
пластины трех-четырехгранной формы, то для третьего типа,
учитывая условия резания, можно применять специальные пла-
стины. Это в ряде случаев вызывает необходимость создания новых
конструктивных решений как по креплению, так и по базирова-
нию пластин.
Разработанные конструкции составляют целостную систему
фрез для решения всех основных технологических задач при фре-
зеровании.
5.2.	Торцовые фрезы
Система торцовых фрез с СМП разработана на
базе новых конструкций и конструкций, принятых к освоению
на инструментальных заводах. Наличие различных типовых
конструкций вызвано технологическими возможностями произ-
водства фрез на различных инструментальных заводах.
Конструкции фрез с двойной отрицательной геометрией. Эти
фрезы делят на типы. Тип /. Фреза (рис. 5.3) состоит из корпуса /,
в пазах которого установлены державки 2. Режущая пластина 3
боковыми гранями базируется на кольцевую проточку корпуса
и выступ державки. Державку пластины закрепляют винтом 8
в радиальном направлении, а в осевом она поджимается к пло-
скости кольца 5, привернутого со стороны опорного торца фрезы.
Режущая пластина поджимается к базовым поверхностям гнезда
клином 4, который перемещается в осевом направлении гайкой 6,
навинчиваемой на стержень, проходящий через отверстие корпуса
вдоль державки. Для более плотного поджатия пластины клин
имеет овальную форму, что позволяет ему ориентироваться по
плоскости (по передней поверхности) режущей пластины.
Для повышения качества обработанной поверхности в конструк-
ции фрезы предусмотрено регулирование положения ножа (с за-
чищающей режущей пластиной в осевом направлении). Регули-
рование осуществляется винтом 7, который в радиальном на-
правлении ввинчен в отверстие кольца и контактирует своей
конической частью с державкой пластины с зачищающей фаской,
которая выступает на 0,05—0,1 мм. Зачистной является специ-
144
Рис. б.З.
Фреза типа
на корпусе,
I с двойной отрицательной геометрией (одна базовая поверхность
вторая — вставная)
альная пластина, имеющая радиусный профиль одной грани.
Ширину профилирующей грани рассчитывают в зависимости от
подачи на оборот фрезы. Ширина грани должна быть больше по-
дачи на оборот с тем, чтобы не получать на обработанной поверх-
ности выступов между каждым следом зачищающего ножа.
Таким образом, на данных фрезах также могут быть исполь-
зованы стандартные пластины с зачищающими фасками или одна
пластина с широкой профилирующей радиусной кромкой. При
установке всех пластин с зачищающими фасками минимальное
их осевое биение достигается за счет точности выполнения держа-
вок пластин и упорного кольца.
Недостатком данной конструкции является размещение кре-
пежного элемента вдоль державки по оси фрезы. При оснащении
фрез пластинами с задними углами для получения положитель-
ных осевых углов на фрезе клин должен перемещаться в радиаль-
ном направлении. Это снижает универсальность конструкции
и ограничивает возможности создания фрез различной геометрии.
Данная конструкция фрез, основанная на использовании четырех-
гранных негативных пластин, выполняется с главным углом
в плане <р = 75° и числом зубьев г = 0,Юф, имеет двойную отри-
цательную геометрию (—урад,— уос).
Тип II. Фреза (рис. 5.4) состоит из корпуса /, в пазах кото-
рого размещены опоры 2 с режущими пластинами 3 и клиньями 4
и 5 для их крепления. Со стороны передней поверхности пластины
опираются на лыски бочкообразных штифтов 6, установленных
в отверстиях корпуса.
Конструкция предусматривает регулирование положения опор
под режущие пластины за счет их перемещения вдоль паза кор-
145
Рис. 5.4.
Фреза типа П с двойной отрицательной геометрией (открытые базовые поверх-
ности для пластины на вкладыш)
пуса в осевом направлении. Отрегулированные опоры и устано-
вленные на их базовые поверхности режущие пластины закрепляют
клиньями- При клиновом креплении пластин от точности испол-
нения элементов конструкции зависят площадки контактов пла-
стин с прилегающими элементами и зазоры между ними, которые
влияют на жесткость и виброустойчивость конструкции, что,
в конечном счете, сказывается на стойкости инструмента и ка-
честве обработанной поверхности.
Особенно большое значение это имеет для инструментов,
оснащенных пластинами из хрупких материалов, таких, как
керамика и безвольфрамовые твердые сплавы. Для повышения
жесткости в конструкцию введен компенсирующий элемент,
выполненный в виде бочкообразного штифта с лыской вдоль оси.
Штифт располагается со стороны передней поверхности пла-
стины, которая прижимается к лыске при затягивании клина.
Благодаря форме и свободной установке в отверстии корпуса
штифт ориентируется лыской по передней поверхности пластины,
что обеспечивает беззазорное прилегание контактных поверхно-
стей всех деталей, входящих в узел крепления.
Принятое конструктивное решение позволяет применять на
данных корпусах пластины из различных инструментальных
материалов и тем самым сократить номенклатуру выпускаемых
сборных конструкций фрез с СМП. В случае использования фрез
при черновом фрезеровании и снятии повышенных припусков
(t > 10 мм) со стороны опорного торца фрезы на корпусе уста-
навливают кольцо, на которое опираются опоры 2, и тем самым
146
предотвращается возможное смещение пластин в осевом напра-
влении. В этом случае от точности изготовления базовых поверх-
ностей опоры под пластины относительно поверхности, контак-
тирующей с кольцом, и точности самого кольца будут зависеть
осевое биение профилирующих кромок зубьев фрезы. Следует
отметить, что компенсирующий элемент 6 (бочкообразный штифт
с лыской) целесообразно применять в том случае, когда на одном
корпусе могут быть использованы пластины различного материала
одних и тех же габаритных размеров и с едиными геометрическими
параметрами.
Поэтому фрезы с компенсирующим элементом выполняют
только для пластин четырехгранной формы без задних углов
с диаметром вписанной окружности dBn = 12,7 мм и толщиной
S = 4,76 мм, которые изготавливают как из твердых сплавов
(в том числе из безвольфрамовых), так и из керамики. Фрезы
для пластин других форм и размеров выполняют без компенсиру-
ющих элементов. В этом случае пластины поджимаются клином
своей передней поверхностью к плоскости паза корпуса фрезы.
Наличие открытых пазов корпуса и простых деталей позво-
ляет организовать производство этих фрез на универсальном
оборудовании. Опорной подкладкой служит клин, который ее
фиксирует. Наличие клина со стороны опорной плоскости пла-
стины дает возможность исключить влияние неточности изгото-
вления пластин по толщине на биение режущих кромок.
На базе данной конструкции изготовляют фрезы с двойной
отрицательной (— урад, —уос), с двойной положительной (+трад»
+?ос) и положительно-отрицательной (—урад, +уос) геометрией.
Такая конструкция дает возможность создать фрезы с механиче-
ским креплением пластин трех- и четырехгранной формы с глав-
ным углом в плане <р = 90; 75 и 45°. Следует отметить, что при
выполнении фрез с геометрическими параметрами той или иной
группы изменяются только параметры узла базирования и кре-
пления пластин, принципиальная схема конструкции сохра-
няется.
Фрезы модульного типа. В последнее время достаточно широко
применяют конструкции фрез, в корпусах которых устанавли-
вают унифицированные элементы (модули), на которых фикси-
руются режущие многогранные пластины, различающиеся по
габаритным размерам и геометрическим параметрам.
Известны конструкции, в которых вкладыши к базовым гне-
здам под СМП фиксируют на корпусе винтом, а режущую СМП
в его гнезде— соответствующим клином, В этих конструкциях
не предусматривается осевое регулирование ножей, так как их
устанавливают в глухие пазы корпуса фрезы.
Другим вариантом фрез модульного типа являются конструк-
ции, в которых модульными вставками являются вкладыши,
в гнездах которых режущие СМП закрепляют специальными
винтами через центральное отверстие пластины. Вкладыши для
147
л -л
Рис. 5.5.
Фреза модульного типа с
креплением пластин кли-
ном во вкладыше (тип III)
пластин в корпусе фрезы фиксируют клиньями либо винтами,
которые поджимают их к опорным поверхностям корпуса фрезы.
Такой метод крепления пластин позволяет получить открытые
передние поверхности, что важно для обеспечения хорошего
отвода стружки и возможного регулирования положения ножей
в осевом направлении при клиновом креплении вкладышей.
Эти две схемы конструкций были использованы при разработке
отечественных фрез модульного типа.
Фрезы с клиновым креплением пластин (тип III). Фреза
(рис. 5.5) состоит из корпуса /, в пазах которого в осевом напра-
влении размещены державки 2 пластин 3. Державки в пазах
закрепляют винтами 4. Оси винтов 4 расположены под углом
к оси фрезы для того, чтобы державка 2 своим выступом, входя-
щим в кольцевой паз корпуса, поджималась к плоскости кольце-
вого паза в осевом направлении. Наличие выступа и его взаимо-
действие с кольцевым пазом корпуса фрезы обеспечивает надеж-
ное фиксирование державки с пластиной при использовании фрез
для чернового фрезерования и при возникновении больших
нагрузок.
Режущая пластина базируется в гнезде, которое выполнено
в державке, и закрепляется со стороны передней поверхности
клиновой вставкой 5, перемещаемой винтом 6, Державки с глу-
хими гнездами целесообразно выполнять методом точного литья
с последующей доработкой базовых и опорных поверхностей.
Данная конструкция фрезы отличается универсальностью: кор-
пус фрезы с прямыми пазами может быть использован с унифи-
цированными державками, гнезда в которых выполняют в зави-
симости от требуемых форм и размеров СМП. К недостаткам
конструкции следует отнести:
необходимость изменения параметров клина при использова-
нии пластин различной толщины;
148
A -A
Рис. 6.6.
Фрезы модульного типа с креплением пластин винтом во вкладыше (тип IV)
крепление пластин с помощью клина со стороны передней
поверхности пластины ограничивает возможность создания фрез
с числом зубьев г > 0,06 Сф;
необходимы ограниченные канавки для размещения сходящей
стружки;
практически невозможно регулирование ножей в осевом на-
правлении.
Фрезы с креплением пластин винтом через отверстие (тип IV).
Фреза (рис. 5.6) состоит из корпуса 7, в пазах которого установ-
лены вставки 2 с режущими пластинами 3. Вставки закрепляют
клином 4, расположенным в гнезде, образованном выборками
в корпусе и во вставке. Клин 4 поджимается винтом 5, ввернутым
в резьбовое отверстие клина, ось которого параллельна пло-
скости выборки во ставке 2. Вставка 2 имеет скос в сторону дна
паза. При завинчивании винта последний стягивает клин и вставку,
поворачивая при этом ее вокруг боковой плоскости 6 паза и под-
жимая к опорной плоскости паза корпуса, т. е. в направлении
действия силы резания. Такой метод крепления вставок обеспе-
чивает гарантированную жесткость стыков в нагруженной зоне
вставки и корпуса, что исключает появление дополнительных
вибраций. Расположение клина в гнезде, образованном выбор-
ками во вставке и корпусе, способствует размещению большего
числа зубьев в корпусе фрезы.
На фрезах могут быть использованы пластины различных форм
и размеров, что позволяет получить различную геометрию режу-
щей части. Пластины крепят специальным винтом, который
проходит через центральное отверстие пластины и поджимает
ее к базовым поверхностям гнезда своей цилиндрической частью
или головкой при использовании пластин с задними углами,
имеющих центральное отверстие тороидального сечения. Для
повышения качества обработанной поверхности при использо-
вании пластин с зачищающими фасками в конструкции предусмо-
трено регулирование положения ножей в осевом направлении.
На выступающем буртике корпуса, в который упирается вставка,
выполняют отверстия для установки эксцентрикового ключа,
с помощью которого при его повороте производится осевое регу-
149
лирование вставок с закрепленными пластинами. Точность регу-
лирования может достигать 0,01 мм. Отмеченные положительные
особенности конструкции позволили характеризовать данные
фрезы как наиболее перспективные.
На базе разработанных конструкций фрез в настоящее время
создана гамма типоразмеров торцовых фрез с различными геоме-
трическими и конструктивными параметрами в широком диапа-
зоне диаметров, которая рекомендуется для оснащения универ-
сального оборудования, а также станков с числовым программным
управлением, и в тохМ числе многоцелевых станков.
Фрезы торцовые с двойной отрицательной геометрией универ-
сального назначения. К данному типу относятся фрезы с механи-
ческим креплением СМП четырехгранной формы без задних
углов. Фрезы выполняют диаметром 100—500 мм с главным
углом в плане ср 75°. По числу зубьев предусмотрено изготовле-
ние фрез двух исполнений: г = 0,06£)ф; г — 0,Юф.
Оснащение фрез негативными пластинами без задних углов
позволяет получить следующую геометрию режущей части: урад =
- --8°, Тос - -8°.
Фрезы, оснащенные пластинами из твердого сплава соответ-
ствующих марок, рекомендуются в основном для обработки
открытых поверхностей деталей из чугуна НВ 200 при наличии
корки, включений, а также стальных деталей, имеющих неравно-
мерный припуск или прерывистые поверхности.
Взамен вольфрамсодержащих твердосплавных пластин с диа-
метром вписанной окружности 12,7 мм и толщиной 4,76 мм могут
быть использованы пластины из других инструментальных мате-
риалов, например из безвольфрамбвых твердых сплавов (КНТ-16;
ТН-20) или порошкового материала. Однако при этом следует
обращать Внимание на выбор пластин с требуемой геометрией,
которые должны соответствовать назначению фрез при выполне-
нии данной операции. Например, при выполнении чистовых
операций должны быть использованы пластины класса допуска С
с зачищающими фасками по ГОСТ 19042 —80. Максимальная
глубина фрезерования при обработке фрезами с пластинами,
имеющими dHn == 12,7 мм, не должна превышать 10 мм, фрезами
с пластинами, имеющими dBn = 15,9 мм, не должна превышать
14 мм.
Фрезы с механическим креплением негативных пластин (без
задних углов) в тех случаях, где их можно использовать, являются
наиболее экономичными с точки зрения расхода твердого сплава,
так как они имеют восемь режущих кромок, что сокращает вдвое
расход дорогостоящего инструментального материала. Это об-
стоятельство позволяет рекомендовать данный тип фрез для
достаточно широкого объема работ.
Техническая оценка разработанных новых конструкций фрез
была получена при проведении стойкостных испытаний и
сравнении с ранее выпускаемыми фрезами с механическим кре-
150
Рис. 6.7.
Зависимость стойкости фрез от подачи на
зуб:
/ — с креплением пластин клином; 2 — с под-
жимом пластин к базовым опорам штифтом
державки
плением четырехгранных пла-
стин. Испытания проведены на
станке 6Н13П при обработке за-
готовок из стали 40Х (НВ 187—
217) шириной В = 85 мм фрезами
диаметром 125 мм с пластинами
из твердого сплава Т5К10 при
скорости резания v = 150 м/мин
и глубине резания t = 3 мм. Испытания проводили с варьирова-
нием подачи. За критерий изнашивания был принят износ по
задней грани h3 = 1,2 мм.
Результаты испытаний представлены на рис. 5.7. При работе
на одних и тех же режимах стойкость новых фрез (кривая 1)
выше стойкости ранее применяемых стандартных фрез (кривая 2),
причем с увеличением подачи эта разница становится более ощу-
тимой и на подачах свыше 0,3 мм на зуб превышает 100 %. Об-
ласть рациональных подач, исходя из максимального объема
срезаемого материала за один период стойкости инструмента,
составляет для ранее применяемых фрез 0,1—0,2 мм/зуб, а для
новых фрез 0,3—0,4 мм/зуб. Эти результаты испытаний говорят
о том, что новые фрезы обладают повышенной жесткостью и ви-
броустойчивостью и, следовательно, обеспечивают более высокую
производительность фрезерования. Однако наличие отрицатель-
ных передних и осевых углов ограничивает в ряде случаев воз-
можность использования данных фрез из-за повышенных сил
резания и неблагоприятного отвода стружки из зоны резания.
Необходимость применения фрез с положительной геометриче-
ской режущей частью вызвана не только ограниченной мощностью
станка или малой жесткостью технологической системы, но и свой-
ствами материала заготовки. Поэтому разработаны фрезы с меха-
ническим креплением пластин с задними углами.
Фрезы с двойной положительной геометрией. Фрезы данного
типа выполняют с главным углом в плане ф = 75°, диаметром
100—500 мм в двух исполнениях в зависимости от числа зубьев:
z = 0,06£>ф и г = 0,1£>ф. Использование пластин с задними углами
дает возможность обеспечить положительные передний у = 0°
и задний а = 9° углы (урад = 2°; уос = 7°). Фрезы данного типа
оснащают пластинами, имеющими разные диаметры вписанной
окружности: dBn = 12,7 мм, dBn = 15,9 мм, dBn = 19,05 мм.
Фрезы с пластинами, имеющими dBn = 12,7 мм, рекомен-
дуются для станков ограниченной мощности; их применяют
в основном при обработке стальных деталей с открытой поверх-
151
ностью из стали и чугуна (НВ < 200) при глубине резания до
10 мм.
Фрезы с пластинами, имеющими dBn = 15,9 и 19,05 мм, вы-
полняют крупнозубыми; они предназначены для тяжелых усло-
вий фрезерования при черновой обработке в основном заготовок
из стали и в отдельных случаях из чугуна (на мощных станках).
Фрезы с двойной положительной геометрией рекомендуются
для фрезерования заготовок из: углеродистой стали (НВ 120—300),
низколегированной стали (НВ 130—300), коррозионно-стойкой
стали (НВ 150—220), ковкого (НВ НО—230) и серого (НВ 180—
200) чугуна. Однако в практике часто встречаются случаи, когда
помимо наличия положительных осевых углов, обеспечивающих
благоприятный отвод стружки из зоны резания, необходимо
обеспечить достаточно прочное режущее лезвие, исключающее
преждевременное разрушение пластин из-за появления сколов,
выкрашиваний и т. д. Такая геометрия может быть достигнута
за счет применения негативных пластин, но со срезанными под зад-
ний угол вершинами, профилирующими поверхность обработки.
Фрезы с отрицательно-положительной геометрией (для тяже-
лых условий фрезерования). Широкое применение в мировой
практике находят фрезы, оснащенные негативными пластинами
с выполненными под углом вершинами. Такая форма пластин
позволяет установить их в корпусе фрезы, обеспечивая положи-
тельный осевой угол. При этом, как показали исследования, наи-
лучший отвод стружки достигается при наличии главного угла
в плане ср = 42°. Для создания задних углов по главной режущей
кромке пластина развернута на отрицательный радиальный
угол. Фрезы, выпускаемые зарубежными фирмами, имеют сле-
дующую геометрию режущей части: уос = 8 , урад == 16°; у ~
= —5°; X = 17° 30'. С данной геометрией изготавливают фрезы,
оснащенные трехгранными пластинами, которые используют на
черновых операциях при снятии относительно небольших припу-
сков, а также фрезы с механическим креплением специальных
пластин ромбической формы, которые используют для снятия
увеличенных припусков с заготовок, обрабатываемых на крупных
фрезерных станках.
Для выполнения подобных операций в отечественной промыш-
ленности разработаны фрезы, которые оснащают пластинами
трехгранной формы со срезанными вершинами. Пластины уста-
навливают в корпусе фрезы, имеющей следующую геометрию
Ф = 75°; Трэд = —10°; уос = 12°; (у = —6°). Пластины уста-
навливают под углом ф = 75° для возможности использования
относительно небольших габаритных размеров пластин (dBn =
'= 12,7 мм), позволяющих снимать припуск до 16 мм за один
проход. Фрезы изготавливают диаметром 100—315 мм с числом
зубьев z = 0,06£)ф.
Для продольно-фрезерных станков, на которых обрабатывают
крупногабаритные корпусные детали, рекомендуются фрезы, осна-
152
щенные специальными пластинами, габаритные размеры которых
выбраны с учетом допустимых нагрузок, возникающих при резании.
Фрезы с указанными геометрическими параметрами предна-
значены для чернового фрезерования. Они позволяют обрабаты-
вать заготовки с большими подачами при максимальной ширине
фрезерования. Эти фрезы могут быть использованы и в тех слу-
чаях, когда глубина резания и подача ограничены вибрациями,
возникающими из-за большой длины шпиндельной консоли или
изнашивания шпинделя.
Фрезы можно использовать при обработке заготовок из стали
(НВ 150—300), стального литья (НВ 250—300), коррозионно-
стойкой стали (НВ 150—200), ковкого чугуна (НВ НО—250),
отбеленного чугуна (HRC3 40—50).
Фрезы торцовые для обработки уступов. В металлообрабаты-
вающей промышленности значительное место отводится инстру-
менту, позволяющему отрабатывать уступы и пазы. Таким ин-
струментом являются, фрезы с главным углом в плане ф = 90°,
оснащенные пластинами трехгранной формы. Учитывая характер
выполняемых операций фрезы для обработки уступов выполняют
с выступающей относительно корпуса и других элементов кон-
струкции режущей кромкой. Это дает возможность обрабатывать
глубокие уступы.
Фрезерование в этих условиях в основном сопровождается
необходимостью вывода стружки из зоны резания. Поэтому фрезы
для обработки уступов в основном оснащают пластинами с зад-
ними углами, что дает возможность получить положительные
осевые углы, благоприятно влияющие на отвод стружки. Наличие
положительных передних углов позволяет снизить силу резания,
что часто бывает необходимым при выполнении этих операций.
Поэтому, не расширяя номенклатуры выпускаемого инструмента,
фрезы для обработки уступов оснащают пластинами с задними
углами. Наличие положительной геометрии позволяет наиболее
рационально использовать данные фрезы в общем объеме выпол-
няемых работ. Торцовые насадные фрезы выполняют диаметром
100—500 м, хотя при этом следует отметить, что наиболее эффек-
тивны в эксплуатации фрезы диаметра менее 200 мм.
Расположение пластин трехгранной формы с задними углами
11° в корпусе фрезы с главным углом в плане ф == 90° дает возмож-
ность получить следующую геометрию режущей части: урад = 0°;
уос = 7°; а = 1Г. Принятые геометрические и конструктивные
параметры позволяют рекомендовать данные фрезы для обра-
ботки заготовок из следующих материалов: углеродистой’стали
(НВ 125—180), низколегированной отожженной стали (НВ 125—
225), высоколегированной отожженной стали (НВ 150—250),
коррозионно-стойкой отожженной стали (НВ 150—220), ковкого
(НВ 110—230) и серого (НВ 180—260) чугуна.
Однако при подборе конструкции фрезы для конкретной
операции может оказаться, что для заданных условий, например
153
при малых глубинах фрезерования, прерывистых поверхностях,
повышенной твердости обрабатываемого материала, наиболее
целесообразным является использование фрез, оснащенных пла-
стинами без задних углов, т. е. с отрицательной геометрией
режущей части. Эффективность применения этих фрез увеличи-
вается с увеличением объема заготовок. Это объясняется отно-
сительным снижением затрат на инструмент в общем объеме за-
трат на производство данных деталей.
Фрезы торцовые для обработки заготовок из алюминия. Если
для обработки заготовок из вязких сталей, включая коррозионно-
стойкую, можно рекомендовать фрезы с механическим креплением
пластин с задними углами 11°, то для обработки заготовок из
алюминия получаемая геометрия (уос = +7°; урад == 0 ... 2°)
не является рациональной. Были разработаны и освоены фрезы,
геометрия которых обеспечивала обработку заготовок из алю-
миния и его сплавов. Необходимость создания фрез с увели-
ченными положительными передними углами требует использова-
ния пластин с углами по боковым граням а = 26°. Наличие
таких пластин позволило создать сборные фрезы с геометрией
режущей части, которая в наиболее полной мере отвечает требо-
ваниям, предъявляемым к фрезам данного типа.
Фрезы для обработки открытых поверхностей оснащают пла-
стинами четырехгранной формы (dBn = 12,7 мм) толщиной S =
= 3,18 мм, которые устанавливают при главном угле в плане
Ф = 75° с радиальным урад = +12° и осевым уос = +15° углами
(а = 11°; у = 15°). При необходимости создания угла в плане
Ф = 90° для обработки уступов фрезы оснащают пластинами
трехгранной формы и выполняют углы урад = 14° и уОс = +15°.
Для благоприятного отвода стружки, учитывая механические
свойства материала заготовки, фрезы выполняют с малым числом
зубьев г = (0,05 ... 0,06) и достаточным пространством кана-
вок, выполненных между зубьями со стороны передней по-
верхности пластины.
Фрезы выполняют диаметром от 100 до 500 мм на базе
2—4 типов.
Фрезы торцовые с увеличенным числом зубьев. В условиях
фрезерования прерывистых поверхностей чугунных корпусных
деталей, например плоскостей разъема картера двигателя или
других деталей с малой поверхностью обработки, используют
фрезы с увеличенным числом зубьев, обеспечивающие возмож-
ность работы на повышенных подачах и высокую стойкость.
Подобные детали обрабатывают часто в условиях автоматизиро-
ванного производства, где процесс разделен на две последователь-
ные обработки — черновую и чистовую. Различные условия
фрезерования выдвигают определенные требования к конструк-
ции фрезы, ее геометрии, точности и т. д. Поэтому фрезы для
черновой и чистовой обработки могут отличаться друг от друга
по некоторым параметрам.
154
Рис. 5.8,
Торцовая фреза с увеличенным
числом зубьев (z -- 0,141)ф) и
креплением пластин клином в ре-
гулируемом вкладыше
Для этих целей взамен фрез,
оснащенных напайными ножами,
используемых на автоматических
линиях, были созданы сборные
фрезы с механическим крепле-
нием сменных многогранных пла-
стин с числом зубьев г = 0,14£>ф (рис. 5.8). Конструкция фрезы
основана на использовании пластин трехгранной формы без
задних углов на главных режущих кромках, но вершины пластин
на профилирующей кромке заточены под углом для создания
осевого положительного угла. Пластины / устанавливают в гне-
здах вкладышей под углом <р = 42° и закрепляют клином со
стороны передней поверхности.
В связи с необходимостью разместить максимальное число
зубьев (г == 0,14Дф) вставные элементы 2 с гнездами под пласти-
ны 1 выполняют минимальной толщины (толщина опоры под
пластину равна 3 мм), а крепящие ее клинья 3 установлены в глу-
хие пазы корпуса между зубьями. Вкладыш пластины предвари-
тельно устанавливают в пазах корпуса до упора в кольцо 4 и
закрепляют вторым клином 5.
Режущая пластина расположена в корпусе фрезы в осевом
направлении под углом уос = 8°, в радиальном направлении
155
под углом урад = 20°, образуя передний угол у = —8°. Приня-
тая геометрия режущей части имеет следующие особенности:
главный угол в плане ф = 42° дает возможность значительно
сократить вырывы обработанной поверхности при выходе зуба
из зоны резания;
наличие отрицательных передних углов создает прочную
режущую часть;
угол в плане ф = 42° уменьшает толщину среза при заданной
подаче на зуб;
положительный осевой угол уос — 8° в сочетании с главным
углом в плане ф = 42° обеспечивает благоприятный отвод стружки
из зоны резания.
Приведенные данные в целом отвечают требованиям, которые
предъявляют к данным фрезам, работающим в условиях автома-
тизированного производства. Однако следует отметить, что для
получения требуемого качества обработанной поверхности необ-
ходимо создать условия, обеспечивающие минимальное биение
профилирующей кромки зубьев в осевом направлении, которая
расположена перпендикулярно к оси фрезы. Технологически
трудно за счет точности изготовления деталей конструкции обес-
печить необходимую точность положения профилирующей кромки,
ширина которой принята 1,5—2 мм. Поэтому для решения этой
задачи в конструкцию введено регулировочное устройство. На
вкладыше пластин со стороны его взаимодействия с упорным
кольцом фрезы выполнен угловой уступ, а на выступающей
части вкладыша резьбовое отверстие. В. резьбовое отверстие ввер-
нут специальный винт 6 с тороидальной головкой. При завинчи-
вании винта его головка, контактируемая с плоскостью упорного
кольца и наклонной плоскостью уступа вкладыша, перемещает
последний в осевом направлении.
Для более точного регулирования и стабильности положения
головки винта, установленного в требуемое положение после
регулирования, уступ вкладыша выполнен наклонно к плоскости,
перпендикулярной к оси фрезы. Это дает возможность создать
условие поджима регулировочного винта к плоскости паза кор-
пуса фрезы, обеспечивая тем самым силовое замыкание головки
винта по трем точкам плоскостей (вкладыша, кольца и боковой
стенки паза). Установку зубьев следует производить при пред-
варительно закрепленных вкладыше и режущей пластине.
Необходимо отметить, что достижение требуемой точности
положения профилирующих кромок относительно опорной пло-
скости фрезы может быть недостаточным, если опорный торец
шпинделя станка не отвечает заданным требованиям по точности,
так как перекос оси фрезы приводит к снижению шероховатости
поверхности и отклонению от ее плоскостности. Учитывая, что
обработка корпусных деталей в ряде случаев требует применения
фрез соответствующего диаметра (D > 250 мм), которые могут
работать с увеличенными минутными подачами (SM >
156
t
г
Рис. 5.9.
Торцовая сборная насадная фреза диаметром 50—80 мм с креплением пластин
в гнездах корпуса
> 1000 мм/мин), в практике применяют фрезы для чистовой
обработки с механическим креплением четырехгранных пластин,
с длиной профилирующей кромки, равной длине грани пластины.
Пластины в корпус^ располагают под углом Ф1 = 0° для перекры-
тия подачи на оборот фрезы одной из выступающей грани пла-
стины.
В ряде случаев такое решение дает положительные резуль-
таты, но при нежесткой технологической системе появляется вол-
нистость, которая не соответствует требованиям обрабатываемой
детали. Поэтому в этих случаях могут быть использованы фрезы
с менее широкими зачищающими фасками (f « 1,5 мм), но зубья
(пластины) должны иметь минимальное биение в осевом направле-
нии. В силу своих конструктивных и эксплуатационных особен-
ностей указанные фрезы не могут быть рекомендованы для об-
щего применения; они являются специальными и используются при
выполнении конкретных операций. Фрезы выполняют диаметром
125—500 мм.
Насадные торцовые сборные фрезы малого диаметра. При вы-
полнении отдельных операций, например при обработке корпус-
ных деталей на станках с программным управлением, появляется
необходимость применения насадных торцовых фрез диаметром
50—80 мм (рис. 5.9). Такие фрезы могут быть использованы и на
удлиненных оправках модульного типа.
Малые габаритные размеры фрез и наличие посадочного отвер-
стия ограничивают конструктивные возможности создания фрез
со вставными вкладышами для пластин. Поэтому такие фрезы
изготовляют с базовыми гнездами под пластины, выполненными
непосредственно в корпусе 1 фрезы. Пластины 2 на фре-
157
Рис. 6.10.
Торцовая сборная насадная фреза
с тангенциальным расположением
пластин
зах закрепляют специальны-
ми винтами, проходящими
через центральное отверстие
с тороидальной фаской, или
прихватами 3 со стороны пе-
редней поверхности.
Пластины в корпусе фре-
зы могут быть расположены
под соответствующими угла-
ми установки (трад И уос) в
зависимости от условий их
применения. На рис. 5.9 пред-
ставлена конструкция фрезы
с механическим креплением трехгранных негативных пластин
с главным углом в плане <р = 90°.
Фрезы торцовые с тангенциальным расположением СМП.
Тангенциальное расположение пластин на корпусах режущего
инструмента способствует оптимальному использованию предела
прочности твердого сплава, позволяет работать с большой толщи-
ной срезаемого слоя без риска их разрушения. Это обстоятельство
явилось основанием для создания отечественных конструкций
торцовых фрез с механическим креплением СМП из безвольфрамо-
вых и вольфрамсодержащих твердых сплавов.
Фрезы с механическим креплением пластин из безвольфрамо-
вых твердых сплавов выполняют диаметром 100—20,0 мм, их
рекомендуют для использования на универсально-фрезерных
станках средней мощности. На фрезах применяют пластины четы-
рехгранной формы (14X14 мм) с отверстием, расположенным по
центру.
Фрезы с пластинами из вольфрамсодержащих сплавов (25 X
Х25 мм) рекомендуют применять для снятия повышенных при-
пусков при обработке стальных и чугунных деталей на крупных
фрезерных станках. Фрезы изготавливают диаметром свыше
200 мм.
Указанные фрезы с тангенциальным расположением много-
гранных пластин различных назначений выполняются единой
конструкции (рис. 5.10). В корпусе 1 фрезы под углом уос = 11°
к оси фрезы выполнены открытые гнезда под пластины 2, которые
имеют радиальные опорные базы.
В качестве осевых базовых опор для пластин служат запрессо-
ванные в гнезде корпуса штифты 3 с лысками, к которым поджи-
маются пластины. Центральное отверстие пластин для фрез
D > 200 мм выполнено с фасками с двух сторон. Закрепление
158
пластин осуществляется винтом 4 с конической головкой, кото-
рая контактирует с фаской отверстия, а за счет смещения резьбо-
вого отверстия под винт последний поджимает пластину к осевой
и радиальной базовым поверхностям гнезда.
Для облегчения процесса резания на опорных плоскостях пла-
стин выполнены стружкоразделительные канавки, получаемые
прессованием, которые смещены на противоположных режущих
кромках относительно друг друга. Принятая форма и геометрия
СМП дает возможность использовать четыре грани режущей пла-
стины. Фрезы выполняют с главным углом в плане ф = 75°.
5.3.	Основные параметры режущих пластин
для торцовых фрез
Если выбор конструкции фрезы определяется
рекомендуемыми геометрическими и конструктивными парамет-
рами, то необходимая марка инструментального материала, форма
и размеры пластин должны также быть установлены по исходным
требованиям к выполнению конкретной операции.
При выборе размера4 пластин следует исходить из установлен-
ного практикой положения, что толщина снимаемого за проход
припуска не должна в среднем превышать 2/3 длины грани пла-
стины. Толщину пластины обычно устанавливают на стадии проек-
тирования фрез с учетом их назначения и эксплуатационных
особенностей.
При повышенных требованиях к чистоте поверхности и при
совмещении предварительного и чистового проходов фрезы должны
быть оснащены пластинами с зачищающими фасками класса до-
пуска С. Ширина зачищающей фаски, предусмотренная на стан-
дартных пластинах, f = 1,5 мм, не должна перекрываться пода-
чей за один оборот фрезы. Только в этом случае может быть дости-
гнут эффект от использования этих пластин. Однако при этом
следует отметить, что для достижения более высокого качества
обработанной поверхности рекомендуется работать при глубине
фрезерования, не превышающей 1 мм. Для получения шерохова-
тости поверхности Ra = 1,25 мкм следует соблюдать условия
обеспечения параллельности профилирующих кромок обработан-
ной поверхности. Это требование обеспечивается за счет точности
положения торца шпинделя станка, точности изготовления фрез
и жесткости технологической системы. При выборе форм и разме-
ров пластин следует учитывать взаимосвязь глубины резания,
диаметра фрезы, суммарной длины одновременно режущих кро-
мок, которая оказывает существенное влияние на виброустой-
чивость технологической системы.
Измерения составляющих силы резания показали, что наличие
зачищающих фасок приводит лишь к незначительному увеличению
составляющих силы резания и Ру (рис. 5.11). Ширина зачи-
щающей фаски, принятая для стандартных пластин, возможна
159
Рис. б.П.
Зависимость
резания от
чищающими
составляющих Рж, Pv, Pz силы
глубины резания для фрез с за-
фасками (-------) и без них
на фрезах диаметром 200 мм (с учетом
подачи So). Чтобы достигнуть высоких
параметров шероховатости обработан-
ной поверхности при работе фрезами
диаметром более 200 мм, требуется на-
личие более широких зачищающих фа-
сок. Широкие зачищающие фаски на
каждом зубе фрезы, особенно при обработке заготовок из стали,
могут привести к появлению дополнительных вибраций. В этом
случае целесообразно использовать фрезы со специальными зачи-
щающими пластинами, форма профилирующей кромки которых
может быть принята как прямолинейной, так и радиусной (в за-
висимости от указанных выше причин). Радиус профилирующей
кромки рассчитывают в зависимости от требуемой чистоты обра-
ботанной поверхности. Высота микрошероховатостей зависит
от радиуса профилирующей кромки Rt и подачи на один оборот
фрезы So и может быть подсчитана по формуле
H = Rf	0,255*.
Требуемый радиус профилирующей кромки пластины может
быть получен на заточном станке с использованием простого
приспособления.
Шероховатость обработанной поверхности зависит не только
от положения профилирующих кромок относительно обработанной
поверхности, но и от взаимного их расположения в осевом напра-
влении. Поэтому фрезы для выполнения чистовых операций долж-
ны иметь минимальное осевое биение, которое достигается за счет
точности изготовления ножей или осевого регулирования их поло-
жения.
Если точность положения профилирующих кромок в основном
влияет на чистоту поверхности, то радиальное биение оказывает
на это косвенное влияние и в основном сказывается на стойкости
главных режущих кромок. Поэтому вопросу выбора точности
режущих СМП отводится важное значение, так как радиальное
биение зависит не только от точности изготовления элементов
конструкции. Свести биение до минимума практически трудно.
Поэтому при определении допустимого биения зубьев фрез необ-
ходимо знать условия их эксплуатации: прочность обрабатывае-
мого материала, жесткость технологической системы и другие
факторы, влияющие на стойкость инструмента.
Для определения оптимальных режимов резания при обработке
заготовок из материалов с различной прочностью необходимо
160
Рис. Б.12.
Зависимость неравномерности загрузки
зубьев торцовой фрезы от жесткости
станка
согласовать биение фрез со зна-
чениями подач, допускаемых проч-
ностью твердых сплавов. Про-
веденные исследования показали,
что в процессе работы под воз-
действием силы резания проис-
ходит перераспределение загруз-
ки зубьев фрезы по сравнению с
расчетными значениями.
Фактическую загрузку зубьев
фрезы определяли методом мече-
ных стружек от каждого зуба
фрезы, учитывая, что при задан-
ной глубине и ширине фрезерова-
ния толщина среза в направлении,
противоположном перемещению стола, пропорциональна массе
стружки. По массе меченых стружек с каждого зуба определяли
фактическую подачу на зуб. Правильность расчета проверили по
заданной подаче на один оборот фрезы.
Данный метод при исследовании был выбран в связи с тем, что
толщину среза по фиксируемой на осциллограмме окружной силе
практически очень трудно определить, так как при числе одновре-
менно работающих зубьев г' > 2 может быть установлено только
усредненное значение. толщины среза, а при наличии биения
зубьев фрезы по главным режущим кромкам достоверность изме-
рения еще более уменьшается.
Метод меченых стружек позволяет точно установить изменение
толщин среза каждого зуба на любом участке его контакта с заго-
товкой с учетом изменения толщин среза, под действием изменения
сил резания от предыдущих и последующих зубьев. Для этого
обрабатываемую заготовку составляют из отдельных частей,
ширину и число которых выбирают в зависимости от точности
получения данных, числа зубьев и прочих факторов. На верхнем
торце скрепленных составных частей заготовки наносят продоль-
ные риски, которые оставляют свои отпечатки на стружках, сре-
занных зубьями фрезы.
При работе фрезой, имеющей при проверке в рабочем положе-
нии биение режущих кромок (6 <0,01 мм), разность в загрузке
отдельных зубьев может быть следствием только характеристики
станка и специфических особенностей процесса торцового фрезе-
рования, а максимальную разность в фактической загрузке отдель-
ных зубьев фрезы с «нулевым биением» можно принять за дости-
жимый предел равномерности.
6 Г. Л. Хает и др.
161
Установлено, что максимальная разность фактической подачи
на зуб (ДХ2 = S2 max — S2 mln) при работе фрезы с биением
6 < 0,01 мм на стенках средней мощности достигает 0,1 мм.
Данное явление фиксировали на станках с различной жест-
костью (рис. 5.12). На рисунке каждая точка графика есть среднее
арифметическое пяти опытов.
С увеличением биения главных режущих кромок увеличивается
неравномерность загрузки зубьев. Для фрез с биением 6	0,08 мм
(и смежных зубьев = 0,5 6) AS2 = 0,18 мм. Для фрез с бие-
нием 6	0,15 мм ASZ — 0,2 мм.
Исследованиями установлено, что изменение коэффициента
неравномерности р от 1 до 1,8 не оказывает существенного воз-
действия на загрузку зубьев фрезы. Следует отметить, что наличие
неравномерного окружного шага (Дер = 6°) на фрезах диаметром
100—200 мм не уменьшает неравномерности загрузки зубьев.
В процессе исследования было также установлено, что на
протяжении всего угла контакта зуба с заготовкой происходит
периодическое изменение фактической толщины среза, макси-
мальная разность которой достигает 0,06 мм при работе с подачами
Sz 0,15 мм/зуб.
Изучение загрузки зубьев торцовых фрез показало, что в про-
цессе резания происходит отклонение системы от статического
положения, которое вызывает изменение толщины среза зуба фре-
зы. Резкое отклонение одного или нескольких ,звеньев системы
в определенной зоне режимов резания может привести к появле-
нию вибраций, возникающих в системе станок — инструмент —
заготовка. Найти причину этого явления можно при подробном
изучении процесса фрезерования в динамике.
Одновременное фиксирование колебаний (отклонений) шпин-
деля и стола, а также изменение составляющей силы резания Pt
при торцовом фрезеровании дает возможность наиболее правильно
подойти к изучению процесса резания. Для получения осцилло-
грамм, фиксирующих одновременно отклонение шпинделя по
осям X и Z, стола по оси Z, скорости движения стола, использо-
вали специальные устройства (датчики, показания которых уси-
Рис. 5.13.
Изменения отклонений
шпинделя и стола при ра-
боте фрезы диаметром
125 мм, 2—8:
1 — отклонение шпинделя
от оси X: 2 — отклонение
шпинделя от оси Z; 3 — из-
менение скорости движения
стола; 4 — составляющая
силы Pz; 5 — показания от-
метчика
162
ливались и записывались на пленке). Значение составляющей Pz
фиксировали динамометром.
На осциллограмме, приведенной на рис. 5.13, ясно видна дина-
мическая неустойчивость шпинделя и стола, зафиксированная
при работе фрезы диаметром 125 мм, z = 8 с биением 6 < 0,01 мм
при Sz = 0,2 мм/зуб; v == 188 м/мин, t == 3 мм, В = 70 мм при
фрезеровании заготовки из стали 45 ца станке 6Н13П, имеющего
жесткость J = 3,34-107 Н/м. Для определения частоты колебаний
или времени прохождения того или иного процесса использовали
отметчик с частотой f = 500 Гц.
Проведенные эксперименты показали, что в процессе резания
нарушается устойчивость системы и наблюдаются механические
колебания основных звеньев станка. В процессе фрезерования
возникают колебания рассматриваемых звеньев системы и их
отклонения от статического положения, частота и амплитуды кото-
рых зависят от нарушения устойчивости при фрезеровании. Глав-
ными факторами нарушения устойчивости является малая жест-
кость системы и наличие циклических нагрузок (на осциллограмме
наибольшее значение составляющей системы Р2 = 3500 Н, наи-
меньшее 1500 Н).
Отклонение шпинделя от статического положения по оси X
составляет 0,1 мм, по оси Z — 0,16 мм. Характер изменения
отклонений шпинделя различен. Увеличение или уменьшение
отклонения в том или ином направлении протекает не плавно,
а колеблется с частотой от 80 до 500 Гц (в установившейся зоне
вращения), что не соответствует произведению пг.
Продолжительность работы в установившейся зоне также раз-
лична, но никогда не превышает времени одного оборота фрезы.
Отклонение этой зоны от статического положения не постоянно
даже при работе на одном режиме резания, но характер кривых
изменения движения шпинделя с периодическим повторением их
за каждый оборот фрезы остается неизменным в течение достаточно
длительного времени работы.
При неустановившемся характере движения шпинделя он реаги-
рует в момент входа и выхода зуба фрезы из зоны контакта с обра-
батываемой заготовкой.
Колебание скорости движения стола по своему характеру
отличны от шпинделя. Анализ осциллограммы 3 изменения ско-
рости движения стола показывает, что эти изменения зависят
от жесткости данного звена, режимов резания и биения фрезы.
С момента входа зуба в контакт с заготовкой скорость уменьшается
и почти не изменяется до момента выхода предыдущего зуба фрезы
из зоны контакта. После выхода одного зуба из работы скорость
опять увеличивается.
В направлении поперечной подачи стол незначительно реаги-
рует на изменение составляющей силы Ръ в процессе резания.
Установлено, что с момента начала процесса фрезерования проис-
ходит плавное нарастание отклонения данного звена до определен-
6*	163
ного значения. При остановке станка стол постепенно возвращается
в первоначальное положение.
Проведенные опыты в широком диапазоне режимов резания
при работе фрез с различным биением (6 = 0... 0,2 мм) показали,
что нарушение устойчивости обоих звеньев системы (шпинделя
и стола) при фрезеровании является сложным колебательным
процессом. Наибольшее влияние на динамику процесса оказывают
отклонения шпинделя по осям X и Z и стола в направлении его
движения. Отклонение стола в направлении оси Z воздействует
в основном на точность обработки. Эти колебания являются при-
чиной неравномерности загрузки зубьев фрезы и влияют на стой-
кость инструмента.
Увеличение биения смежных зубьев от 0,07 до 0,15 мм нару-
шает закономерность изменения отклонения шпинделя по осям X
и Z и ритмичность изменения скорости движения стола. При опре-
делении влияния коэффициента неравномерности на отклонения
исследуемых звеньев станка установлено, что с увеличением его
от 1,1 до 1,62 заметно нарушается устойчивый процесс движения
шпинделя в направлении осей X и Z. В данном случае наблюдаются
наиболее резкие колебания шпинделя, частота которых соответ-
ствует f = пг.
Полученные в результате исследований данные позволили
согласовать значения фактических наибольших задач на зуб с гра-
ницами подач допустимых прочностью твердых сплавов.
На основании полученных данных разработаны технические
условия (ГОСТ 26596—85) на торцовые фрезы с механическим
креплением СМП, где сформулированы требования по биению фрез
в зависимости от класса допуска используемых пластин.
На основании изложенного следует, что с увеличением проч-
ностных характеристик обрабатываемого материала необходимо
использовать фрезы с минимальным биением главных режущих
кромок, т. е. оснащать фрезы пластинами более высокого класса
допуска (С, Е). В ряде случаев при черновой обработке заготовок
из углеродистой стали, серого чугуна, когда качество поверхности
не является лимитирующим фактором, можно использовать фрезы,
оснащенные пластинами класса допуска G (ГОСТ 19086—80).
Значения допустимого биения фрез приведены в табл. 5.2.
При выполнении отдельных операций относительное располо-
жение торцовой фрезы и заготовки может оказать также суще-
ственное влияние на стойкость инструмента и процесс фрезеро-
вания. При обработке открытых поверхностей возможны три
схемы работы фрезы: симметричная и две несимметричные. Сме-
щение заготовки относительно фрезы вызывает увеличение дуги
контакта и уменьшение средней толщины стружки. Кроме того,
изменяется толщина стружки при врезании и при выходе зуба
из контакта с заготовкой. Смещение заготовки в сторону врезания
зуба уменьшает толщину стружки при врезании и, наоборот,
увеличивает ее при выходе. В результате этого уменьшаются
164
5.2. Допустимое биение торцовых фрез
Класс допуска пластины	Радиальное биение, мм	Осевое биение, мм	
		без регулирования ножей	с регулированием ножей
С *	0,05	0,04	0,015
F	0,06	0,04	0,02
С	0,07	0,05	0,03
G	0,08	0,08	0,05
* Контрольная пластина.
5.4.	Присоединительные размеры, мм, фрез типа В
d
D	d	di (не ме- нее)	d2 (не менее)	1	Н
40	16	23	33	18	40
50 63	22	30	41	20	
63 80	27	38	49	22	
					50
80 100	32	45	59	25	
100 125 160	40	56	71	28	
					63
160 200	50	67	91	31	

165
5.5.	Присоединительные размеры, мм, фрез типа С
А -А
D dW f
.	li
(не ме- (Не ме.
Нее> нее)
b
Н\2
160
40	66,7
14	20
90
105 16,4	9
200
250
101,6
18	26
130
155
250
315
400
500
630
315
400
500
630
120,6
60
22	34
155
180
25,7
14
80
101,6 177,8 18	26
177,8	—	22	34
34
255
245
мгновенные нагрузки при врезании. Кроме того, при врезании
имеют значение также место первоначального контакта и скорость
возрастания сечения стружки.
Если первоначальный контакт произойдет в одной точке, то
при дальнейшем продвижении зуба площадь контакта зуба с заго-
товкой будет увеличиваться с определенной интенсивностью до
значения, соответствующего сечению среза. Интенсивность нара-
стания сечения среза и, следовательно, силы резания зависит
от расположения фрезы и заготовки, а также геометрии режущей
части.
166
Наилучшие результаты по стойкости получаются:
при обработке заготовок из высоколегированных коррозион-
но-стойких и жаропрочных сталей, при смещении заготовки в сто-
рону выхода зуба; этим иногда можно достичь увеличения стой-
кости фрезы в несколько раз;
при обработке заготовок из малолегированных конструкцион-
ных сталей с пониженной пластичностью (типа 25ХНВА) при
смещении заготовки в сторону врезания зуба.
При обработке заготовок из углеродистых сталей с повышен-
ной пластичностью смещение заготовки от симметричного поло-
жения практически не влияет на стойкость фрезы.
Согласно ГОСТ 27066—86 установлены следующие типы торцо-
вых фрез: А и В — фрезы, закрепляемые на оправках; С — фрезы,
закрепляемые на концах шпинделей.
Основные размеры фрез типа А приведены в табл. 5.3,. типа В —
в табл. 5.4, типа С — в табл. 5.5. Фрезы типа С могут иметь гнезда
под головки винтов или выточку. Фрезы этого типа диаметром
D — 160 мм могут быть, закреплены на оправке аналогично фре-
зам типа В. Размеры шпоночных пазов корпусов фрез должны со-
ответствовать ГОСТ 9472—83.
5.4. Фрезы концевые и торцово-цилиндрические
В металлообрабатывающей промышленности изго-
товляют большое количество изделий, в которых фрезеруют пазы
и уступы. В зависимости от габаритных размеров деталей при
выполнении этих операций используют концевые фрезы из быстро-
режущей стали и твердосплавные, в основном напайные в широком
диапазоне диаметров. Для тех же целей взамен указанного инстру-
мента на инструментальных заводах изготовляют сборные фрезы
с механическим креплением ромбических пластин, закрепляемых
коническим штифтом через центральное отверстие. Фрезы выпол-
няют диаметром D = 30 ... 45 мм и оснащают пластинами без
задних углов, что позволяет получить отрицательные передние
и осевые углы. Несовершенство принятого метода крепления
пластин ограничивает области их применения и не отвечает совре-
менным требованиям по основным показателям качества продук-
ции. В связи с этим была поставлена задача по созданию и освое-
нию концевых сборных фрез с СМП в требуемом диапазоне разме-
ров с однорядовым расположением пластин D = 20 ... 50 мм,
а также с удлиненной рабочей частью и винтовым расположением
СМП в корпусе фрезы D = 32 ... 100 мм.
Характер выполняемых операций выдвигает следующие допол-
нительные требования к конструкциям фрез: обеспечение глав-
ного угла в плане ср = 90°; размещение элементов крепления в пре-
делах диаметра режущей части. Поэтому в конструкциях сбор-
ных концевых фрез малого диаметра (D = 20 ... 50 мм) базовые
поверхности выполняют непосредственно на корпусе фрезы.
167
д
Рис. Б.14.
Концевая фреза D = 20 ... 50 мм с меха-
ническим креплением трехгранных пластин
с задними углами
5 4
В концевых однорядных фрезах (рис. 5.14) использованы пла-
стины 2 трехгранной формы с задними углами. Пластины уста-
навливают в глухом гнезде корпуса 1 и закрепляют прихватом 3
со стороны передней поверхности пластины. Для повышения на-
дежности крепления пластины прихват зафиксирован штифтом 4,
а крепежный винт 5 расположен под углом к оси штифта, с тем
чтобы при его завинчивании прихват поджимал пластину не только
к опорной, но и к боковым поверхностям гнезда.
На фрезах диаметром 40—50 мм для предотвращения повре-
ждений корпуса при случайных поломках пластин в гнездах уста-
новлены подкладки, которые закреплены винтами. Подкладки
выполняют из инструментальной стали и закаливают до HRCa =
= 50—55.
Наличие задних углов на режущих пластинах дает возможность
расположить ее в корпусе под следующими углами: при D =
= 20 ... 25 ммурад = —4°, уос = +3°; при D = 32 мм урад =
= —3°, Тос = 5°; при D = 40 ... 50 мм урад =• 0°, уос = 5°.
На фрезах применяют пластины двух типоразмеров: dBn =
= 6,35 мм для фрез D = 20 ... 25 мм и dBn ~ 9,525 для фрез
D — 32 ... 50 мм с длиной режущей кромки соответственно 10
и 15 мм. Хвостовики фрез выполняют коническими: для D =
= 20 мм Конус Морзе № 3 и для D = 32 ... 50 мм Конус Морзе № 4.
Для обработки уступов большой ширины в крупногабаритных
деталях эффективность однорядных фрез резко снижается за счет
необходимости увеличения числа проходов. Поэтому для этих
операций разработаны фрезы D = 32 ... 80 мм (рис. 5.15) с удли-
ненной рабочей частью от 40 до 100 мм и винтовым расположе-
нием режущих элементов.
На фрезах применяют пластины 2 четырехгранной формы с цен-
тральным тороидальным отверстием. Пластины в корпусе 1 по
винтовому пазу, расположенному под углом о — 20°, размещены
в гнездах корпуса вдоль режущей кромки рабочей части фрезы,
168
Рис. 5.15.
Концевая фреза с удлиненной рабочей частью и винтовым расположением СМП
их закрепляют через центральное отверстие винтом 3 с конической
головкой, которой он подтягивает их к базовым поверхностям
гнезда. Для обеспечения перекрытия режущих кромок пластин
на торцовой части фрезы поочередно устанавливают квадратные
и четырехгранные пластины с удлиненной гранью. Все пластины,
расположенные на торцовой части, помимо радиальных баз гнезда
на корпусе, имеют осевые базы за счет запрессованных в корпусе
штифтов 4. Квадратные пластины, расположенные выше торцовой
части, закрепляют только на опорной плоскости гнезда и радиаль-
ной его базовой поверхности. Торцовые пластины установлены
под углами уос 5° и ypan = 0°, а периферийные под углами
Трад ~ 0° и Too — 15°. Меньший разворот пластины в осевом
169
направлении на торцовых зубьях сделан для того, чтобы полу-
чить требуемые задние углы на вершинах пластин по вспомогатель-
ной режущей кромке.
Принятый метод крепления пластин через центральное отвер-
стие и отсутствие дополнительных элементов в конструкции дает
возможность получить открытые передние поверхности режущих
пластин при достаточно большом объеме стружечных канавок.
Кроме того, он обеспечивает получение фрез малого диаметра
(D = 32 мм). Отсутствие подкладок под пластины требует изго-
товления корпусов фрез из легированных сталей с обязательной
термической обработкой (закалкой) опорных поверхностей гнезд
под пластины. Корпуса данных фрез выполняют из стали 5ХФА
термически обработанных до твердости HRC3 26—30 с последую-
щей низкотемпературной нитроцементацией. Основные параметры
фрез приведены в табл. 5.6.
Данная конструкция фрез имеет следующие недостатки: отсут-
ствие подкладок под пластины может привести к выходу из строя
дорогостоящего корпуса при случайных поломках пластин; слож-
ная доводка базовых поверхностей гнезда после термической их
обработки.
На практике встречается много крупногабаритных деталей,
для обработки которых целесообразно использовать фрезы с удли-
ненной рабочей частью большего диаметра. Примером может слу-
жить механическая обработка (фрезерование) станин станков на
крупногабаритных продольно-фрезерных станках. Фрезы диа-
метром выше 80—100 мм могут быть выполнены с посадочными
отверстиями и базовым опорным торцом для закрепления их на
оправках по типу крепления торцовых фрез. Раздельное выполне-
ние рабочей части фрезы и хвостовика экономически оправдано,
так как в этом случае значительно снижается стоимость изгото-
вления инструмента при использовании различных применяемых
оправок с требуемыми конусами в зависимости от моделей фрезер-
ных станков.
Учитывая возможности данных конструкций фрез для усло-
вий работы на крупных фрезерных станках, созданы конструк-
5.6 . Основные параметры концевых фрез
Размеры в мм
Диаметр	Общая длина	Длина рабочей части	Конусность хвостовика, конус Морзе	Число зубьев
32	190	42	№ 4	2
40	180	50	№ 40	4
50	230; 250	58; 80	№ 50	4
63	230	133	№ 40	4
80	270	96	№ 50	6
170
Рис. 5.16.
Торцово-цилиндрическая насадная фреза диаметром 80—125 мм
ции торцово-цилиндрических насадных фрез с СМП (рис. 5.16).
Особенность конструкции фрезы заключается в следующем.
На рабочей части фрезы выполнен винтовой паз в, располо-
женный под углом спирали со = 7° 40'. Профиль канавки паза
имеет прямоугольную форму для размещения в нем режущих
пластин квадратной формы. Перпендикулярно к проточенному
винтовому пазу в продольном направлении нарезаны также по
винтовой линии пазы г для размещения клиньев 2, фиксирующих
пластины 1. Со стороны установки пластин по продольному вин-
товому пазу выполнен уступ, на котором базируют опорные
вкладыши 3 пластин. Опорные вкладыши 3 имеют Т-образную
форму, центральный выступ которых соответствует форме попе-
речного винтового паза, в который его вставляют. Боковые части,
опирающиеся на винтовую поверхность продольного паза, яв-
ляются фиксаторами при закреплении клином пластины, которая
поджимается к плоскости опорного вкладыша. Режущая пластина,
размещаемая между опорными вкладышем и клином, в радиаль-
ном направлении базируется на цилиндрическую поверхность
дна винтового поперечного паза, а в осевом направлении ограни-
чена от перемещений, оставшимися в уступе боковыми сторонами
данного паза. Чтобы увеличить число зубьев на торец фрезы (при
однозаходном выполнении винтового паза) и обеспечить перекры-
тия режущих пластин, в корпусе выполняют дополнительные
пазы, куда вставляют державки пластин 4, закрепляемые вин-
тами 5.
Опорные вкладыши и державки пластин закаливают до HRC3
50—55, их можно заменять при повреждении. Особо частое повре-
ждение пластин происходит на торцовой части фрезы, поэтому
введение в конструкцию дополнительных державок пластин эко-
номически оправдано, особенно при больших диаметрах фрез,
которые предназначены для крупных станков. Учитывая, что
пластины располагают по винтовому пазу с наклоном в осевом
направлении, радиальные базовые поверхности должны быть
171
выполнены под соответствующим углом к оси для того, чтобы режу-
щие кромки располагались по рабочему цилиндру наружного
диаметра фрезы. На фрезах применяют пластины с задними уг-
лами. Если на фрезах первого варианта применяют только пла-
стины с центральным отверстием, то на фрезах с клиновым крепле-
нием на периферийной части используют пластины без отверстий
по ГОСТ 19050—80, а на торцовых зубьях можно использовать
пластины, предназначенные для напайного инструмента
(ГОСТ 25395—82), заточенные по задним граням под соответ-
ствующими углами. Наличие пластин с задними углами 11° позво-
ляет при угле наклона главных режущих кромок со = 7° 4' полу-
чить следующие геометрические параметры фрезы: у = 0°, а =
= 3° 20' на торце и 11° на периферии.
Многогранные пластины располагают в корпусе в шахматном
порядке с перекрытием вершинок. Это дает возможность разде-
лить равномерно снимаемый припуск детали между зубьями,
улучшить отвод стружки и, следовательно, процесс резания.
При выборе подачи на зуб необходимо учитывать смещение
пластин относительно друг друга и исходить из числа зубьев z/2.
Применение сборных фрез с СМП взамен быстрорежущих дает
возможность значительно повысить производительность фрезеро-
вания (до 350—400 %). Однако следует учитывать достаточно
большую потребляемую мощность при работе данными фрезами.
Например, при фрезеровании концевыми фрезами паза глубиной
45 мм в заготовке из стали 45 фрезами D = 50 мм при скорости
резания v = 90 м/мин и подаче = 0.28 мм/зуб потребляемая
мощность N = 32 кВт. Основные конструктивные параметры фрез
приведены в табл. 5.7.
Принятое конструктивное решение для фрез с клиновым кре-
плением пластин, установленных в винтовом пазу, выполненных
одной операцией (токарной обработкой), позволяет на его основе
разработать специальные цилиндрические фрезы с механическим
креплением СМП на базе универсального оборудования без при-
менения специальной оснастки.
Разработанные конструкции сборных концевых фрез с меха-
ническим креплением СМП обладают повышенными эксплуата-
5.7. Основные параметры торцово-цилиндрических фрез
Размеры в мм
Диаметр	Общая высота	Рабочая высота	Диаметр посадоч- ного отверстия	Число зубьев
80	100	86	32	6
100	105	88	40	6
125	120	100	50	8
172
ционными свойствами за счет применения неперетачиваемых пла-
стин с винтовым расположением их в корпусе фрезы в шахматном
порядке. Эти конструкции фрез с СМП по принятым геометриче-
ским параметрам могут быть рекомендованы для черновой обра-
ботки деталей с достаточно высокой производительностью.
Однако производительность фрезерной обработки зависит от
правильного назначения режимов резания с учетом мощности
станков, на которых выполняют операции. Стремление снятия
припуска за один проход встречает ряд ограничений, связанных
с недостаточной мощностью станков или жесткостью всей системы,
необходимостью обеспечения повышенной точности детали и т. д.
На основании опыта некоторых заводов тяжелого машинострое-
ния при снятии больших припусков для снижения затрат мощ-
ности и, главное, для устранения вибраций рекомендуется пере-
ходить на фрезы со ступенчатым расположением режущих эле-
ментов. В этом отношении разработанные конструкции фрез отве-
чают заданным требованиям. Однако четких рекомендаций по на-
значению глубины резания нет, поэтому окончательный выбор
нужно производить самостоятельно в каждом конкретном случае
с учетом высказанных общих замечаний. Выбор конкретных зна-
чений подач также зависит от многих факторов: прочности режу-
щей кромки, мощности и жесткости станка и т. д. Однако следует
учитывать, что работа с большими подачами на зуб благоприятно
сказывается на расходе мощности на единицу снимаемого объема
металла. Так, расход мощности при равной производительности
ступенчатых и обычных фрез сокращается примерно на 40—50 %
при работе фрез со ступенчатой схемой резания. При работе на
увеличенных подачах в ряде случаев снижаются вибрации и
уменьшается удельное давление.
Значительное влияние на стойкость фрез и производитель-
ность обработки оказывает скорость резания. Выбор скорости
резания зависит от материала режущей части, физико-механиче-
ских свойств материала заготовки, режимов резания и других
факторов.
5.5. Дисковые фрезы
Металлообрабатывающая промышленность выпу-
скает достаточно большое количество изделий, в которых выпол-
няются пазы различных размеров по глубине и ширине его. Для
получения глубоких и узких пазов экономически оправдано при-
менение дисковых фрез, позволяющих выполнить данные операции
за один проход, выдерживая при этом требования по шерохова-
тости поверхностей обрабатываемого паза.
В отечественной промышленности используют стандартные
дисковые фрезы, оснащенные напайными твердосплавными ножами
(ГОСТ 5348—69), которые изготовляют диаметром от 100 до
315 мм и шириной 10—32 мм. Геометрические параметры режущей
173
Рис. 5.17.
Трехсторонняя фреза с механическим креплением ромбических пластин
части стандартных фрез следующие: передний угол у = 15°,
задний угол а = 15°, угол наклона режущей кромки к = 10°. Эти
фрезы, как и любой инструмент с напайными твердосплавными
пластинами, имеют недостатки, поэтому замена его сборным
инструментом, оснащенным СМП, является одной из главных за-
дач, поставленных в настоящее время перед инструментальной
промышленностью. Взамен стандартных фрез с напайными твердо-
сплавными ножами созданы сборные фрезы с СМП диаметром 100—
250 мм и шириной 14—32 мм.
Конструкция фрезы представлена' на рис. 5.17. Фрезы с меха-
ническим креплением пластин 5 ромбической формы выполняют
без задних углов с центральным отверстием, через которое их
поджимают к базовым поверхностям опоры 6 штифтом 4, запрессо-
ванным в державках 2, установленных в пазах корпуса 1. Дер-
жавка ножа перемещается в пазу в радиальном направлении
винтом 3, проходящим через корпус со стороны пластины и дер-
жавки. Опору 6 закрепляют винтами 7.
Пластины ромбической формы установлены в корпусе фрезы
под углами урад = —9°; у00 = —5°, при этом образуются перед-
ние у = —9° и задние а = 9° углы.
Принятый метод базирования пластин создает определенные
ограничения в создании фрез малой ширины, поэтому они могут
быть выполнены с шириной В 14 мм при оснащении пласти-
нами по ГОСТ 19057—80. Основные параметры фрез указаны
в табл. 5.8.
Ведущие зарубежные фирмы выпускают дисковые фрезы с ме-
ханическим креплением ромбических и трехгранных пластин
с задними углами а — 11 и 14° для создания положительных перед-
174
5.8. Основные конструктивные параметры дисковых фрез
Размеры в мм
Диаметр фрезы	Диаметр поса- дочного отвер- стия	Ширина фрезы	Число зубьев	Число пластин
100	27	14—18	3	6
125	32	16	4	8
160	40	14—28	4; 6	8; 12
200	50	16—32	4; 6	8; 12
250	60	14—28	6; 8	12; 16
Примечание. На одном зубе расположено две смещенные по ширине
фрезы СМП.
них углов (урад = 0; Уос = +5°). Это объясняется тем, что нали-
чие отрицательных передних углов приводит к увеличению удель-
ной силы резания (рис. 5.18), а следовательно, и увеличению по-
требляемой мощности.
По данным фирмы «Сандвик Коромант», изменение переднего
угла на 1° приводит к изменению удельной силы резания на 1,5 %.
Увеличение переднего угла приводит к уменьшению удельной
силы резания р.
Эффективная мощность фрезерования, кВт,
Мэф = ^/(60-102),
где v — скорость резания, м/мин; Рок — окружная составляющая
силы резания, Н; Рок = pFcp; здесь р — удельная сила резания,
МПа, зависящая от толщины срезаемого слоя и материала заго-
товки; Fcp —среднее значение площади поперечного сечения
срезаемого слоя, мм:
Fop = BiS^KnD),
где В—фактическая ширина фрезерования, мм; t — глубина
фрезерования, мм; Sz — подача
на зуб, мм/зуб; z —число зубьев
фрезы; D — диаметр фрезы,
мм.
Кроме того, в ряде случаев,
особенно при малой жесткости
технологической системы, при
отрицательных передних углах
Рис. 5.18.
Зависимость удельной силы резания от
подачи на зуб при различных передних
углах фрезы (сталь 45; а— 15°; Ф =
= 200 м/мин; t = 8 мм; В = D = 0,5)
175
возникают дополнительные вибрации, отрицательно сказываю-
щиеся на производительности фрезерования. Причиной возникно-
вения вибраций может быть резкое колебание сил резания за один
оборот фрезы. Частота этих колебаний, равная произведению числа
оборотов фрезы на число зубьев, может совпадать или быть близ-
кой к частоте колебаний какого-либо узла станка (консоли, хобота
и пр.).
Горизонтально-фрезерные станки при использовании диско-
вых твердосплавных фрез не могут быть отнесены к жесткой
системе, поэтому при работе нередко возникают колебания раз-
личного характера. Одним из путей устранения крутильных коле-
баний фрезы является применение маховика, устанавливаемого
на шпинделе станка. Практика показывает, что применение махо-
виков при работе фрез с СМП (в том числе с положительными
передними углами) дает увеличение стойкости до 50 %. При
этом неравномерность вращения шпинделя уменьшается до
15—20 %.
Следует отметить, что маховик играет положительную роль
в том случае, если частота вынужденных колебаний выше частоты
свободных колебаний системы; при обратном соотношении частот
роль маховика незначительна. Установлено, что при частотах
вращения шпинделя п 30 мин“х и и 800 мин-1 применение
маховика себя не оправдывает. Для станков средней мощности
диаметр маховика принимают равным 300—400 мм, а ширину
80—100 мм, масса маховика 30—45 кг.
Конструкция фрез с механическим креплением ромбических
негативных пластин имеет следующие недостатки:
наличие отрицательной геометрии режущей части предопре-
деляет большие силы резания и высокую энергоемкость процесса
обработки, ограничивая область применения фрез;
отсутствие возможности изменения ширины фрез;
’механизм осевого регулирования не обеспечивает быстрой и ка-
чественной настройки;
применение ромбических негативных пластин по сравнению
с позитивными трехгранными на 25 % увеличивает расход твер-
дого сплава.
До конца 70-х годов пластины в большинстве конструкций
крепили клином. Пластины устанавливали в корпусах на под-
кладках, а крепежные клинья располагали со стороны передних
или опорных поверхностей. В некоторых конструкциях за счет
специальных форм пазов и подкладок, а также применения спе-
циальных крепежных регулировочных элементов (винтов) обе-
спечивалось: регулирование положения подкладки с пластиной
в осевом направлении и возможность сведения к минимуму осе-
вого биения при установке подкладок по эталонной пластине.
В последнее время за рубежом применяют инструменты, в кото-
рых режущие пластины закрепляют на вставке винтом через цен-
тральное отверстие с тороидальной фаской. Вставку (модуль)
176
Рис. 5.19.
Дисковая трехсторонняя фреза
с механическим креплением трех-
гранных пластин с задними угла-
ми
в свою очередь закрепляют
в корпусе фрезы винтами,
клиньями или другими
элементами.
Анализ показал, что
для дисковых фрез наибо-
лее приемлемой и эконо-
мичной является трехгран-
ная позитивная пластина
с центральным фасонным
отверстием и зачищающими
фасками. При анализе схемы рас-
положения пластин для трехсторонних фрез установлено, что
при использовании двух типоразмеров трехгранных пластин
с диаметром вписанной окружности 9,525 и 12,7 мм может
быть обеспечена ширина фрез 16—36 мм. Пластины с диа-
метром вписанной окружности 9,525 мм использовать на дисковых
фрезах нецелесообразно из-за недостаточной их прочности в усло-
виях ударной нагрузки.
На базе использования трехгранных пластин разработаны но-
вые конструкции дисковых трехсторонних фрез (рис. 5.19). Фреза
состоит из корпуса 1 с прорезанными в осевом направлении па-
зами, в которые установлены вставки 2 с гнездами под пластины 3.
Вставки закреплены винтами 4, которые проходят через радиально
расположенное отверстие корпуса и взаимодействуют своей резь-
бовой частью со вставкой, а головной — с вилкой 5, установленной
в осевом отверстии корпуса. Во вставках под углом 5° к оси фрезы
(для создания угла наклона режущей кромки) выполнены гнезда,
на базовых поверхностях которых установлены режущие смен-
ные пластины и закреплены через центральные отверстия с торо-
идальными фасками специальными винтами 6 с конической го-
ловкой.
Отличительной особенностью данной конструкции является
закрепление вставки с помощью специального винта и вилки, что
обеспечивает возможность регулирования ширины фрезы и исклю-
чает необходимость нарезания резьбы в корпусе фрезы.
Вставку устанавливают в пазу корпуса фрезы по посадке
с натягом. Это обеспечивает жесткость узла крепления режущих
вставок. В осевом направлении вставку регулируют при предва-
рительно затянутом винте, который фиксирует ее в корпусе.
Данная конструкция обеспечивает возможность изменения ши-
рины фрезы на одном корпусе в диапазоне 3 мм. В конструкции
приняты следующие геометрические параметры: тпад = 0°; уос =
- к - 5°; а -= 11°.
177
На базе данной конструкции разработано 38 типоразмеров
трехсторонних фрез диаметром 100—315 мм, шириной 16—36 мм
и 10 типоразмеров двусторонних левых и правых фрез диаметром
125—315 мм.
Трехсторонние дисковые фрезы рекомендуются для фрезерова-
ния узких и глубоких пазов, а для обработки выступов аналогич-
ных размеров целесообразно применять двусторонние фрезы.
Для этой цели на оправке набирают правые и левые дисковые
фрезы, выдерживая расстояния между вершинами режущих кро-
мок, равные ширине обрабатываемого выступа. На практике встре-
чаются случаи, когда необходимо выполнять операцию и одной
дисковой двусторонней фрезой, если нельзя использовать другие
виды фрез. Для выполнения этих операций на базе трехсторонних
дисковых фрез разработаны двусторонние фрезы, которые имеют
отличие только по числу зубьев.
Механическая обработка коленчатого вала двигателя одна из
наиболее трудоемких. Ранее применяемую токарную обработку
шеек и фасонных контуров щек валов в настоящее время заменяют
фрезерной, как наиболее производительной.
Сущность метода кругового фрезерования коленчатых валов
заключается в одновременном вращении заготовки и фрезы. Для
обработки шатунных шеек или щек фрезе дополнительно сооб-
щается возвратно-поступательное перемещение в направлении,
перпендикулярном к оси вала (движение копирования). Исполь-
зование данного метода возможно только при применении спе-
циальных станков и инструмента.
Для обеспечения равномерности фрезерования при использова-
нии фрез большей ширины с механическим креплением много-
гранных пластин применяют групповую схему резания. Припуск
по ширине разбивается так, что профиль фрезы образует несколько
пластин, расположенных в шахматном порядке по ее периферии.
Равномерность работы, производительность, а также качество
обработанной поверхности, как известно, во многом определяется
числом зубьев фрез. Выбор числа зубьев зависит от ширины стру-
жечных канавок, элементов крепления пластин и т. д.
При групповой схеме резания число зубьев фрезы соответствует
числу пластинок, обрабатывающих одну и ту же часть профиля
шейки. Внутри каждой группы пластины смещены относительно
друг друга вдоль оси фрезы, и их расположение не зависит от при-
нятого окружного шага. Поэтому для размещения большого числа
пластин корпуса фрез выполняют сборными, состоящими из основ-
ного диска и колец, повернутых относительно оси диска на тре-
буемый угол. Это позволяет размещать большее число пластин
в гнездах корпуса и упростить технологию изготовления фрез.
В основной части корпуса и кольцах выполнены пазы, в кото-
рых с помощью подкладок и клиньев крепят режущие твердо-
сплавные пластины. Указанная конструкция фрез получила
название блочной (рис. 5.20, а, б). В блочных фрезах применяют
178
Рис. 5.20.
Специальные дисковые фрезы
для обработки коленчатых валов
пластины различных форм
без центрального отверстия
и в основном с плоской пе-
редней поверхностью. Необ-
ходимая геометрия фрез до-
стигается путем разворота
пластин в корпусах фрез.
Для этого пазы в корпусах
выполняют под соответствую-
щими углами относительно
радиальных и осевых плоско-
стей.
Кроме того, радиальные
базы пластин выполняют под
углом Г, чем достигается ци-
линдричность фрез. Закреп-
ление пластин клиньями осу-
ществляется винтами с пра-
вой и левой нарезках на про-
тивоположных концах. Для
обеспечения долговечности
фрез (корпусов) в кольцах
под клиньями параллельно
опорным плоскостям пазов
выполнены отверстия для размещения цилиндрических вставок,
с которыми взаимодействуют крепежные винты. Такое решение
обеспечивает возможность установки клиньев в требуемом по-
ложении и предотвращает перекос оси винта при затягивании.
Другая конструкция фрез, получившая название кассетной
(рис. 5.20, в, г), основана на использовании пластин с централь-
ным отверстием тороидального профиля, через которое их закре-
пляют в гнездах державок винтами с конической головкой. Дер-
жавки с закрепленными под соответствующими углами пласти-
нами центрируются своими боковыми выступами по базовой пло-
скости корпуса фрезы. Боковые выступы державок могут служить
также фиксаторами, предотвращающими перемещение их в осе-
вом направлении от действия сил резания.
Установленные в пазах корпуса державки закрепляют клинья-
ми и винтами, размещенными со стороны расположения режущих
пластин. Схема расположения пластин и их геометрические пара-
метры аналогичны схеме их расположения в блочных фрезах.
Кассетные фрезы по сравнению с блочными имеют следующие
преимущества:
179
основная сложность изготовления корпусов, вызываемая необ-
ходимостью выполнения гнезд для пластин с требуемой точностью
и под углом относительно осей координат, перенесена на кассеты,
т. е. на детали со значительно меньшими габаритными размерами;
на одном корпусе могут быть размещены кассеты различной
ширины, что придает универсальность конструкции;
открытые передние поверхности режущих пластин благоприятно
сказываются на отводе стружки.
Геометрические параметры фрез следующие: задний угол
а = 9°; передний угол у = —9°.
Пластины имеют упрочняющие фаски (/ = 0,1 ... 0,15 мм),
выполненные под углом 15—20°. Боковой задний угол аб = 6°.
Описанные конструкции фрез для обработки коленчатых валов
применяют на круглофрезерных станках при наружном фрезеро-
вании. В настоящее время широко распространен метод охваты-
вающего фрезерования коленчатых валов, который является
более производительным в связи с большим охватом шейки вала
рабочей поверхностью фрезы. Особенность конструкции таких фрез
заключается только в том, что рабочий венец (режущие зубья)
расположен не на наружной поверхности фрезы, а по центральному
отверстию соответствующего диаметра (см. рис. 5.20, б, г).
На базе фрез кассетного типа могут быть созданы фрезы для
прорезки глубоких пазов в роторах турбин. Пазы роторов, выпол-
няемых из высоколегированных сталей, имеют достаточно боль-
шую глубину при относительно малой их ширине. В выпускае-
мых фирмой «Вальтер» (ФРГ) фрезах кассетного типа используют
пластины, закрепляемые винтами через центральные отверстия.
Создание фрез для обработки коленчатых валов связано с необ-
ходимостью выполнения проектных работ применительно к каж-
дому конкретному валу, так как они отличаются друг от друга
размерами коренных и шатунных шеек, расстояниями между
щеками, их профилем и т. д. Это требует создания большого числа
типоразмеров фрез с использованием различных форморазмеров
многогранных пластин, обработанных по всем плоскостям с высокой
точностью.
Для освоения централизованного производства фрез необхо-
димо укомплектовать участок специальными станками, в том числе
с ЧПУ, на которых можно выполнять все операции обработки
крупногабаритных корпусных деталей и всех составных элемен-
тов конструкции. Кроме этого, для комплектации фрез следует
предусмотреть централизованный выпуск требуемых форм пла-
стин высокой точности.
Проведенные предварительные проектные работы позволили
в первом приближении установить необходимость освоения более
30 типоразмеров пластин. Освоение централизованного производ-
ства специальных крупногабаритных фрез позволит расширить
область применения инструмента с СМП и решить многие задачи,
стоящие перед отдельными отраслями промышленности.
180
6 Сборный твердосплавный инструмент
• для обработки отверстий
6.1. Сверла, зенкеры
Сверло —один из самых распространенных видов
инструмента, служащего для образования отверстий в сплошном
материале и увеличения диаметра имеющегося отверстия. Среди
многочисленных типов сверл (спиральных, перовых, односторон-
него резания, эжекторных и пр.) наиболее характерным предста-
вителем является спиральное сверло, которое выполняют диа-
метром менее 1 мм до 60 мм. Стесненные условия резания, малые
габаритные размеры, а также ряд конструктивных особенностей
ограничивают возможности создания сверл с механическим крепле-
нием многогранных твердосплавных пластин, позволяющих в той
или иной степени заменить стандартные сверла.
Однако в последнее время созданы отдельные конструкции
сверл с СМП, которые успешно применяют в промышленности.
Созданные сборные сверла с механическим креплением специаль-
ных многогранных пластин из твердого сплава предназначены для
сверления отверстий глубиной до двух диаметров в деталях из
конструкционной стали, чугунов и других материалов на станках
с ЧПУ, агрегатных станках и автоматических линиях. Эти сверла
выполняют диаметром от 25 до 60 мм. Новые конструкции сверл,
размеры которых приведены в табл. 6.1, оснащают трехгранными
твердосплавными пластинами, закрепляемыми в гнездах корпуса
винтами через центральное отверстие. Режущая часть сверла
имеет две твердосплавные пластины, одна из которых осуществляет
съем металла вблизи центра отверстия, а вторая — у периферий-
ных участков.
В зависимости от диаметра режущей части сверла применяют
пластины различных габаритных размеров. Пластины диаметром
вписанной окружности dBn = 7,935 мм используют для сверл
D = 25 ... 30 мм; при dBn = 9,525 мм —для сверл D = 32 ...
36 мм; при dBn = 12,700 — для сверл D = 38 ... 60 мм. Пластины
выполняют с задними углами а = 7°, на передней поверхности
делают стружкодробящие углубления для создания более благо-
приятного отвода стружки.
При выполнении сборных сверл к ним предъявляют следующие
требования:
181
25
28
30
32
34
36
6.1. Основные размеры, мм, сборных сверл с СМП
D L I
D
L I
140 75 45 25
38
40
42
44
46
48
d dt
160
50
52
54
165 90
56
58
60
105
200____
НО
210 120
220 130
55
40
63
режущая кромка внутренней пластины сверла в сборе должна
быть расположена ниже осевой плоскости сверла на 0,1—0,3 мм;
разность взаимного расположения вершин пластин, измерен-
ная в осевом направлении, не должна превышать 0,1 мм;
пластины должны плотно прилегать к нижней опорной и боко-
вым плоскостям гнезда.
Жесткое крепление пластин обеспечивается принятым мето-
дом крепления через центральное отверстие винтом, который своей
головкой контактирует с тороидальной поверхностью отверстия
и поджимает ее к базовым поверхностям гнезда корпуса.
Для удобства восстановления режущих свойств (смены пла-
стин) в резьбовое отверстие вводят смазочный материал типа
ЦИАТИМ-203 (ГОСТ 8773—73).
Принятые геометрические параметры и жесткость конструкции
позволяют обрабатывать отверстия на подачах, до трех раз пре-
вышающих подачи, допускаемые при обработке обычным инстру-
ментом. Для подвода СОЖ в зону резания, что необходимо при
обработке заготовок из стали, корпуса сверл выполняют с двумя
отверстиями. В качестве смазывающе-охлаждающей жидкости
применяют 5 %-ный раствор эмульсола в воде с расходом не
182
135
менее 20 л/мин, подаваемый под давлением до 0,2 МПа. Сверла
при обработке отверстий в деталях из стали 45 твердостью
НВ 190—229 работают на скорости резания 80—120 м/мин при
подаче So = 0,1 ... 0,15 мм/об.
Сверла с МТП нужно эксплуатировать на станках с радиаль-
ной жесткостью системы не менее 8000—15 000 Н/мм в зависимости
от диаметра сверла. Мощность привода от 7 до 30 кВт. Применение
сверл с механическим креплением многогранных пластин дает
возможность использовать режущие элементы с износостойкими
покрытиями, что обеспечивает повышение стойкости до 2 раз.
Сверла с механическим креплением многогранных пластин
выпускает Томский завод режущих инструментов и Сестрорецкий
инструментальный завод им. Воскова.
Отработанная конструкция и геометрия режущей части сбор-
ных сверл с СМП была принята за основу при создании сверл для
кольцевого сверления с механическим креплением многогранных
пластин. Конструкция кольцевых сверл (рис. 6.1) основана на
использовании трехгранных пластин ломаной формы с централь-
ным отверстием, через которое ее фиксируют в глухом гнезде кор-
пуса головкой винта. Пластины в кольцевых сверлах разведены
от центра на периферийные участки корпуса, а в центральной
части его выполняют отверстие для размещения высверленного
стержня. Кольцевые сверла предназначены для сверления сквоз-
ных отверстий глубиной, равной двум рабочим диаметрам сверла.
При выходе сверла из зоны резания в конце высверленного стержня
образуется шляпка, вытягивающая его из отверстия благодаря
подводу СОЖ в зону резания через каналы корпуса, расположен-
ные между режущими пластинами. Эта особенность исключает
необходимость выполнения сквозного центрального отверстия
в корпусе кольцевого сверла.
Режущие многогранные пластины можно располагать симмет-
рично относительно оси сверла. В этом случае режущие кромки
срезают одинаковые толщины, т. е. подача на зуб равна So/2.
При этом изнашиваются одновременно обе вершины пластин.
183
На кольцевых сверлах может быть принята другая геометрия,
при которой режущие кромки частично перекрывают друг друга,
освобождая из процесса резания одну вершину. В этом случае
подачу на оборот следует выбирать исходя из условий Sz = So.
Кольцевые сверла при оснащении их пластинами с диаметром
вписанной окружности 12,7 мм могут быть выполнены диаметром
60 мм и более.
Все сверла с механическим креплением сменных многогранных
пластин рекомендуются для работы с подводом СОЖ, поэтому их
выполняют со сквозными отверстиями, расположенными вдоль
корпуса от хвостовой до рабочей части. Сверла закрепляют в спе-
циальных патронах, конструкция которых зависит от условия
их использования, т. е. вращается сверло или деталь. В основном
сверла изготовляют с цилиндрическими хвостовиками.
Зенкер — осевой режущий инструмент для повышения точно-
сти формы отверстия и увеличения его диаметра.
Ограниченное использование в практике сборных зенкеров
с механическим креплением многогранных пластин в общем объеме
сборного инструмента с СМП объясняется не только малым рас-
пространением вообще зенкеров, но и сложностью обеспечения
необходимой точности положения режущих кромок. Так, фирма
«Мара» (Австрия) в состав инструментальной оснастки для стан-
ков с ЧПУ включила зенкеры с СМП, оснащенные ромбическими
пластинами и предназначенные для обработки отверстий не точнее
12-го квалитета. Точность положения режущих кромок опреде-
ляется степенью точности применяемых пластин и точностью
изготовления базовых поверхностей под режущие пластины в кор-
пусе инструмента.
Повышение производительности обработки при эксплуатации
зенкеров достигается в том случае, если обеспечиваются высокие
режимы резания, что возможно при жесткой технологической
системе. Следовательно, область применения сборных зенкеров
существенно отличается от условий эксплуатации стандартного
инструмента и они могут лишь частично заменить напайные зен-
керы.
6.2. Основные размеры, мм, сборных зенкеров
D	d	L
40	16	61
50	22	46
63	27	61
80	32	66
100—120	40	71
184
Взамен зенкеров, оснащенных напайными твердосплавными
пластинами (ГОСТ 3231—71), во ВНИИ были разработаны сбор-
ные конструкции зенкеров с СМП, позволяющие обрабатывать
отверстия диаметром 40—120 мм. Зенкер состоит из корпуса /,
в котором выполнены глухие гнезда для крепления трехгранных
пластих 2 с центральным отверстием. В гнездах пластины за-
крепляют винтом 3 с конической головкой, которой он поджимает
пластину к боковым и опорной плоскостям. Основные габаритные
размеры зенкера приведены в табл. 6.2.
6.2.	Комбинированный инструмент
Развитие машиностроения немыслимо без внедре-
ния современного оборудования — станков с ЧПУ, гибких про-
изводственных модулей (ГПМ) и гибких производственных систем
(ГПС), оснащенных прогрессивным инструментом. Частая смена
детали при их небольшой серийности требует изготовления боль-
шого количества режущего и вспомогательного инструмента.
Опыт эксплуатации ГПМ показывает, что для обработки 20—
30 разновидностей корпусных деталей средней сложности требуется
до 120—150 инструментов. Очевидно, что разработка и изготовле-
ние оснастки потребует значительного времени и затрат. Напри-
мер, необходимы расточные оправки различных длин и диаметров,
различной конфигурации (прямые и ступенчатые). Следует здесь
также отметить наличие на станках различных присоединитель-
ных мест и использование различных захватов манипуляторов.
Указанные обстоятельства показали, что целесообразно исполь-
зовать узел соединения отдельных элементов по единой системе
путем их свинчивания с базированием по цилиндрической поверх-
ности с силовым замыканием на торец. Поэтому во ВНИИ была
создана схема системы сборного расточного инструмента, основан-
ная на модульном принципе многоцелевого назначения как режу-
щего, так и вспомогательного инструмента. В модульную систему
расточного инструмента входят державки, удлинители, переход-
ники и режущие головки.
Державки (хвостовики) устанавливают в шпиндель станка,
имеющий конусность 7 : 24, они служат для крепления переход-
ников, удлинителей и непосредственно головок для обработки
отверстий. Державка имеет с одной стороны конус конусностью
7 : 24, с другой стороны — внутренний диаметр, базирующий
торец и внутреннюю резьбу. Внутренний базирующий узел пред-
назначен для присоединений элементов модульной системы, имею-
щих наружный базирующий узел.
Основные габаритные размеры державок приведены в табл. 6.3.
Удлинитель служит для обеспечения возможности обработки
глубоких отверстий различного диаметра. Эксплуатация инстру-
мента показала, что для большей гибкости системы удлинитель
целесообразно выполнять различной длины. чЭто дает возможность
185
6.3.	Основные размеры, мм, державок
Номер корпуса	о	L	1	d
40	40	118,4	35	25
	50	138,4	45	30
	63	178,4	85	40
50	40	151,8	25	25
	50			30
	63			40
	80	191,8	63	50
более рационально собирать оправки. Создано три размера удли-
нителей: короткой, средней и длинной серии. Основные габарит-
ные размеры удлинителей приведены в табл. 6.4.
Удлинители выполняют диаметром, равным диаметру корпуса
расточных головок или диаметру посадочной части хвостовика.
Они имеют с одной стороны цилиндрический наружный базирую-
щий диаметр с базирующим торцом и резьбовым хвостовиком,
а с другой стороны — идентичный узел с внутренним диаметром.
На наружном диаметре удлинителя можно закреплять раз-
жимное кольцо, оснащенное фасочным резцом. Использование
фасочного резца значительно повышает производительность обра-
ботки. Если прежде после растачивания отверстия необходимо
было менять расточной инструмент, то, применяя фасочный резец,
6.4.	Основные размеры, мм, удлинителей
D	d	1 для исполнения		
		I	II	ш
32	18	60	90	—
40	25			
50	30			
63	40	—		120
80	50			
186
6.5. Размеры, мм, насадного разъемного кольца для проточки фасок
		Диаметр про- тачиваемых фасок	D	d	L
Z		32—58	58	32	35
1		40—65	65	40	46
-.-яфр-—*		50—80	80	50	53
		63—94	94	63	53
					
	IZ			80—120	120	80	55
		100—152	152	100	62
можно обрабатывать одним инструментом. Основные габаритные
размеры колец приведены в табл. 6.5.
Переходники используют при переходе с большего диаметра
обработки на меньший. Эта необходимость появляется в тех слу-
чаях, когда требуется собрать оправку повышенной жесткости за
счет ее ступенчатости и уменьшения диаметра со стороны режущей
части. Переходники имеют с одной стороны наружный базирую-
щий узел, а с другой — внутренний меньшего диаметра. Прак-
тика показала, что необходимо уменьшать общую длину переход?
ника для оптимизации длины вылета рабочей части инструмента.
Основные габаритные размеры переходников приведены в табл. 6.6.
Рассматривая систему модульного инструмента, нельзя не
сказать об использовании в данной системе переходных модульных
втулок для крепления осевого инструмента с конусом Морзе.
Втулки с одной стороны имеют коническое отверстие для установки
осевого инструмента, а с другой — наружный базирующий ци-
линдр, торец и резьбовой хвостовик. Применение модульных вту-
лок и переходников позволяет использовать в данной системе
6.6. Основные размеры, мм, переходников
D		d	di	I •	/1
40	32	25	18	30	20
50	40	30	25	60	50
63	50	40	30		
80	63	50	40		
187
ОО
Рис. 6.2.
Схема поэле-
ментной сборки
расточных сбор-
ных модульных
оправок с мик-
рометрическим
регулированием:
1 — расточная го-
ловка с регули-
руемым режущим
элементом диа-
метром 40, 50, 63,
80, 100 мм; 2 —
удлинитель диа-
метром 40, 50, 63,
80 мм (каждый
размер имеет две
длины); 3—пере-
ходник с большо-
го диаметра на
меньший 40/50,
50/63, 63/80 мм;
4	— державка
(хвостовик) с ко-
нусом № 40 или 50
сверла с механическим креплением многогранных твердосплавных
пластин, перовых сверл, зенкеров и т. д.
При обработке корпусных деталей на ГПМ очень часто выпол-
няют операции, в которых используют инструменты с цилиндри-
ческими хвостовиками диаметром от 3,5 до 25 мм (фрезы, сверла
и пр.). Для крепления мелкоразмерного инструмента с цилиндри-
ческими хвостовиками в модульной системе расточного инстру-
мента применяют цанговые патроны. Корпус патрона имеет внут-
реннюю резьбу и винт, предназначенный для осевого регулирова-
ния инструмента.
В настоящее время на ГПМ широко применяют инструмент с ци-
линдрическими хвостовиками диаметром от 36 до 48 мм. Переход-
ники дают возможность применять эту оснастку на оборудовании,
оснащенном системой расточного модульного инструмента.
Создание модульной системы в значительной степени расши-
ряет возможности обработки корпусных деталей без дополнитель-
ных затрат на изготовление инструмента.
На рис. 6.2 приведена схема поэлементной сборки расточных
сборных модульных оправок, которая наглядно показывает, каки-
ми возможностями сборки обладает данная система.
6.3. Расточные сборные головки
Помимо стандартного режущего инструмента для
обработки отверстий Оршанский инструментальный завод выпус-
кает сборные расточные головки с механическим креплением
многогранных неперетачиваемых пластин. К ним в первую очередь
следует отнести: двузубые головки для черновой обработки отвер-
стий диаметром 40—160 мм; однозубые головки для получистового
растачивания отверстий диаметром 40—250 мм; расточные головки
с микрометрической регулировкой для чистовой обработки отвер-
стий диаметром 40—180 мм.
Двузубые расточные головки предназначены для предвари-
тельного растачивания отверстий по 14-му квалитету точности.
Для растачивания отверстий диаметром 40—160 мм используют
шесть типоразмеров головок, основные габаритные размеры кото-
рых приведены на рис. 6.3 и в табл. 6.7.
Головка состоит из корпуса 2, который имеет хвостовик с бази-
рующим узлом для присоединения к державке, переходнику
или удлинителю. На торце корпуса выполнен угловой паз, в кото-
ром расположены два зуба /, закрепленных двумя винтами 4.
За счет пружинящих свойств корпуса происходит сжатие лепест-
ков, образованных угловыми пазами, и затяжка зубьев. Для регу-
лировки и настройки на обрабатываемый диаметр предусмотрены
винты 3, которые упираются в штифт, запрессованный в корпусе
зуба. Настройку на размер и регулировку зубьев производят при
раскрепленных винтах 4.
189
1
2
Зубья головок оснащены сменными твердосплавными пласти-
нами трехгранной формы. Пластина имеет задние углы 7° и цен-
тральное отверстие торообразной формы. Пластины закрепляют
винтом с конической головкой, который проходит через фасонное
отверстие. Винт ввинчивают в резьбовое отверстие корпуса зуба,
ось которого незначительно смещена относительно боковых базо-
вых поверхностей гнезда. Коническая поверхность головки винта,
взаимодействуя с фасонной поверхностью отверстия пластины,
закрепляет ее, поджимая одновременно к боковым базовым и
нижней опорной поверхности гнезда.
6.7. Основные размеры, мм, головок
(см. рис. 6.3)
Диаметр растачиваемого отверстия £раст	d	di	I	/i
40—50	32	М16	95	65
48—60	40	М24	117	75
58-75	50	М27	135	90
72—100	63	М36	165	100
97—130	80	М48	185	120
128—160			205	135
190
6.8. Допустимые режимы обработки отверстий
(я = 70 ... 80 м/мин)
Длина режущей кромки, мм	Глубина резания, мм	Подача, мм/об
11,0	5,0	0,3
16,5	8,0	4	0,4
В процессе эксплуатации при установке пластин следует
удалить из гнезда остатки стружки и т. п. Винты элементов регу-
лирования и крепления должны перемещаться свободно. Радиаль-
ное биение режущих вершин не должно превышать 0,2 мм. Более
точной настройки не требуется, так как эти головки предназна-
чены для предварительного растачивания. Биение главных режу-
щих кромок в осевом направлении не должно превышать 0,1 мм.
Главная режущая кромка пластин должна быть расположена пер-
пендикулярно к оси головки.
При соответствующей настройке зубьев головки можно сни-
мать больший припуск или обработать большой торец уступа.
В этом случае головка работает как однозубая, но со ступенчатым
расположением режущих кромок, поэтому минутную подачу сле-
дует уменьшить в 2 раза. При обработке заготовок из серых чугу-
нов НВ 170—229 рекомендуется пластины изготовлять из твер-
дых сплавов (КЗО, К40) с износостойкими покрытиями. Макси-
мально допустимые режимы резания при скорости v = 70 ...
80 м/мин приведены в табл. 6.8.
Износ по задней грани пластины должен быть не более 0,7 мм
при длине режущей кромки 11 мм и не более 1 мм при длине режу-
щей кромки 16,5 мм. Достоинством двузубых головок по сравне-
нию с однозубыми является возможность увеличения в 2 раза
подачи на оборот и обеспечения более высокой виброустойчивости
в работе.
Однозубые расточные модульные головки предназначены для
получистового растачивания отверстий диаметром от 40 до 250 мм
по 9—11-му квалитетам точности. В указанном диапазоне диа-
метров используют семь типоразмеров головок. Однозубые головки
по сравнению с двузубыми позволяют получить отверстия более
высокой точности с меньшими отклонениями от круглости и мень-
шими параметрами шероховатости. Габаритные размеры однозу-
бых головок приведены в табл. 6.9.
Головка (рис. 6.4) состоит из хвостовика /, который имеет
базирующий узел, аналогичный двузубым. На его торце выпол-
нен паз типа «ласточкин хвост». В паз установлен корпус 2 резце-
держателя с закрепленной сменной твердосплавной пластиной 3.
На головках применяют плоские пластины трехгранной формы
с задними углами. Пластины устанавливают в закрытом пазу
191
6.9. Основные размеры, мм, однозубых головок (см. рис. 6.4)
Диаметр растачиваемого отверстия £раст	d		1	h
40—50	18	М16	95	65
48—60	25	М24	115	75
58—75	30	М27	135	90
72—100	40	М36	165	100
97—130			185	120
130—190	50	М48	190	120
190—250			240	170
резцедержателя и закрепляют прихватом 4. Корпус снабжен мик-
рометрическим винтом 5 и лимбом. По винту перемещается пол-
зун 6. При вращении микрометрического винта ползун, упираясь
в штифт хвостовика, смещает корпус резцедержателя на требуе-
мый размер. После настройки на размер резцедержатель закре-
пляют двумя винтами, которые сжимают лепестки паза типа
«ласточкин хвост». Головки настраивают на приборе БВ-2015.
При обработке заготовок из серых чугунов НВ 170—229 реко-
мендуется использовать твердые сплавы группы КЮ, К01. При-
Рис. 6.4.
Однозубые расточные головки с СМП
192
Рис. 6.5.
Однозубая расточная го-
ловка с микрометрическим
регулированием
менение указанных сплавов оправ-
данно на чистовых работах, когда
требуется наивысшая размерная
стойкость инструмента. Макси-
мально допустимые режимы ре-
зания при обработке однозубыми головками приведены в
табл. 6.10.
Однозубыми расточными головками возможно протачивать
торцы и уступы, высота которых не превышает длину режущей
кромки. Износ по задней грани не должен превышать 0,3—0,5 мм.
При обработке точных
отверстий на практике
часто возникает необхо-
6.11. Основные размеры, мм, расточных
головок (см. рис. 6.5)
6.10. Допустимые режимы
обработки отверстий
Обозначение пластины по ГОСТ 19045 — 80	Длина ре- жущей кромки, мм	Глубина резания, мм	Подача, мм/об
03311—110308	11,0	5,0	0,3
013111—160308	16,0	8,0	0,4
01311—220412	22,0	12,0	0,8
Примечание. Рекомен-
дуемая скорость резания при
работе однозубыми головками
80—100 м/мин.
^раст	Di	L		d		Диапа- зон мик- рорсгули- рования на диа- метр рас- точки не менее
45—65	40	112	70	25	М24	2
60—80	50	125	80	30	М27	3
75—95	63	165	100	40	М36	
90—125	80					ч 4
123—150 148—180	100	195	125	50	М48	5
7 Г. Л. Хает и др.
193
димость в использовании расточных головок с микрометри-
ческой настройкой резца на требуемый размер. Для этих целей
может быть рекомендована конструкция расточной головки для
обработки отверстий диаметром 40—180 мм (рис. 6.5). В корпусе/
головки под углом к оси выполнено отверстие, в которое устано-
влена державка 2 резца. В корпусе державка фиксируется от
проворота шпонкой 8. На резьбовую часть державки навинчена
лимб-гайка 3, которая своим торцом опирается на полость кор-
пуса головки.
Для того чтобы обеспечить постоянный поджим навинченной
на державку лимб-гайки к плоскости корпуса, в последнем выпол-
нено дополнительное отверстие для размещения пружины 4 и
плунжера 5. Плунжер под действием пружины поджимается к лыс-
ке державки, которая перемещается в осевом направлении, обе-
спечивая требуемый натяг в резьбовом соединении лимб-гайки
с державкой. В квадратное отверстие державки устанавливают
резец с механическим креплением трехгранной пластины и фик-
сируют винтом 6. Положение режущей головки резца определяется
размером растачиваемого отверстия. Дополнительное фиксиро-
вание резца осуществляют винтом 7.
При точной настройке резца на размер освобождают винт 7
и лимб-гайку поворачивают на требуемое число делений шкалы.
Цена одного деления шкалы лимб-гайки 0,02 мм. Точная настройка
резца на размер лимб-гайкой осуществляется в пределах 2—5 мм.
Остальные размеры головок приведены в табл. 6.11.
Расточные головки с микрометрической регулировкой позво-
ляют обрабатывать отверстия до 7-го квалитета точности. Наиболее
эффективно эти головки используют на станках с ЧПУ фрезерно-
сверлильно-расточной группы в условиях мелкосерийного про-
изводства.
Гла’ва
Повышение качества
сборного твердосплавного инструмента
при его изготовлении
7.1.	Влияние методов обработки
сменных многогранных пластин
на качество инструмента
От качества изготовления инструмента в значи-
тельной степени зависит качество и производительность обработки.
Условно можно выделить следующие основные факторы, влияющие
на качество сборного твердосплавного инструмента при его изго-
товлении.
1.	Точность исполнительных размеров формы и взаимного
расположения как рабочих, так и крепежных поверхностей дета-
лей инструмента (радиальное и торцовое биение ножей относи-
тельно хвостовика, отклонение от плоскостности опорных поверх-
ностей режущей пластины и гнезда под пластину и др.).
2.	Физико-механические характеристики материалов инстру-
мента (прочность, ударная вязкость, твердость и др.).
3.	Параметры поверхностного слоя деталей инструмента (шеро-
ховатость, структура, остаточные напряжения и др.).
Для обеспечения точности исполнительных размеров исполь-
зуют самые разнообразные пути: усовершенствование кинемати-
ческих схем обработки, повышение эффективной точности метал-
лорежущих станков, уменьшение размерного износа инструмента,
правильное базирование, рациональное крепление детали и инстру-
ментов и т. п. Особенно эффективной является концентрация опе-
раций на многоцелевых станках, где обеспечивается комплексная
обработка заготовок при одном их закреплении.
Получение требуемых свойств материала по прочности, твер-
дости, теплостойкости обеспечивается термической обработкой
(отжиг, нормализация, закалка с последующим отпуском и т. п.).
Основными средствами регулирования качества поверхностного
слоя является выбор режимов резания, геометрических парамет-
ров лезвия инструмента, инструментального материала, исполь-
зование смазочно-охлаждающих технологических средств, уста-
новление допустимой степени износа режущего инструмента
и т. п.
Наибольшее влияние на качество и производительность обра-
ботки оказывает качество изготовления режущего элемента.
Наилучшим способом повышения эффективности работы сборного
режущего инструмента является совершенствование технологии
изготовления СМП либо улучшением технологии изготовления
7*	195
(спекание, шлифование, нанесение износостойких покрытий), либо
введением дополнительных отделочно-упрочняющих операций
(термической, химико-термической, гидростатической, дробе-
струйной, виброабразивной обработок). Этот способ, хотя и свя-
зан с дополнительными затратами, но он позволяет более гибко
управлять физико-механическими и микрогеометрическими пара-
метрами инструмента, эффективно повышая его качество [50].
Большинство твердосплавных пластин шлифуют. По сравне-
нию с параметрами поверхностного слоя после спекания при ал-
мазном шлифовании повышается предел прочности при изгибе
и ударная вязкость в 1,1—1,3 раза, долговечность при цикличе-
ском нагружении до 10 раз, снижается сила резания в 1,1—1,4 ра-
за [31]. Для повышения прочности твердосплавных пластин
целесообразно полное их шлифование, т. е. целесообразно обраба-
тывать как поверхности лезвий, так и нерабочие поверхности
[23]. Глубинное алмазное шлифование обеспечивает не только
высокую производительность обработки пластин, но и повыше-
ние их прочности и износостойкости. При обработке твердого
сплава алмазными кругами увеличиваются микроискажения
кристаллической решетки, уменьшаются размеры блоков мо-
заики, значительно возрастает плотность дислокаций. Эти из-
менения приводят к возникновению сжимающих остаточных на-
пряжений, которые в совокупности с уменьшением параметров
шероховатости обеспечивают повышение прочности твердого
сплава. Увеличение производительности процесса и высокое
качество пластин обеспечивает электроалмазное шлифование.
Совершенствование технологии нанесения износостойких по-
крытий на лезвия инструмента является одним из наиболее пер-
спективных путей повышения его качества [8]. Задавая свойства
покрытия путем варьирования его химического состава, можно
управлять изнашиванием инструмента и качеством поверхностного
слоя обрабатываемой детали. Могут быть получены многослойные
покрытия, имеющие переменные свойства по сечению, которые
лучше сопротивляются хрупкому разрушению, имеют низкое
физико-химическое сродство с обрабатываемым материалом и по-
этому уменьшают интенсивность диффузионных, химико-окисли-
тельных и адгезионно-усталостных видов изнашивания инстру-
мента.
Использование режущих инструментов с износостойкими
покрытиями позволяет решать такие важнейшие задачи, как уве-
личение производительности процессов обработки деталей реза-
нием, сокращение расхода дорогостоящих инструментальных
материалов, расширение эффективной области использования
твердых сплавов и сокращение номенклатуры применяемых спла-
вов стандартных марок.
К методам нанесения покрытий примыкают различные спо-
собы химико-термической обработки твердого сплава с диффузион-
ным насыщением поверхностного слоя. Твердосплавные пластины
196
покрывают пастой из оксидов титана, циркония и других метал-
лов, а затем выдерживают в вакууме при высокой температуре.
При этом образуются диффузионные слои, насыщенные карби-
дами. Такие слои уменьшают адгезию инструментального мате-
риала со сталью и повышают его износостойкость. Газовое азоти-
рование обеспечивает образование в поверхностных слоях нитри-
дов и повышает период стойкости токарных резцов в 2—Зраза.
В ИСМ АН УССР разработана технология термообработки
твердых сплавов, позволяющая достигнуть благоприятных струк-
турных изменений [31]. Термообработка повышает предел проч-
ности при изгибе в 1,1—1,15 раза, ударную вязкость в 1,2—
1,3 раза, износостойкость в 1,3—1,7 раза. Особенно эффективна
термообработка изделий, работающих при циклическом нагру-
жении, их долговечность повышается в 2—6 раз. В производствен-
ных условиях период стойкости твердосплавных инструментов
увеличивается в 1,2—2,0 раза.
Гидростатическая обработка пластин из твердых сплавов
(жидкостью, подаваемой под высоким давлением) приводит
к уменьшению пористости, карбидной неоднородности, размера
карбидных зерен, что вызывает снижение доли разрушения инстру-
мента и повышение периода стойкости в 1,5—2,0 раза. При точе-
нии заготовок из стали 40Х гидростатическая обработка вызвала
повышение периода стойкости резцов из Т15К6 в среднем в 1,5 ра-
за, а резцов из Т5К10 — в 2 раза.
При дробеструйной обработке пластин обеспечивается изме-
нение геометрических характеристик поверхностей лезвия (скруг-
ление режущих кромок, изменение параметров шероховатости,
формы и анизотропности рельефа) и происходит пластическое
деформирование поверхностного слоя: изменение структуры и фи-
зических характеристик (фазового состава, степени наклепа и ос-
таточных макронапряжений во всех фазовых составляющих твер-
дого сплава). Большинство из перечисленных изменений благо-
приятно влияют на прочность и износостойкость твердосплавного
инструмента. Обработка дробью уменьшает долю разрушения пла-
стин (как поломок, так и выкрашиваний), за счет чего обеспечи-
вается рост числа периодов стойкости и среднего периода стой-
кости в 1,1—1,9 раза, полного среднего периода стойкости в 2 раза.
Значительно повышается стабильность режущих свойств, что
приводит к росту гамма-процентного периода стойкости Т^о
в 1,5—3,5 раза [59].
Следует отметить, что большинство из перечисленных методов
отделочно-упрочняющей обработки СМП не получили широкого
промышленного применения в связи с недостаточной эффектив-
ностью, сложностью управления процессом и отсутствием серий-
ного производства специального технологического оборудования.
В настоящее время наиболее распространенным методом является
виброабразивная обработка (ВО). В результате выполнения
одной операции одновременно обеспечивается скругление режущих
197
Рис. 7.1.
Зависимость радиуса скруг-
ления р от продолжительно-
сти т виброабразивной обра-
ботки пластин из сплава
Т15К6 (наполнитель ПТ 15Х 15;
амплитуда 0,6 мм; частота
46 Гц):
1 — Р = 75°;	2 « Р = 90°;	3 «
Р = 105°
кромок, уменьшение пара-
метров шероховатости ре-
жущих кромок и поверх-
ностей лезвия, образование в поверхностном слое твердого
сплава сжимающих остаточных макронапряжений. Кроме того,
процесс отличается простотой и экономичностью.
На производстве в настоящее время применяют три основные
разновидности ВО сменных многогранных пластин [50] : ВО,
при которой пластины равномерно распределяются по объему
ёабочей камеры, содержащей абразивные материалы с грану-
лами 10 — 30 мм; ВО, при которой пластины размещают поштучно
в отдельных ячейках ложементов, содержащих абразивные мате-
риалы с гранулами 2—10 мм; ВО, при которой обрабатываемые
пластины размещают поштучно в отдельных ячейках кассет, содер-
жащих шлифзерно зернистостью выше 125. Ниже будут описаны
результаты исследований первой разновидности ВО сменных мно-
гогранных пластин, однако полученные рекомендации по выбору
параметров процесса и областям их наиболее рационального при-
менения являются общими для всех трех разновидностей.
Основным фактором повышения качества твердосплавного
инструмента при ВО является скругление режущих кромок, по-
этому представляет интерес изучение кинетики скругления кромок
и формирования рельефа поверхностей лезвия.
Для зависимости радиуса скругления режущих кромок от
продолжительности обработки (рис. 7.1) характерны два участка:
начальный — нелинейный и конечный — линейный [51 ]. Раз-
личный характер зависимости вскрывает различный механизм
скругления кромки на этих этапах. Наличие зависимости ско-
рости скругления от радиуса на начальном этапе процесса указы-
вает на значительную роль прочности режущего клина, что сви-
детельствует о хрупко-механическом или усталостно-механиче-
ском характере изнашивания. Отсутствие зависимости скорости
скругления от радиуса на конечном этапе процесса указывает на
незначительную роль макропрочности, что предполагает абразив-
но-механическое изнашивание. Момент перехода одного вида изна-
шивания в другой определяется радиусом скругления, критиче-
ским с точки зрения макропрочности. Скорость абразивного изна-
шивания увеличивается с увеличением угла заострения, что соот.
ветствует уменьшению потребной массы удаляемого материала.
198
Рис. 7.2.
Вид режущей кромки до (а) и после (й) виброабразивной обработки (X 100)
Скорость хрупкого изнашивания практически не зависит от угла
заострения.
В результате ВО на прямолинейных участках режущих кро-
мок образуется скругление, характеризующееся постоянным ра-
диусом. На радиусных участках вершины лезвия образуется
скругление с радиусом переменной величины (радиус скругления
меняется от минимального значения по концам радиусного участка
до максимального в центре). Отношение радиуса скругления
в центре радиусного участка к радиусу по концам указанного
участка может составить 1,0—2,0 в зависимости от радиуса при
вершине, типа абразивного наполнителя и режима обработки.
Как на прямолинейных, так и на радиусных участках образуется
скругление правильной геометрической формы (по дуге окруж-
ности).
Виброабразивная обработка полностью сглаживает неровности
на режущих кромках, образовавшиеся в процессе шлифования
пластин, и формирует новый изотропный рельеф (рис. 7.2). При
исходном параметре шероховатости режущей кромки Ra =
= 2,5 ... 1,0 мкм после 2 ч обработки последняя уменьшается до
Ra — 0,5 ... 0,16 мкм. Глубокие следы выкрашиваний (0,3 ...
1,0 мм) на режущих кромках также значительно сглаживаются,
а их края скругляются (рис. 7.3).
Зависимость остаточных макронапряжений в поверхностном
слое пластины от продолжительности ВО имеет различный харак-
тер в зависимости от соотношения скорости процессов изнашива-
199
Рис. 7.3.
Вид режущей кромки со следами выкрашиваний до (а) и после (б) виброабразив-
ной обработки (X100)
ния и деформирования [51]. На рис. 7.4 — 7.6 показаны зависи-
мости для различных, сплавов и их фаз, исходных состояний, режи-
мов предшествующей и виброабразивной обработок.
Если имел место наклеп, а при ВО доминирует процесс изна-
шивания, остаточные напряжения монотонно уменьшаются (кри-
вая 1 на рис. 7.5, 7.6). Если процессы изнашивания и деформи-
рования уравновешены, остаточные напряжения не меняются
или мало меняются (кривая 2 на рис. 7.5). Если исходный наклеп
невелик, а при ВО преобладает деформирование, сжимающие оста-
точные напряжения монотонно растут (кривые 5, 6 на рис. 7.4),
а растягивающие превращаются в сжимающие (кривые /, 2 на
рис. 7.4). Если исходный наклеп большой, а геометрические пара-
метры поверхности существенно отличаются от стабильных, то
Рис. 7.4.
Зависимость остаточных макрона-
пряжений о на поверхности лезвия
от продолжительности виброабра-
зивной обработки пластины из
Т15К6:
/, 2, 3, 5 — амплитуда 0,5 мм, частота
35 Гц; 4, 6 — амплитуда 0,9 мм, ча-
стота 46 Гц; /, 2, 4 — TiC; 3, 5, 6 —
WC; 1, 4, 5, 6 — после спекания; 2,
3 — после шлифования на тяжелых
режимах
200
6, ГПа
Рис. 7.5.
Зависимость остаточных макронапря-
жений о на поверхности лезвия
от продолжительности т виброабра-
зивной обработки пластины из Т15К6
после шлифования при рациональных
режимах:
1, 2 — амплитуда 0,5 мм, частота 35 Гц;
3, 4 — амплитуда 0,9 мм, частота 46 Гц;
1, 4 — WC; 2, 3 — TiC
б, ГПа
Рис. 7.6.
Зависимость остаточных макронапря-
жений а в WC на поверхности лезвия
от продолжительности т вибро-
абразивной обработки пластины из
ВК8 после шлифования при рациональ-
ных режимах:
/ — амплитуда 0,5 мм, частота 35 Гц; 2 —<
амплитуда 0,7 мм, частота 46 Гц; 3 —
амплитуда 0,9 мм, частота 46 Гц
в первый период наблюдается интенсивное изнашивание и зави-
симость о (т) вначале убывает, имеет минимум, а затем возрастает,
асимптотически приближаясь к постоянному значению (кривые 2,
3 на рис. 7.6).
Указанные изменения в WC выражены значительно сильнее,
чем в TiC, что объясняется меньшей пластичностью последнего.
В результате ВО имеет место также значительное пластическое
деформирование кобальтовой фазы, которая из кубической моди-
фикации частично переходит в гексагональную. При ВО пластин
из твердых сплавов на рекомендуемых режимах образуются
только сжимающие напряжения, причем они возрастают с повы-
шением режимов обработки. Толщина пластически деформирован-
ного слоя при ВО обычно составляет 10—30 мкм.
Шероховатость плоских поверхностей лезвия при ВО зависит
в наибольшей степени от исходных параметров шероховатости.
Вначале имеет место быстрое уменьшение параметров шерохова-
тости, затем оно замедляется и, наконец, стабилизируется. При ВО
новые риски-царапины не образуются, имеющиеся от предше-
ствующей обработки практически полностью удаляются, обра-
зуется новый изотропный рельеф.
7.2.	Виброабразивная обработка пластин
На производительность процесса ВО СМП, кото-
рая обычно оценивается радиусом скругления режущих кромок,
и качество обрабатываемых поверхностей наибольшее влияние
оказывают тип абразивного наполнителя, амплитуда и частота
колебаний рабочей камеры, продолжительность обработки, объ-
201
емкое соотношение обрабатываемых деталей и наполнителя, свой-
ства обрабатываемых твердых сплавов и некоторые геометрические
параметры режущей части.
В качестве абразивного наполнителя могут быть использо-
ваны дробленые абразивные круги, бой отходов фарфорового
производства, некондиционные изделия из минера'локерамики
ЦМ-332, смесь перечисленных материалов, специальные формо-
ванные абразивные тела для виброобработки.
Для обработки пластин из твердых сплавов целесообразно
использовать наполнители твердостью Т или СТ и зернистостью
16—40. Применение наполнителей твердостью менее С и зерни-
стостью более 40 является нецелесообразным, так как они обла-
дают низкой износостойкостью, что приводит к большому удель-
ному расходу наполнителя и быстрому засорению продуктами
изнашивания бака-отстойника вибрационной машины. Наполни-,
тели твердостью более Т и зернистостью менее 16 не обеспечивают
требуемой производительности, так как вследствие недостаточной
самозатачиваемости очень быстро становятся совершенно гладкими.
Состав абразивного материала и размер гранул наполнителя
существенно не влияет на производительность процесса и качество
обрабатываемых поверхностей.
Обязательным условием процесса ВО пластин является непре-
рывная промывка рабочей камеры, без которой процесс эффек-
тивно протекает только в первоначальный период. Затем поверх-
ность наполнителя покрывается слоем продуктов изнашивания и
съем материала практически прекращается. Для промывки реко-
мендуется 2—3 %-ный водный раствор кальцинированной соды.
Объем загруженных в рабочую камеру изделий и суммарный
объем изделий вместе с наполнителем должны находиться в соот-
ношении 1 : 10 (рабочая камера заполняется на 0,8 объема). С уве-
личением объема загружаемых в рабочую камеру изделий про-
изводительность процесса снижается и увеличивается неравно-
мерность скругления режущих кромок.
Режимы виброабразивной обработки (амплитуда и частота
колебаний рабочей камеры), наряду с типом абразивного наполни-
теля и продолжительностью обработки, являются наиболее важ-
ными параметрами управления процессом. На рис. 7.7 показана
зависимость радиуса скругления режущих кромок р от ампли-
туды А и частоты f колебаний рабочей камеры.
Увеличение А и f обеспечивает повышение производительности
процесса, однако увеличение этих параметров выше допустимых
значений для каждой марки сплава и угла заострения лезвия
может привести к выкрашиванию режущих кромок. Не существует
однозначных значений А или /, ниже которых всегда обеспечи-
вается обработка без выкрашиваний режущих кромок, влияние
их на качество обработки взаимосвязанно. Для сплавов Т15К6 и
Т14К8 при заданном одном параметре другой не должен превышать
следующих значений [39]:
202
f, Гц
А, мм
25	30	35	40	45	50
0,6—1,0 0,4—0,9 0,3—0,8 0,3—0,7 0,2—0,6 0,2—0,5
При обработке более прочных сплавов (Т5К10, ТТ7К12,
Т5К12) максимальные значения амплитуд могут быть увеличены
на 20—30 %.
Следует отметить, что о точки зрения обеспечения минималь-
ного удельного расхода наполнителя и максимальной долговеч-
ности деталей вибрационной машины целесообразно увеличивать
частоту колебаний рабочей камеры, а не амплитуду [3].
Установлено, что ни твердость, ни предел прочности при изгибе
не могут быть показателями обрабатываемости твердых сплавов
при ВО. Таким показателем может быть размер зерен карбидов.
На рис. 7.8 показана зависимость радиуса скругления р режу-
щих кромок от среднего размера d WC-фазы; чем больше d, тем
выше производительность и наоборот. Некоторое отклонение
точки 6 в сторону больших значений р можно объяснить тем, что
в сплаве Т15К6 значительный объем занимает крупнозернистая
фаза TiCWC (d = 3,5 мкм).
С увеличением размеров зерен карбидов ухудшается распреде-
ление связующей фазы, уменьшается однородность структуры,
повышается пористость, увеличивается доля непрочно закреплен-
ных и неудачно ориентированных зерен [26]. Все перечисленные
факторы способствуют снижению износостойкости твердых спла-
вов, особенно в условиях хрупкомеханического и абразивно-меха-
нического изнашивания, которые имеют место при ВО.
Основным геометрическим параметром прямолинейного участка
Рис. 7.7.
Зависимость радиуса скругления р от
амплитуды А (кривая /, f= 35 Гц)
и частоты /колебаний (кривая 2, Л=
= 1,0 мм) рабочей камеры (материал
пластины Т5КЮ, £=90°, наполни-
тель — керамика П12)
Зависимость радиуса скругления р от
среднего размера d зерен WC-фазы;
Р= по0; амплитуда 0,5 мм, частота
35 Гц; наполнитель — керамика П12):
1 — ВК4; 2 — BK6; 3 — BK8; 4 — Т5КЮ;
5 — Т5К12; 6 — Т15К6; 7 — ТТ7К12; 8 —
ВК6-К; 9 — ВК6-М; 10 ВК6; 11 —
ВК6-ОМ; 12 — ВК6-В
203
острения Р (см. рис. 7.1). Зависимость производительности обра-
ботки от геометрических параметров на вершине лезвия является
более сложной, чем на прямолинейном участке; здесь на радиус
скругления, кроме угла заострения, влияет радиус при вершине
г и угол е в плане при вершине. Наиболее интенсивный съем
материала имеет место на вершинах с малыми значениями г и
е, так как по мере уменьшения этих параметров уменьшается
площадь контакта гранул наполнителя с режущей кромкой на
вершине лезвия и увеличивается удельное давление.
Для нормирования технологических операций ВО твердосплав-
ных пластин разработаны математические модели, связывающие
производительность, оцениваемую радиусом скругления режущих
кромок, с основными технологическими факторами процесса:
р = С1Т0-4Д°-71-8р1,5^0,7;	(7.1)
р = С8т<мдо>7’>9р;	(7.2)
рв = С0т0’4Р1>5е—°'4г-а’2,	(7.3)
где р	—	радиус	скругления режущей кромки,	мкм;	Сь	С2 и
С3 —	коэффициенты	пропорциональности,	зависящие	от	типа
абразивного наполнителя: рв — радиус скругления режущей
кромки в центре радиусного участка на вершине лезвия, мкм;
<с — продолжительность ВО, мин; А — амплитуда колебаний
рабочей камеры, мм; f — частота колебаний рабочей камеры, Гц;
Р — угол заострения режущего лезвия, °; d — средний размер
зерен WC-фазы, мкм; е — угол в плане при вершине, °; г — ра-
диус при вершине, мм.
Уравнение (7.1) применяют при обработке пластин из любых
марок твердых сплавов, уравнение (7.2) — только при отработке
пластин из сплавов со значительным объемом крупнозернистых
карбидных фаз (Т15К6, Т5К.Ю, Т5К12), из уравнения (7.3) опре-
деляют рв для ВО при амплитуде А = 0,45 мм и частоте f =
= 46 Гц.
Наиболее универсальным параметром управления технологи-
ческим процессом ВО СМП является продолжительность обра-
ботки, так как он может быть реализован на вибрационных ма-
шинах любого типа и при любых сочетаниях типа наполнителя,
амплитуды и частоты колебаний рабочей камеры. Поэтому целе-
сообразно иметь математическую модель процесса, связывающую
продолжительность обработки с другими технологическими фак-
торами. Эти зависимости легко могут быть получены из уравне-
ний (7.1)—(7.3). Например, из уравнения (7.2) получим
и = C^A-^f-5^-2’7.	(7.4)
Значения коэффициентов пропорциональности Ci—С4 для
различных типов абразивных наполнителей приведены в табл. 7.1.
По уравнениям (7.1)—(7.4) могут быть построены удобные
для практического применения номограммы. Так, номограмма
204
7.1. Значения коэффициентов пропорциональности в уравнениях
(7.1) - (7.4)
Тип наполнителя	Коэффициент			
	сх. ю-“	С8.10-“	С8.10-*	С4.ю+^
Бой шлифовальных кру- гов	1,9	2,3	1,8	27,0
Смесь боя шлифовальных кругов и фарфора (1:1)	1,5	1,8	1,4	14,1
Абразивная керамика ПТ15Х15 (ТУ 2-036-205—73)	0,9	1,1	0,9	4,1
Бой режущей керамики ЦМ-332	0,7	0,9	0,7	2,3
Бой фарфора	0,6	0,8	0,6	1,7
(рис. 7.9), построенная по уравнению (7.4), дает возможность
определить продолжительность ВО для различных типов напол-
нителей при известных значениях р, A, f и 0. По этой же номо-
грамме может быть определен радиус скругления режущих кро-
мок при известных значениях т, A, f и 0.
Оборудование для ВО твердосплавного инструмента должно
отвечать следующим основным требованиям: обеспечение высо-
кой производительности при стабильном качестве обработки;
обеспечение оптимальных режимов вибрирования; механизация
операции разделения обработанных изделий и абразивного на-
Рис. 7.9.
Номограмма для определения продолжительности обработки
205
полнителя; компактность, простота и надежность конструкции;
низкий уровень шума. Вибрационные машины, применяемые в на-
стоящее время для очистки от окалины, снятия заусенцев, удале-
ния облоя и других видов обработки деталей из стали, чугуна или
цветных металлов, не отвечают требованиям, предъявляемым
к обработке твердосплавного инструмента.
7.3.	Эффективность и область применения
виброабразивной обработки СМП
Для определения эффективности применения ВО
инструмента был проведен комплекс лабораторных и производ-
ственных испытаний. Прочность лезвия определяли по методу
ступенчато-возрастающей подачи при точении и фрезеровании
заготовок из стали 45 твердостью НВ 155—185 соответственно
на токарно-винторезном станке 1А64 и горизонтально-фрезерном
станке 6Н82Г. Показателем прочности лезвия являлась подача,
при которой происходил скол или выкрашивание главной режу-
щей кромки, равный и более 0,5 мм.
С увеличением р (рис. 7.10) разрушающая подача сначала
возрастает, а затем по достижении максимума примерно при
р = 70 мкм уменьшается (максимум для пластин, скругленных
вручную, смещен в сторону больших значений р). Разрушающая
подача может быть увеличена в 1,3—3,4 раза в зависимости от
способа обработки пластин (ВО, скругление алмазным бруском
Рис. 7.10.
Зависимость разрушающей подачи $р от радиуса р скругления режущих кромок:
а — точение (t = 3,0 мм, v = 17 ... 22 м/мин); б — фрезерование (t = 1,5 мм, v =
= 88 м/мин); 1,2 — Т5К10; 3, 4 — Т15К6; 1,3 — виброабразивная обработка; 2, 4 —*
скругление вручную
206
Рис. 7.11.
Зависимость разрушающей подачи 5р
(кривые /, 2) и коэффициента вариа-
ции разрушающей подачи IV s (кривые
«?, 4) от отношения рв/р£
1, 3 —, г = 2,4 мм; 2, 4 — г = 1,2 мм
и т. п.), операции (точение,
фрезерование и т. д.) и марки
сплава (здесь и далее сравни-
вают пластины с оптимальными
значениями р).
При испытаниях острозато-
ченных пластин уже на первой
ступени подач наблюдали мик-
ровыкрашивания режущих кро-
мок, которые затем переходили в макровыкрашивания или сколы,
равные 0,5—1,5 мм. При испытаниях пластин со скругленными
режущими кромками микровыкрашивания отсутствовали, ха-
рактерным отказом этих пластин были сколы 1,5—4,0 мм. При
р = 110 мкм имели место поломки пластины. Острозаточенные
пластины и пластины, скругленные вручную, разрушались преи-
мущественно вдоль радиуса при вершине, а виброобработанные —
по всей длине режущей кромки в пределах контактной зоны.
Скругление режущих кромок при точении обеспечивает повы-
шение Sp в 1,3—2,4 раза, а при фрезеровании в 2,0—3,4 раза.
Как при точении, так и при фрезеровании для пластин из
сплава Т15К6 имело место большее увеличение Sp, чем для
пластин из сплава Т5КЮ (соответственно в 2,0—3,4 и в 1,3—
2,4 раза). Таким образом, чем тяжелее условия обработки и чем
меньше прочность инструментального материала, тем эффектив-
нее применение скругления режущих кромок. Кроме того, скруг-
ление режущих кромок существенно уменьшает разницу в абсо-
лютных значениях прочности сплавов Т5КЮ и Т15К6, что имеет
большое практическое значение, так как при этом можно эффек-
тивнее использовать более износостойкий, но менее прочный сплав
Т15К6 на некоторых черновых операциях, где обычно применяют
сплав Т5КЮ.
При оптимальных значениях р разрушающая подача для пла-
стин, подвергнутых ВО, на 10—15 % больше, чем для пластин,
скругленных вручную алмазным бруском. Это объясняется тем,
что виброобработанные пластины отличаются меньшими пара-
метрами шероховатости поверхностей лезвия, наличием сжимаю-
щих макронапряжений в поверхностном слое, а также увеличен-
ным радиусом скругления режущих кромок на радиусных участ-
ках лезвия [А. с. 1060321 (СССР) ] (на вершинах лезвия пластины).
Исследованиям влияния последнего фактора на прочность уделя-
лось недостаточно внимания.
207
при точении (а) и фрезеровании ((j):
1, 3, б, 7 — виброабразивная обработка; 2, 4, 6, 8 — скругление вручную; 1, 2 — t =
= 1,0 мм, S = 0,3 мм/об; 2 — 200 м/мин; 3, 4 — t= 1,0 мм; S = 0,1 мм/об; v =
—- 200 м/мин; 5, 6 — t = 1,0 мм; S = 0,1 мм/зуб; v = 226 м/мин; 7, 8 —. t = 1,0 мм;
S = 0,2 мм/зуб, v — 141,1 м/мин
На рис. 7.11 приведены результаты испытаний, проведенных
с целью оптимизации отношения радиуса скругления в центре
криволинейного участка рв к радиусу скругления р режущих
кромок на прямолинейном участке лезвия. Испытывали резцы,
оснащенные пластинами с радиусами при вершине г = 1,2 и
2,4 мм. Пластины обоих типоразмеров были разделены соответ-
ственно на шесть частей по 5 шт. в каждой. На первой части пла-
стин вручную алмазным бруском было выполнено скругление
с постоянным радиусом (р = 70 мкм) на всех участках режущей
кромки. На всех остальных пластинах радиус скругления постоян-
ного значения (р = 70 мкм) был выполнен только на прямолиней-
ных участках, а скругление на вершинах было выполнено пере-
менным, при этом рв/р составляло соответственно: 1,2; 1,4; 1,6;
1,8; 2,0.
С увеличением рв/р разрушающая подача сначала возрастает,
а затем по достижении максимума уменьшается. По сравнению
с пластинами, имеющими постоянный радиус скругления на всех
участках режущей кромки (рв/р = 1,0), пластины, имеющие уве-
личенный радиус скругления режущих кромок на вершинах,
обеспечивают при оптимальных значениях рв/р увеличение разру-
шающей подачи соответственно в 1,35 раза для пластин с г =
= 1,2 мм и в 1,2 раза для пластин с г = 2,4 мм. Для оптимальных
значений рв/р имеет место также значительное уменьшение коэф-
208
фициента вариации разрушающей подачи Ws. Оптимальное зна-
чение рв/р зависит от радиуса при вершине г: чем меньше значе-
ние г, тем больше должно быть рв/р; рв/р = 1,3 ... 1,6 (заштри-
хованная зона на рис. 7.11) практически охватывает все типо-
размеры сменных многогранных пластин, применяемых для чер-
новой обработки заготовок из конструкционных сталей (г = 1,2 ...
2,4 мм).
Следует отметить, что рв/р = 1,3 ... 1,6 достигается только
при ВО на вибромашинах с применением гранул абразивного
наполнителя, соизмеримых с обрабатываемыми изделиями; при
обработке шлифовальным зерном рв/р < 1,2.
Исследования влияния ВО на износостойкость пластин из
сплава Т15К6 проводили при продольном точении заготовок из
стали 50 на лабораторном токарном станке Л220 и при торцовом
фрезеровании заготовок из стали 45 на горизонтально-фрезерном
станке. Критерий затупления — износ по главной задней грани,
равный 0,5 мм.
С увеличением р стойкость сначала возрастает, а затем по
достижении максимума, лежащего примерно при р = 30 ... 50мкм,
уменьшается (рис. 7.12). Стойкость может быть увеличена в 1,05—
2,2 раза в зависимости от способа упрочняющей обработки пла-
стин, операции и режимов испытаний. Нисходящая ветвь зави-
симости Ти = Ф (р) более крутая, чем восходящая. При р >
> 70 мкм имеет место резкое уменьшение стойкости.
На острозаточенных пластинах в первые минуты работы наблю-
даются микровыкрашивания режущих кромок, по которым в даль-
нейшем развивается изнашивание. На пластинах со скруглен-
ными кромками не наблюдалось микровыкрашиваний; эти пла-
стины не имеют зоны приработки. Изнашивание пластин, скруглен-
ных вручную, равномерно развивается по задней поверхности
вниз и вверх от места сопряжения скругленной режущей кромки
с задней поверхностью лезвия. Изнашивание виброобработанных
пластин начинается не сразу, вначале на задней поверхности
наблюдается гладкая блестящая полоска. Вероятно, необходимо
определенное время, в течение которого должны произойти под-
готовительные процессы (наклеп, диффузия, зарождение микро-
трещин и др.). Изнашивание виброобработанных пластин в даль-
нейшем развивается так же, как и пластин, скругленных вручную,
но направление его смещено в зону больших значений стойкости.
Эффективность скругления режущих кромок выше при фрезе-
ровании, когда режущая кромка подвергается ударной нагрузке.
Скругление режущих кромок при точении обеспечивает повыше-
ние стойкости в 1,05—1,13 раза, а при фрезеровании — в 1,11—
2,2 раза. При оптимальных значениях р стойкость пластин, под-
вергнутых ВО, на 3—4 % выше стойкости пластин, скругленных
вручную алмазным бруском.
Анализ зависимостей Ти = Ф (р) показывает, что максимум
для пластин, скругленных вручную, смещен в сторону больших
209
~ 7.2. Результаты производственных испытаний сборных резцов с пластинами без упрочнения и после ВО
Номер выборки	Обозначение и материал пластины	Материал заготовки, твердость	Режим резания			Отказ, %			Характеристики надежности				
			Ж 3	1 S, мм/об 1	о, м/мин	Изнашива- ние	Выкраши- вание	Поломка	Средний период стойкости, мин 1	Коэффици- ент вариа- ции стойко- сти	, <ь s с® gb, 5S а о о я Я ф s о X t-> Д' О-Х S	Среднее чи- сло периодов стойкости	Полный средний пе- риод стой- кости, мин
1	03111—150412 (ГОСТ 19049—80) Т14К8	Сталь ШХ15, НВ 179—207	3,0	0,36	146	62/92	38/8	—	13,0/25,0	0,19/0,11	9/21	8,0/8,0	104,0/200,0
2	03114—150412 (ГОСТ 19052—80) Т5КЮ	Сталь 20ХГНР, НВ 174—207	2,5	0,78	63,5	19/85	76/15	—	64,0/141,0	0,64/0,27	12,0— 97,0	2,2/2,5	141,0/353,0
3	10114—130612 (ГОСТ 19065—80) Т15К6	Сталь 35ЛП, НВ 150—190	5,0	0,87	166	10/30	60/50	30/20	9,4/13,3	0,41/0,30	4,7/8,1	1,6/1,8	15,0/24,0
4	02114—120612 (ГОСТ 19048—80) Т15К6	Сталь 45, НВ 200—240	2,5	0,75	127	15/45	55/45	30/10	17/26,0	0,55/0,34	5,0/13,0	1,4/2,2	23,8/57,2
5	03114—150412 (ГОСТ 19052—80) Т15К6	Сталь ЗОХГСА, НВ 180—210 с наплавлен-	4,0	0,87	125	13/44	60/40	27/16	5,4/8,0	0,33/0,20	3,1/6,2	1,7/2,0	9,2/16,0
Продолжение табл. 7.2
| Номер выборки 1	Обозначение и материал пластины	Материал заготовки, твердость	Режим резания			Отказ, %			Характеристики надежности				
			t, мм	S, мм/об	о, м/мин	Изнашива- ние	Выкраши- вание	Поломка	Средний период стойкости, мин	Коэффици- ент вариа- ции стойко- сти	аг s 5 teg S я О Q и Св О) S О s t-.ETQ.aS	Среднее чи- сло периодов стойкости	Полный средний пе- риод стой- кости, мин
6	03114—150412 (ГОСТ 19052—80) Т5КЮ	ными шейками из латуни ЛК62-05 НВ 100	4,0	0,87	99	40/80	40/10	20/10	13,4/25,5	0,38/0,15	8,0/22,0	1,8/2,0	24,2/51,0
7	02114—120612 (ГОСТ 19048-80) Т15К6	Сталь 25ХГМ, НВ 156—200	3,5	0,6	НО	20/60	50/30	30/10	17,0/30,0	0,57/0,21	4,0/21,0	2,2/2,8	30,8/84,0
8	02114—120612 (ГОСТ 19048—80) Т5КЮ	Сталь 20, НВ 140—170	4,0	0,61	165	27/70	43/20	30/10	13,3/25,0	0,39/0,13	7,5/21,0	2,1/2,7	28,0/67,5
9	10114—110408 (ГОСТ 19065—80) Т5К10	Сталь 35, НВ 170—205	2,0	0,36	306	40/80	60/20	—	2,3/4,1	0,17/0,09	1,9/3,4	5,0/5,0	11,5/20,5
Примечания: 1. В каждой выборке в числителе даны значения для пластин без ВО, в знаменателе — для пластин,
ьэ подвергнутых ВО.
2. В выборках 1, 2 и 9 р = 60 мкм, в остальных р = 70 мкм.
значений по сравнению с пластинами, подвергнутыми ВО. Это
объясняется, так же как и при испытаниях на прочность, нали-
чием у виброобработанных пластин увеличенного скругления
режущих кромок на вершинах.
В табл. 7.2 приведены результаты испытаний сборных резцов,
оснащенных СМП при черновом точении деталей из конструк-
ционных сталей. Виброабразивная обработка в исследуемых
условиях обеспечивает рост среднего периода стойкости пла-
стин в 1,4—2,2 раза. Коэффициент вариации стойкости при этом
уменьшается в 1,4—2,7 раза, а гамма-процентный период стой-
кости Т90 увеличивается в 1,8—8 раз.
От 60 до 90 % отказов неупрочненных пластин были связаны
с выкрашиваниями и поломками. Основным видом отказов вибро-
обработанных пластин было изнашивание, а число поломок пла-
стин уменьшилось в 1,5—3 раза. Наибольшее повышение сред-
него периода стойкости имеет место для тех выборок, которые
характеризуются наибольшим числом выкрошенных лезвий при
работе неупрочненными инструментами.
На виброобработанных пластинах почти не наблюдались раз-
рушения сходящей стружкой неработающих участков лезвий,
а для неупрочненных пластин такой вид отказов составлял бо-
лее 25 %.
В результате уменьшения числа поломок, а также разруше-
ний стружкой неработающих кромок удалось повысить среднее
число периодов стойкости в 1,1—1,5 раза, что вместе с увеличе-
нием среднего периода стойкости обеспечило рост полного среднего
периода стойкости виброобработанных пластин в 1,8—2,7 раза.
Во всех исследуемых выборках виброабразивная обработка
привела к изменению характера распределения стойкости: если
для неупрочненных пластин фактическое распределение стой-
кости f (т) описывается законом Вёйбулла, то для виброобрабо-
танных — нормальным законом. Зависимости Р (т) и X (т) также
имеют более благоприятный характер для пластин, подвергнутых
виброабразивной обработке.
Аналогичные результаты получены при испытаниях сборных
торцовых фрез, оснащенных СМП из сплава Т15К6.
Применение износостойких покрытий без предварительной ВО
эффективно только при точении на подачах до 0,3 мм/об [501.
Износостойкие покрытия, нанесенные на виброобработанные пла-
стины, обеспечивают существенный рост стойкости в широком
диапазоне режимов резания. Высокая эффективность износо-
стойких покрытий с предварительной ВО объясняется повыше-
нием прочности лезвия за счет скругления режущих кромок,
а также более прочным сцеплением покрытия с твердосплавной
матрицей за счет уменьшения параметров шероховатости поверх-
ностей лезвия, образования в поверхностном слое сжимающих
остаточных макронапряжений, удаления поверхностных пленок
и включений [111.
212
7.3. Результаты производственных испытаний сборных резцов с пластинами, упрочненными различными методами
Обозначение резца и пластины, материал 4 пластины	Материал заго- товки, твердость	Режим резания			Вид упроч- нения	Отказ, %			Характеристики надежности				
		/, мм	S, мм/об	V, м/мин		Изнашивание	Выкрашивание	Поломка	Средний период стойкости, мин	Коэффициент вариации стой- кости	Гамма-процент- ный период стой- кости Т901 мин	Среднее число периодов стой- кости	Полный средний период стой- кости, мин
Резец 2102—0193	Сталь ЗОХГСА				Ст	40	40	20	13	0,38	8	1,8	24
(ГОСТ 21151—75),	НВ 180—210 с				КИБ	40	40	20	12	0,41	7	1,8	22
пластина 03114—150412	наплавленными	4	0,87	99	ГТ	35	45	20	11	0,45	6	1,8	20
(ГОСТ 19052—80) Т5КЮ	шейками из ла-				ВО	80	10	10	25	0,15	22	2,0	51
	туни ЛК62-05,				ВО 4- КИБ	75	15	10	30	0,11	27	2,0	60
	НВ 100				ВО 4- ГТ	85	10	5	32	0,11	29	2,0	64
Резец 2102—0317	Сталь 40X,				Ст	25	50	25	69	0,45	40	1,6	ПО
(ГОСТ 21151—75)	НВ 200—260				КИБ	30	47	23	75	0,49	62	1,7	128
пластина 02114—100608		4,5	0,62	68	ГТ	25	48	27	65	0,53	41	1,5	98
(ГОСТ 19048—80)					ВО	80	13	7	120	0,25	104	2,7	324
Т5КЮ					ВО 4- КИБ	89	6	5	132	0,18	112	2,8	370
					ВО 4- ГТ	87	8	5	140	0,17	120	2,8	391
Примечание. Ст — без упрочняющей обработки; ВО — виброабразивная обработка; ГТ — покрытие TiC, получен-
ное методом химического осаждения из парогазовой фазы; КИБ — покрытие TiN, полученное методом физического осаждения
из пароплазменной фазы; ВО 4- ГТ — покрытие ГТ с предварительной ВО; ВО 4- КИБ — покрытие КИБ с предварительной
ВО.
ю
со
В табл. 7.3 представлены результаты производственных испы-
таний сборных резцов, оснащенных СМП с различными видами
упрочняющей обработки. Для обоих выборок было характер-
ным большое число выкрашиваний и поломок лезвия при работе
стандартными пластинами.
Износостойкие покрытия ГТ и КИБ без предварительной ВО
не дали какого-либо положительного эффекта (для пластин ГТ
имеет место даже незначительное ухудшение всех показателей
надежности и увеличение числа выкрашиваний и поломок).
Износостойкие покрытия с предварительной ВО обеспечи-
вают увеличение среднего периода стойкости в 1,9—2,2 раза пла-
стин, подвергнутых ВО+КИБ, и в 2—2,4 раза пластин, подвер-
гнутых ВО+ГТ, по сравнению со средним периодом стойкости
пластин, не прошедших упрочняющую обработку, а по сравне-
нию со средним периодом стойкости пластин с ВО — соответ-
ственно в 1,1 и 1,2 раза. Пластины, прошедшие ВО+КИБ и
ВО+ГТ, отличались значительно меньшим коэффициентом ва-
риации стойкости. Основным видом отказов этих пластин было
изнашивание (от 75 до 89 %), число поломок и выкрашиваний
уменьшилось в 2,4—5,7 раза по сравнению с числом поломок и
выкрашиваний пластин без упрочняющей обработки. Полный
средний период стойкости при этом увеличился в 2,5—3,5 раза.
В настоящее время на большинстве предприятий при органи-
зации участков отделочно-упрочняющей обработки твердосплав-
ных пластин не предусматривают применения ВО в связи с тем,
что не освоено производство специальных вибрационных машин.
Учитывая высокую эффективность применения износостойких
покрытий с предварительной ВО, необходимо организовать серий-
ное производство вибрационных машин и поставлять их совместно
с установками для нанесения износостойких покрытий.
Глава О» Эксплуатация режущего инструмента
8.1.	Общие положения
Требования к качеству режущего инструмента
и его расход в промышленности постоянно повышаются. Анализ
развития машиностроения показывает, что этому способствует
по меньшей мере следующие три объективных фактора.
1.	Увеличение объемов производства машиностроительной
продукции, введение в строй новых машиностроительных пред-
приятий, постоянное повышение требований к точности обра-
ботки.
2.	Увеличение производительности оборудования, широкое
использование станков-автоматов и полуавтоматов, автоматиче-
ских линий, агрегатных станков, станков с ЧПУ, в том числе мно-
гоцелевых станков, гибких производственных систем (ГПС) и т. д.
3.	Применение конструкционных материалов с повышенными
физико-механическими свойствами, а также применение жаро-
прочных и труднообрабатываемых сталей и сплавов, что сни-
жает стойкость и повышает расход режущих инструментов.
Обеспеченность машиностроения режущим инструментом во
многом определяется эффективностью его использования. Вопросы
эксплуатации инструмента подлежат серьезному изучению. Ра-
боты, проведенные в течение ряда лет по улучшению использова-
ния режущего инструмента на различных предприятиях, показали
необходимость комплексного их решения. При рассмотрении
вопросов эксплуатации режущего инструмента необходимо
использовать системный подход, так как только в этом случае
возможно эффективное повышение уровня обеспечения режущим
инструментом различных отраслей машиностроения.
Система рационального применения режущего инструмента
включает следующие задачи.
1.	Использование инструмента на рабочих местах с учетом
характера производства, типа оборудования, конструкции при-
меняемого инструмента, режимов эксплуатации и т. д.
2.	Обеспечение режущим инструментом на основе нормирова-
ния расхода и запаса, определения источника его получения и т. д.
3.	Восстановление режущих свойств инструмента, включая за-
точку, повышение стойкости за счет применения износостойких
покрытий и т. д.
215
4.	.Вторичное использование списанных инструментальных ма-
териалов и отработавшего инструмента.
5.	Организация инструментального хозяйства.
При этом надо рассматривать как технические, так и экономи-
ческие аспекты указанных задач и давать конкретные предложе-
ния по их решению. Ниже будут рассмотрены основные положе-
ния системы рационального применения режущего инструмента.
Рациональная эксплуатация инструмента предусматривает
комплексную реализацию следующих решений:
выбор современного инструментального материала, обеспечи-
вающего эффективную обработку в данных условиях;
определение конструктивных и геометрических параметров
инструмента, исходя из материала заготовки, типа оборудования
и условий производства;
определение рациональных режимов обработки с учетом необ-
ходимой точности детали и исходных размерных параметров заго-
товки, требований к параметрам шероховатости обрабатываемой
поверхности, производительности выбранного оборудования;
определение критерия затупления, норм изнашивания и рас-
хода инструмента, а также способа его замены с учетом характера
производства и типа оборудования;
выбор рациональной марки смазочно-охлаждающей жидкости
и способа ее подвода.
Все эти факторы связаны между собой и выбирать их нужно
с учетом их взаимного влияния. Наиболее полно взаимное влия-
ние параметров учтено в нормативах режимов резания [41 и др. ].
У казанные нормативы предусматривают:
учет типоразмеров станка, жесткости и виброустойчивости
технологической системы;
широкое использование современных инструментальных ма-
териалов;
переход, где это возможно, от составных к сборным конструк-
циям инструментов;
определение параметров процесса резания: глубины резания и
числа рабочих ходов, подачи инструмента, экономически целе-
сообразного периода стойкости, скорости резания;
учет ограничений на режимы резания, связанных с надеж-
ностью инструмента, требованиями эргономики;
расчет технически обоснованного расхода инструмента с уче-
том вероятности его разрушения;
возможность выбора режимов резания по критериям мини-
мума приведенных затрат, максимума производительности и
минимума затрат при заданном расходе инструмента;
учет вероятностного характера процесса резания, а также
процессов изнашивания и разрушения инструмента.
В конкретных условиях бывает целесообразно разработать за-
водские нормативы на базе общемашиностроительных. В этом
случае должны быть учтены технология, состояние парка стан-
216
KOBj требования к форме стружки и т. д. Для облегчения и уско-
рения пользования нормативами, а также с целью учета специ-
фических особенностей отдельных предприятий в нормативах
даны математические модели для определения различных пара-
метров. С помощью этих зависимостей и алгоритмов расчета,
используя современную вычислительную технику, можно рас-
считывать как режимы резания, так й нормы расхода режущего
инструмента.
Внедрение рациональных режимов резания целесообразно
сочетать с применением прогрессивных конструкций инструмента,
в частности инструментов, оснащенных сменными многогранными
пластинами. Применение таких инструментов обеспечивает зна-
чительное повышение производительности за счет использования
более износостойких марок сплавов, благодаря отсутствию де-
фектов, возникающих при пайке, расширению объемов исполь-
зования пластин с износостойкими покрытиями, сокращению
простоев станка при смене режущего инструмента. Это в первую
очередь касается резцов и торцовых фрез. Общий объем приме-
няемых резцов и фрез, оснащенных СМП, должен быть доведен
не менее чем до 50 % общего числа твердосплавного инстру-
мента.
После определения прогрессивной конструкции и рациональ-
ных режимов обработки необходимо решить вопрос обеспечения
этим инструментом. Основой рационального обеспечения является
технически обоснованное определение потребности в нем.
Существующая на большинстве предприятий система опреде-
ления потребности, исходя из объемов использования в прошед-
ший период, не является технически обоснованной, так как не
учитывает недостатки в эксплуатации инструмента.
Более совершенной является методика расчета потребности
в инструменте, исходя из требуемых объемов механической обра-
ботки резанием на предприятии и ресурса работы, который мо-
жет быть выполнен инструментами различных типоразмеров.
Методикой предусмотрены два метода расчета потребности в ре-
жущем инструменте:
операционный, при котором расчет ведут, исходя из факти-
ческого времени работы инструмента на соответствующих режи-
мах резания; этот метод применяют в тех случаях, когда есть
операционные карты обработки;
метод оснащенности станка, при котором за основу берут дан-
ные о трудоемкости отдельных видов работ с учетом численности
работающих на отдельных видах оборудования, количества этого
оборудования и других факторов; метод применяют при наличии
маршрутных карт.
Рассчитанный таким образом нормативный годовой расход
инструмента по типоразмерам должен быть скорректирован с уче-
том технических возможностей оборудования и различных тех-
нологических факторов. Определение технически обоснованной
217
потребности в инструменте является достаточно трудоемкой ра-
ботой и ее целесообразно выполнять с использованием современ-
ной вычислительной техники.
Для реализации этого способа необходимо в ЭВМ заложить
массив данных по трудоемкости работ каждого вида и по объему
работ, которые можно выполнить инструментом определенного
типоразмера. Как показывает опыт, данные для первого метода
расчета почти всегда есть на тех предприятиях, где учет ведется
с помощью АСУП, а данные по полному периоду стойкости инстру-
мента приведены в нормативах.
При определении технически обоснованной потребности
в инструменте выявляют его конкретную номенклатуру, требуе-
мую для нужд производства, и устанавливают, каким путем
можно удовлетворить эту потребность — либо за счет получе-
ния централизованно изготавливаемого инструмента, либо за
счет изготовления его в инструментальных цехах машинострои-
тельного предприятия.
Установлено, что централизованное изготовление режущего
инструмента обеспечивает значительно меньше затрат труда и
инструментальных материалов. Стоимость инструмента (на 1 ч
работы) при централизованном производстве в 2—4 раза ниже,
чем стоимость инструмента, изготавливаемого в инструменталь-
ных цехах.
Основным критерием для определения способа удовлетворения
потребности в инструменте (централизовано или децентрализо-
ванно) является технологический процесс его изготовления.
Если он одинаков при обоих способах, то инструмент можно
изготовлять децентрализованно; если технология изготовления
инструмента существенно отличается, то эти виды инструмента
нужно изготовлять только централизованно. К таким инструмен-
там относятся корпуса резцов, фрез, осевого инструмента, осна-
щаемые твердосплавными или керамическими сменными много-
гранными пластинами, сложный блочный инструмент и т. д.
Особенно важно наладить обеспечение инструментом станков
с ЧПУ, учитывая большие потери при неэффективной их работе
из-за недооСнащения. Поэтому необходимо в первую очередь
обратить внимание на оснащенность станков, работающих в ГПС,
в течение всего периода эксплуатации, а не только на период
запуска или первый год работы.
При обеспечении режущим инструментом рабочих мест надо
учесть возможность повторной заточки и восстановления инстру-
мента, повышение его стойкости за счет применения износостой-
ких покрытий и т. д. Одним из основных условий рациональной
эксплуатации инструмента является организация его централи-
зованной заточки. Создание специализированных участков цен-
трализованной заточки, оснащенных специальными станками и
приспособлениями, а также средствами контроля качества заточки
обеспечивает:
218
повышение производительности труда и снижение себестои-
мости изделий за счет исключения потерь рабочими-станочни-
ками времени на переточку инструмента;
повышение производительности труда и уменьшение расхода
инструмента за счет повышения качества заточенного инстру-
мента;
увеличение ресурса работы инструмента за счет уменьшения
съема металла при заточке и увеличения числа переточек;
повышение загрузки заточного оборудования и эффективности
использования установок для нанесения износостойких покрытий.
При организации служб централизованной заточки необхо-
димо:
определить цели и задачи участков централизованной заточки
инструмента (УЦЗИ);
разработать принципы организации УЦЗИ с указайием ти-
повых структур и функций;
рассчитать объемы оборотных фондов, потребное число обору-
дования, численность рабочих-станочников и площади;
определить критерий изнашивания и нормы стачивания всех
видов режущего инструмента;
для различных операций выбрать характеристики шлифоваль-
ных кругов и режимов Заточки инструмента;
обосновать потребность в приборах для контроля инструмента
после заточки с указанием их основных характеристик и методов
контроля;
разработать типовые технологические процессы заточки раз-
личных видов режущего инструмента.
Одновременно с организацией централизованной заточки необ-
ходимо уделять внимание повышению стойкости режущего инстру-
мента за счет его упрочнения и нанесения различных видов изно-
состойких покрытий.
В настоящее время на машиностроительных предйриятиях
применяют различные способы повышения стойкости: вибро-
абразивную обработку, нанесение износостойких покрытий ме-
тодом конденсационно-ионной бомбардировки (КИБ) на установ-
ках типа «Булат», «Пуск» и др., методом электроискрового леги-
рования и др.
Инструменты с износостойким покрытием наиболее эффективны
на чистовых и получистовых операциях при обработке заготовок
из конструкционных сталей и чугунов. При повышенных глубине
резания и подаче, при обработке заготовок из труднообрабатывае-
мых материалов эффективность применения инструмента с та-
кими покрытиями снижается.
Наибольший эффект от покрытия достигается на первом пе-
риоде стойкости (до повторной заточки). В дальнейшем стой-
кость некоторых инструментов остается достаточно высокой, так
как их перетачивают по одной поверхности, а изнашиваются они
по другой, покрытие на которой не нарушается. Многие инстру-
219
менты (зенкеры, развертки, отрезные резцы и др.) после несколь-
ких переточек требуют повторного упрочнения.
Целесообразно разработать документацию по допустимым зна-
чениям стачивания для различных видов инструмента с учетом
специфики операций. При этом необходимо учесть возможность
использования инструмента, частично отработавшего свой ре-
сурс. Имеется в виду, что инструменты, которые по тем или иным
причинам не могут быть далее использованы на рабочих пози-
циях, нужно передавать на другие позиции (как на данном пред-
приятии, так и на других). Например, у сверл длинной серии-, рабо-
тающих на агрегатных станках и станках, встроенных в автомати-
ческие линии, при применении кондукторных втулок длина ра-
бочей части полностью не используется, поэтому такие сверла
после работы на линиях целесообразно переточить и передать на
слесарный участок.
Кроме того, необходимо уделять внимание вопросам восста-
новления режущего инструмента. Важность проведения работ по
восстановлению режущего инструмента подтверждается тем, что
на отдельных предприятиях за счет этого покрывается до 5—
7 % всей потребности в инструменте. В некоторых случаях инстру-
мент переводят с одного размера на другой, например развертки,
зенкера перешлифовывают для обработки отверстий меньшего
диаметра, дисковые и прорезные фрезы перетачивают на мень-
ший диаметр и т. д.
Большое внимание следует уделять вопросам сбора отходов
вольфрамсодержащих материалов, в том числе и в виде пыли.
Как показала проверка, большинство предприятий не выпол-
няет плана сдачи пылевидных отходов твердых сплавов, а в них
содержится до 30 % вольфрама.
Все перечисленные выше задачи не могут быть успешно ре-
шены без совершенствования работы инструментальных хозяйств
предприятий. В настоящее время на многих предприятиях раз-
личные вопросы использования режущего инструмента находятся
в ведении разных служб. Для совершенствования управления
всеми подразделениями инструментального хозяйства предприя-
тия (планирования потребности и определения источников ее
обеспечения, организации производства и приобретения, учета,
хранения, восстановления и эксплуатации технологической
оснастки) целесообразно сосредоточить эти работы в одном под-
разделении.
Состояние системы инструментального хозяйства предприятия
можно оценить по уровню использования инструмента, который
полнее всего определяют следующие показатели:
коэффициент использования инструмента;
число поломок;
удельный расход инструмента на единицу товарной продук-
ции, на 1 станко-ч, на одного станочника и т. д.);
удельный расход инструментальных материалов;
220
соотношение объемов инструмента покупного и собственного
производства;
соотношение объемов применения стандартного и специаль-
ного инструмента;
сопоставление стоимости приобретаемого и изготовляемого
инструмента;
объем возможного вовлечения в оборот хранящегося инстру-
мента;
выполнение заданий по сбору отходов вольфрамсодержащих
материалов.
Одним из наиболее сложных вопросов при оценке уровня
использования инструмента является определение коэффициента
использования ресурса его работы, определяемого на основании
разбраковки списанного инструмента. Контрольную разбраковку
осуществляют на пунктах сбора списываемого режущего инстру-
мента.
Коэффициент использования инструмента k целесообразно
учитывать отдельно по каждому виду инструмента:
_ lOOfti —|—	—|— 25 (п3 -р Пр) -р 50 (пд -|~ ~Ь 75 (ns 4~ ^s)
100 £ п
где П1 — число полностью использованного инструмента; п2 —
число неработавшего инструмента; п3, п4, п6 — число инструмента,
годного к использованию после повторной заточки и выработав-
шего ресурс на 25, 50 и 75 % соответственно; пв, п7, п8 — число
инструмента, вышедшего из строя преждевременно, не подлежа-
щего дальнейшему использованию и выработавшего ресурс на 25,
50 и 75 % соответственно.
К полностью использованному инструменту относится тот,
у которого использовано более 75 % нормативного значения до-
пустимого стачивания, а оставшаяся режущая часть составляет
не более 40 % ее начального размера. Коэффициент использова-
ния СМП определяется как частное от деления среднего числа
отработавших вершин [13] на число вершин, которое имеет пла-
стина данного типоразмера.
Решение комплекса рассмотренных вопросов позволит значи-
тельно повысить уровень использования режущего инструмента
и тем самым эффективность его производства. Длительность этой
работы относительно не велика и при активной работе за 2—3 года
можно существенно повысить уровень эксплуатации режущего
инструмента, получив значительный экономический эффект.
8.2.	Эксплуатация резцов, оснащенных
сменными твердосплавными пластинами
Под организацией рациональной эксплуатации
режущего инструмента на токарных станках подразумевается
создание такого комплекса условий работы инструмента и станка,
221
a)	w	6)
Рис. 8.1.
Схемы обработки заготовки со сложным контуром без перемещения (а) и с пере-
мещением {б) инструмента по контуру в конце прохода
который характеризуется наибольшей производительностью, при-
ходящейся на каждый грамм инструментальных материалов (либо
наименьшим удельным расходом инструмента). При этом необхо-
димо постоянно стремиться к сокращению времени на замену
отказавшего инструмента (особое значение это приобретает при
работе на токарных станках о ЧПУ) и числа внезапных отказов
(поломок и сколов) инструмента, которые во многом зависят от
организационных условий и требуемой надежности обработки.
Расход инструмента зависит от всех этапов технологической
подготовки обработки (вида и метода получения заготовки и ее
калибра, конструкции применяемого инструмента, уровня ре-
жимов резания) и условий эксплуатации инструмента на рабо-
чем месте.
Для сокращения расхода инструмента необходимо:
выбрать рациональную схему обработки, распределения при-
пуска и перемещения инструмента;
использовать для обработки основных поверхностей (цилин-
дров, торцов, конусов и фасок) инструмент, оснащенный смен-
ными многогранными пластинами, а для обработки дополнитель-
ных поверхностей (канавок, резьб, выточек и т. д.) минимальную
номенклатуру инструмента (по возможности сборного);
использовать пластины из твердых сплавов, сочетающие высо-
кую прочность с высокой износостойкостью, в том числе приме-
нять износостойкие покрытия и современные режущие материалы
(режущую керамику и СТМ);
организовать обслуживание рабочего места режущим инстру-
ментом таким образом, чтобы простои были минимальными, а на-
дежность обработки достаточной;
организовать централизованную заточку инструментов, за
исключением инструмента с СМП;
использовать материальное стимулирование за экономию ре-
жущего инструмента.
Операционная технология строится следующим образом. Наи-
более эффективны траектории перемещения инструмента, при ко-
торых достигается высокая надежность работы при наименьшем
числе рабочих ходов. При черновой обработке основных поверх-
222
ностей заготовок со сложным контуром целесообразно переме-
щать инструмент по траекториям, показанным на рис. 8.1.
Последовательность рабочих ходов при черновой обработке
деталей из проката показана на рис. 8.2. Надежность работы
резца снижается при врезании его режущей кромки в необрабо-
танную поверхность заготовки или в поверхность, имеющую по-
вышенное биение. Чтобы сократить число врезаний в такие по-
верхности и повысить надежность работы инструмента, рекомен-
дуется сначала сделать один рабочий ход по торцу заготовки в на-
правлении оси вращения и один рабочий ход по цилиндру парал-
лельно оси. Дальнейшее направление перемещения резца выби-
рают исходя из условия минимального числа рабочих ходов,
если возможно движение резца в указанных направлениях при
одинаковых режимах резания.
При обработке заготовки в центрах (рис. 8.2, а) минимальное
число рабочих ходов, как правило, достигается при перемеще-
нии вдоль оси заготовки. При обработке в патроне (рис. 8.2, б—г)
сложнее выбрать направление перемещения резца, обеспечиваю-
щее минимальное число рабочих ходов. При обработке узких
заготовок большого диаметра следует применять поперечную
подачу резца, для широких заготовок — продольную, а для за-
готовок с большим числом ступеней разного диаметра — как
продольную, так и поперечную. При черновом растачивании в пат-
роне резец перемещают параллельно оси заготовки.
г)
Рис. 8.2.
Последовательность рабочих ходов (1—15) при черновой обработке заготовок
из проката
15 14 13 12 11

223
Описываемый ниже способ выбора инструмента и режимов ре-
зания имеет некоторые отличительные особенности [13]. Все
рекомендации даны для конкретных условий эксплуатации инстру-
мента (см. гл. 1), определяемых операцией, группой обрабатывае-
мых материалов и их свойствами, типоразмером станка, характе-
ром припуска и глубиной резания, а также жесткостью техноло-
гической системы. Рекомендации по назначению режимов реза-
ния впервые учитывают конструкцию инструмента и его надеж-
ность.
Выбор инструмента предусматривает: выбор материала режу-
щей части, формы резца в плане, типа и размера пластины, спо-
соба крепления пластины, геометрических параметров режущей
части.
Рекомендации по выбору инструментальных материалов при
продольном наружном точении, подрезке и растачивании боль-
ших отверстий представлены в табл. 8.1.
При повышенной жесткости технологической системы или при
наличии каких-либо ограничений, заставляющих применять по-
ниженные значения подач, выбирают марки повышенной изно-
состойкости. При пониженной жесткости или при наличии ка-
ких-либо ограничений, заставляющих применять пониженные
значения скоростей резания, выбирают марки повышенной проч-
ности.
Для отрезки в связи с низкой жесткостью технологической
системы, наличием трения стружки о стенки канавки и тяжелыми
условиями резания при приближении к оси заготовки выбирают
достаточно прочные твердые сплавы: для обработки заготовок из
конструкционной стали применяют сплав Т5К10, для обработки
заготовок из коррозионно-стойкой стали и чугуна —сплав ВК8.
При прорезке неглубоких канавок эти неблагоприятные особен-
ности обработки проявляются меньше и поэтому можно исполь-
зовать более износостойкие сплавы: для обработки заготовок из
конструкционной стали — сплавы Т14К8 и Т15К6, для обработки
заготовок из коррозионно-стойкой стали—сплавы ТТ10К8-Б,
ВК6-М и ВК10-ОМ, для обработки заготовок из чугуна — сплавы
В Кб и ВК6-М.
При выборе материала пластины предпочтение следует отда-
вать твердым сплавам с износостойкими покрытиями, которые
позволяют в наибольшей степени реализовать преимущества рез-
цов с СМП. Форму резцов в плане и форму пластины (табл. 8.2
и 8.3) выбирают, исходя из технологических критериев (формы
обрабатываемой поверхности и направления движения подачи),
а также учитывая наличие активных режущих кромок и положе-
ние упорной базирующей поверхности режущей пластины. При
малом времени на выполнение рабочего хода по сравнению со
стойкостью резца (в основном при обработке деталей на средних
станках) выбирают форму резцов в плане, пригодную для всех
рабочих ходов данной операции.
224
8 Г. Л. Хает и др.
8.1. Материал режущих пластин, применяемых при обтачивании, подрезке и растачивании
Характер резания	Глубина резания, мм		Материал пластины					
			рекомендуемый для усредненных условий		повышенной износостойкости		повышенной прочности	
	СС	СТ	СС	ст	СС	|	ст	. СС	I	ст
Сталь конструкционная (НВ 330). А. Черновая обработка								
	До 3	До 5	Т15К6 MCI 11 ВП1195	Т15К6 Т14К8 ВП1195	КНТ-16 ТН-20	КНТ-16 ТН-20	Т5КЮ4-ИП Т14К8 МС2210 МС2215	ТТ10К8-Б Т5КЮ+ИП ВП1255
Непрерыв- ный	3—7	5—15	Т5КЮ+ИП Т14К8 МС2210 МС2215	Т5КЮ+ИП ТТ10К8-Б ВП1255	Т15К6 КНТ16 MCI 11.	Т15К6 , Т14К8+ИП	ТГ10К8-Б Т5КЮ ВП1255 МС1460	ТТ10К8-Б Т5КЮ+ИП ВП1255
	Св. 7	Св. 15	ТТ10К8-Б Т5КЮ ВП1255 МС1460	Т5КЮ	Т5К10+ИП Т14К8 МС2215 МС2210	Т5КЮ+ИП ТТ10К8-Б ВП1255	ТТ7К12 ТТ5К12В MCI 46	ТТ7К12
Прерывный	До 3	До 5	Т5КЮ+ИП Т14К8 МС2210. МС2215	Т5К10+ИП ТТ10К8-Б ВП1255	Т15К6 МС111 ВП1195	Т15К6 Т14К8+ИП	ТТ10К8-Б Т5КЮ ВП1255 MCI 460	Т5КЮ МС131
	3—7	5—15	ТТ10К8-Б Т5К10 ВП1255 МС1460	Т5КЮ	Т5КЮ4-ИП Т14К8 МС2210	Т5КЮ+ИП ТТ10К8-Б ВП1255	ТТ7К12 Т5К12В МС146	ТТ7К12 Т5КЮ
Продолжение табл. 8.1
Характер резания	Глубина резания, мм		Материал пластины					
			Рекомендуемый для усредненных условий		повышенной износостойкости		повышенной прочности	
	СС	СТ	СС	ст	СС	ст	СС	СТ
Прерывный	Св. 7	Св. 15	ТТ7К12 Т5К12В МС1460	ТТ7К12 Т5К12	Т5КЮ ВП1255 МС1460 ТТ10К8-Б	Т5КЮ	—	МС146
Б. Чистовая обработка
Непрерыв- ный	До 1	До 1	ВОК-60	ВОК-60	—	—	Т30К4 ТН-20 КНТ-16	Т30К4 ТН-20 КНТ-16
	1—3	1—3	Т30К4 МС101	Т30К4 МС101	вок-60	—	ТН-20 КНТ-16 Т15К6 MCI 11	Т15К6
Сталь коррозионно-стойкая. Черновая и чистовая обработка
Непрерыв- ный	До 3	До 5	ВК6-ОМ Т15К6	ВК6-ОМ Т15К6	—	—	ВК6-М МС211	ВК6-М МС211
	3—7	5—15	ВК6-М МС211	ВК6-М МС211	ВК6-ОМ Т15К6	ВК6-ОМ Т15К6	ТТ10К8-Б ВКЮ-ОМ	ТТ10К8-Б ВКЮ-ОМ
	Св. 7	Св. 15	ТТ10К8-Б ВКЮ-ОМ	ВК8 вкю-ом	ВК6-М МС211	ТТ10К8-Б ВКЮ-ОМ	ВК8	—
Продолжение табл. 8.1
00
Характер резания	Глубина резания, мм		Материал пластины					
			рекомендуемый для усредненных условий		повышенной износостойкости		повышенной прочности	
	СС	СТ	СС	СТ	СС	ст	СС	ст
Прерывный	До 3	До 5	ВК6-М	ВК6-М	ВКб-ОМ Т15К6	ВКб-ОМ Т15К6	ТТ10К8-Б вкю-ом	ТТЮК8-Б вкю-ом
	3—7	5—15	ТТ10К8-Б вкю-ом	ТТ10К8-Б вкю-ом	вкв	ВК6-М	ВК15-ОМ МС241	ВК8
	До 3	Св. 15 До 5	Чугу ВКб+ИП ВК6-М Т18К6 МС312	ВК8 н (НВ < 270). / ВКб+ИП ВК6-М ТТ8К6 МС312	L Черновая обрг вкз-м КНТ-16 ТН-20	ТТ10К8-Б вкю-ом 1ботка вкз-м В КЗ MC301	В Кб МС321	В Кб МС321
Непрерыв- ный	3—7	5—15	В Кб МС321	В Кб МС321	ВКб+ИП ВК6-М ТТ8К6 МС312	ВКб+ИП ВК6-М ТТ8К6 МС312 В Кб	ВК8	ВК8
	Св. 7	Св. 15	ВК6 МС321	ВК8	ВК4 ВКб+ИП ВК6-М	ВК6 МС321	ВК8	—
Продолжение табл. 8.1
Характер резаная	Глубина резания, мм		Материал пластины					
			Рекомендуемый для усредненных условий		повышенной износостойкости		повышенной прочности	
	СС	СТ	СС	ст	СС	СТ	СС	ст
Прерывный Непрерыв- ный	До 3	До 5	ВКб МС321	ВКб МС321	ВКб+ИП ВК6-М ТТ8К6 МС312	ВК6+ИП ВК6-М ТТ8К6 МС312	ВК8	ВК8
	3—7	5—15	ВК8	ВК8	ВКб ВК6+ИП ВК6-М	ВКб МС321	—	—
	Св. 7 До 1	Св. 15 До 1,5	ВК8 ВОК-60	ВК8 Б. Чисто! ВОК-60	ВКб МС321 шя обработка ВК6+ИП	ВКб вкз-м вкз МС301	вкз-м вкз МС301	.—
	1—2	1,5 4	вкз-м вкз МС301	вкз-м вкз МС301	ВОК-60 ТН-20	вок-60	ВКб	ВКб
Условные обозначения: СС — станки средние; СТ — станки тяжелые; ИП — износостойкое покрытие.
82. Рекомендуемая форма проходных и подрезных резной/ по технологическим критериям
229
Переход				Форма резца или резцовой вставки														
			"й		й	Й	0	0				а	й	0	й	0	0
				Главный угол б плане ipt °														
			63	93	60	60,63	90	93	90	95	60	75	75	75	95	95	
Точена продолы А ч>\/		е те ^5~	+	+	+	+	+	+	—	+	4-	4-	—	4-	4-	+	4-
Точена попереч t		е чое	—	+	—	—	—	+	—	—	—	—	—	—	+	—	+
Точение контурное щ fiK^^		75°	—	+	—	—	+		—	—	—	—	—	—	4-	—	4-
		'“Я* 60^_	—	+	—	—	+	+	—	—	—	4-	—	4-	+	—	+
		ЕЗ- чу9	+	+	4-	+	+	+	—	—	4-	4-	—	4-	4-	—	4-
		Ъ 30°	4-	+	+	4-	+	4-	—	+	4-	+	—	4-	4-	4-	4-
Точена*.			60°								—							
контурноепь 5^ 4		'“**45°	+	—	—	4-	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—	—
		30°	4-	—	—	+	—	—	—	4-	—	—	—	—	— •	—	4-
				+	—	4-	—	—	—	4-	4-	—	—	—	—	—	4-
Подр	езка i 1		торца	—	—	+	—	—	—	+	4“	—	—	+	—	+	4-	4-
	!		5															
Условное обозначение: + -рекомендуемая форма;--------нерекомендуемая форма,
83. Рекомендуемая форма расточных резиоб
по технологическим критериям
Форма резца или резцовой вставки
&				
Главный угол в плане ч>, °				
45
95
93
90
Переход
75
>к
30°
Условное обозначение:
+ -рекомендуемая форма] —нерекомендуемая форма.
75°
6(Г
45°
Растачивание
конической
поверхности П
зо9
Растачивание
продольное
	
Растачивание
поперечное
	|У~~
Растачивание п
конической к
поверхности!

Выбор способа крепления пластины описан в гл. 3. Выбор
формы передней поверхности лезвия резца приведен в табл. 8.4.
Для создания специальной геометрии (формы II и III) применяют
пластины с плоской передней поверхностью, на которой геометри-
ческие параметры получают при затачивании. Для наиболее типич-
ных условий обработки геометрические параметры даны в табл. 8.5.
Назначение режимов обработки начинают с выбора глубины
резания. При обработке заготовки из конструкционной стали по
табл. 8.6 по известному отношению диаметра заготовки £>3 к основ-
ному размерному параметру станка £>с выбирают значение по-
дачи ST и поправочный коэффициент, учитывающий прочность
инструмента, исходя из материала пластины и типа конструк-
230
8.4. Рекомендуемая форма передней поверхности лезвия резца
Операция	Материал заготовки	Твердость НВ	Обработка	Передняя поверхность лезвия
Обтачивание, под- резка, растачива- ние	отверстий большого диаметра	Сталь конструк- ционная	До 2400 240—330	Черновая	I, п, V IV
	Сталь коррозион- но-стойкая	—	Черновая	II, III
	Чугун	До 270	—	I, н, V
	Сталь, чугун	До 240	Чистовая	II, V
		Св. 240		IV
Растачивание от- верстий малого диаметра		До 240	Черновая и чистовая	I, V
		240—330		IV
Контурное точе- ние		До 240		I, п, V
		240—330		IV
Отрезка и про- резка		До 240	—	II
		240—330		IV
Условные обозначения: I — стандартная канавка; II, III —
специально заточенная канавка; IV, V — канавка отсутствует.
Примечание. I, II, IV — положение пластины негативное; III, V —
положение пластины позитивное.
ции (см. гл. 3) резца К51. Если значения коэффициентов не ука-
заны, то эти инструментальные материалы и конструкции для
данных условий применять не рекомендуется. Подачи для черно-
вой обработки заготовки из чугуна выбирают по табл. 8.7.
Приведенные рекомендации учитывают различную степень
влияния инструментального материала и конструкции резца на
подачу для различных областей условий эксплуатации. Чем тя-
желее условия эксплуатации (больше глубина резания, переход
от непрерывного резания к прерывистому и т. д.), тем больше
влияние прочности твердого сплава, прочности и жесткости инстру-
мента [13, 41].
Далее определяют поправочные коэффициенты К5а на подачу,
исходя из группы материала заготовки. Для конструкционной
стали Kst = 1Д для подшипниковой и инструментальной 0,85,
для коррозионно-стойкой 0,7.
231
8.5. Назначение геометрических параметров режущей части резцов
Вид обработки	Материал заготовки	Твер- дость	Харак- тер об- работки	Харак- тер ре- зания .	а, «1.*	V. ’	ff-°	f, мм, при	
								16; 20	25; 32
Продольное наружное точение, . подрезка,, растачива- ние отвер-' стий, контурная	Сталь кон- струкцион- ная, ин- струмен- тальная и .подшипни- ковая	НВ<240	Черно- вая	Непре- рывный	6	10	—5	0,4— 0,5	0,5— 0,6
				Прерыв- ный	5	—6	—	—	—
			Чисто- вая	Непре- рывный	8	15	—5	0,2	0,3— 0,4
		НВ 240—330	Черно- вая	Непре- рывный	6	5	—	—	—
				Прерыв- ный	5	—8			
			Чисто- вая	Непре- рывный	8	5			
	Чугун, сплавы медные и алюминие- вые	—	Черно- вая	Прерыв- ный	6	8	—5	0,4	0,5— 0,6
			Чисто- вая	Непре- рывный	8	12	—	0,1	0,2
В зависимости от твердости материалов заготовки назначают
следующие поправочные коэффициенты Ks, (в числителе для
стали, в знаменателе для чугуна):
НВ................ 130	150	170	190	210
Ks>............... 1,3/1,25 1,2/1,15 1,15/1,05 1,1/1,0	1,1/0,9
НВ................ 240	270	300	330
Ks...............	0,9/0,85	0,8/0,75	0,75/0,70	0,70/—
Характер резания учитывают с помощью поправочного коэф-
фициента Ks,- непрерывный Ks, — 1.0 ••• 0,8, прерывистый
Ks, = 0,6.
Поправочные коэффициенты Ks, Для различной формы резца
и пластины приведены в табл. 8.8.
. Так как значение подачи влияет на вероятность разрушения
инструмента, необходимо учитывать требуемый уровень надеж-
ности. Для станков с ЧПУ при одном инструменте в наладке
(у = 60 ... 70 %) применяют поправочный коэффициент Ks, —
= 0,85, при двух-четырех инструментах (у = 80 %) Ks, = 0,8
и при пяти инструментах и более (у = 90 %) Ks, — 0,75.
232
Н, мм		р, мм, при Н, мм				г = /о, мм, при Н, мм			
40; 50	63; 80	16; 20	25; 32	40; 50	63; 80	16; 20	25; 32	40; 50	63; 80
0,8— 1,0	1,2— 1,4	0,025	0,03— 0,05	0,06— 0,07	о,ов- од	0,8— 1,0	1,0— 1,2	1,2— 1,6/	2,0—2,4
—	—	0,03	0,04— 0,06	0,07— 0,08	0,1— 0,12		1,0		
0,5— 0,6	0,6— 0,8	0,02	0,03— 0,04	0,05	0,06	0,6— 0,8	1,0— 1,2	1,6- 1,8 1,2— 1,6	2,0
—	—			0,05— 0,06	0,07— 0,08	0,8— 1,0			
			0,03— 0,05	0,06— 0,07	0,08— 0,1	0,8— 1,0			2,0—2,4
			0,03— 0,04	0,05	0,06	0,6— 0,8	1,0	1,2— 1,5	2,0
0,7— 0,8	1,0	—	—	—	—	0,8— 1,0	1,0— 1,2	1,2-- 1,6	2,0—2,4
0,3	0,4					0,6	0,8— 1,2	1,6	2,0
Для повышения надежности работы инструмента на черновых
переходах целесообразно снижать подачу на участках врезания,
а в местах возникновения возможных технологических перегру-
зок на 50 % относительно назначенной по нормативам подачи
с увеличением ее на 10 % на остальных участках. Рекомендуемая
подача S получается при умножении ее основного значения 5Т
на все поправочные коэффициенты. Подачу ST в зависимости
от шероховатости поверхности следует выбирать по табл. 8.9,
а поправочные коэффициенты К8 на эту подачу — в зависимости
от твердости по табл. 8.10.
Основные табличные значения скорости резания ит в зави-
симости от глубины резания и подачи при обработке стальных
заготовок приведены в табл. 8.11, а при обработке заготовок
из чугуна —в табл. 8.12. Там же даны значения поправочных
коэффициентов KVi для различных инструментальных материалов.
Поправочные коэффициенты KVt на скорость резания, учитываю-
щие материал заготовки, имеют следующие значения: при обра-
ботке заготовок из автоматной стали KVt = 1,1, из конструкцион-
ной углеродистой 1,0, из конструкционной легированной 0,9,
из шарикоподшипниковой и инструментальной легированной
233
234
8.6. Рекомендуемые значения подачи и поправочных коэффициентов при черновой обработке заготовок из конструкционных сталей								
Глубина резания /, мм	Подача ST, мм/об, при D^/D^			при изготовлении режущей пластины из				
	0,10	0,20	> 0,4	Т30К4	ТН-20	КНТ-16, TI5K6	Т5КЮ+ИП, Т14К8	МС2210, МС2215
0,6	0,27		Средни! 0,35	е станки 1,5	1,8	—	—	—
1,5	0,32		0,42	1,0	1,15	1,5		
3	0,50	0,59	0,70	ie станки 1,0	0,90	1,0	1,1	1,2
6	0,34	0,40	0,48		1,15			
10	—	0,30	0,37			0,85 |	1,5	1,0	
12 1,5	|	|	0,39		0,33 Крупны 0,51					
3	1	I 0,66	0,78	0,93	ie станки 1,0	0,90	1,0	1,1	1,2
6	0,43	0,51	0,61		—			—
15 2	0,	0,53 38	0,63 Тяжелы 0,50			0,85 1,5	1,0	
4	1,9		2,6	—		0,9	1,0	1,05
10	1,4		1,9					—
25	1,0		1,4			—	0,80	
40	—		1,1					
Продолжение табл. 8.6
Глубина резания мм	при изготовлении режущей пластины из			при конструкции крепления пластины типа						
	ВП1255	Т5К10	МС1465	РР	I PW	1 pR	I СС	| ^м	WP |	HW
0,6		—		Средние с 1,0	танки	—	1,0		—	—
1,5										
3	1,3		1,4		1,0 ’			—		
6							0,9	1,1		
10	—	1,15		0,9			—	1,0		
12										
Крупные станки
1,5	—	—	-	1	1,0	1,0	—	1	1,0	—		—
3	1,3		1,4	яжелые ст |	1,0	1,0	1,0				
6	1	1,15	т 1		анки	0,9	—			
15 2	I						0,8 1,0			0,9	1,0
4	1,1	1,1	1,15 |	1 0,9	—	1,0		1,0	—	—
10	—	1,15	—	—	—	0,8		0,9	1,0	1,1
25	—	1,0	—	—	—	—		—	0,85	1,0
40										
Примечание. При обработке на средних станках, глубине резания 0,6 мм и режущей пластине из ВОК-60 коэффициент
М К* = 1,0.
со
ш-----------------------------------------------------------------------------------------------
S 8.7. Рекомендуемые значения подачи и поправочных коэффициентов при продольном наружном точении
05 заготовок из чугуна
Глу- бина реза- ния /, мм	Подача Зт, мм/об. ПРИ D3/D0			Ко при изготовлении режущей пластины из								К5 при конструкции крепления пластины типа			
	0,10	0,20	>0,40	ВОК-60	ТН-20, МС3210	ВП3115	вкз-м, КНТ-16	ВК64-ИП, ВК6-М, ТТ8К6	ВК8	ВК8	ВП3325	СС, РР	PW	PR	NM
0,6	0,33		0,44	1,0	Средние станки 1							1,0	—		
1,5	0,55		0,73				1.0	|								
3	0,42	0,50	0,59	0,70	0,90	0,95	1,0 I	1 ’’15 |			1,4	1,0 I	1 ьо	—	—
6 1	| 0,39	0,46	0,55		0,80	1		1 ьо |	1 ы	—	1,2	0,9	1 ьо		1,05
12 I 1,5	0,68		0,45 | 0,90	Крупные станки				1 0,85 |	1 1,0	1,1	—	1,0	I 0,9		1,0
				1,0	1								—		
3	0,55 |	0,66	0,78	0,70	| 0,90	0,95	1,0	1,15	—	—	1,4	1 1,0 I	1,0	1,0	—
6	0,50	0,60	0,71	- 1	| 0,80	0,85	—	1,1	1,0		1,2		1 1,0	0,95	1,0 1,0
12 2	0,1	0,48 36	0,57 0,87 |	1		Тяжелы	ie станки 1,0	0,85	1,0	1,1	1			0,9	
4	2,3		3,0	-	| 0,80	1 0,85		1,0	1,05	—	1,2	1 -	1 1.0	1,0	
10 *	1,6		2,3	—				0,90	1,0	1,1	—			0,9	1,0
25	1.1	I 1,5	—					0,85		—				0,8	1,0
40		I 1,2													
* Если применять конструкцию пластины типа HW, то Ks = 1,05.
8.8. Поправочные коэффициенты на подачу и скорость при черновом точении
в зависимости от формы резца и пластины
Форма пластины	Угол в плане. 0		для станков		KVb для станков	
	е	ф	средних	тяжелых	средних	тяжелых
<зцЮ □ tj о о	60, 55	45	1,3	1,0	1,15	1,05
		90	0,95	0,82	0,95	0,90
	80	90	1,0	0,87	1,0	0,90
	90	45	1,4	1.2	1,15	1,05
		60,75	1,15	1,0	1,10	1,0
	100	60	1,25	1,1	1,10	1,0
	120	45	1,5	1,3	1,20	1,10
	—	—	1,75	1,5	1,40	1,30
8.9. Рекомендуемые подачи, мм/об, в зависимости от параметра
шероховатости поверхности
Форма пластины	Радиус при вершине г, мм	7?z = 40 мкм	Rz = 20 мкм	Ra = 2.5 мкм	Ra = 1.25 мкм
Многогран-	<0,5	0,51/0,44	0,34/0,29	0,21/0,19	0,13/0,13
ная	0,8	0,60/0,52	0,39/0,34	0,24/0,22	0,15/0,15
	1,2	0,69/0,61	0,45/0,39	0,29/0,27	0,18/0,17
	1,6	0,77/0,66	0,50/0,44	0,31/0,29	0,19/0,19
	2,0	0,82/0,71	0,55/0,47	0,34/0,31	0,21/0,20
	2,5	0,9/0,77	0,59/0,51	0,37/0,34	0,23/0,22
Круглая	6,0 9,5 11	—	0,8/0,69 0,91/0,81 1,0/0,85	0,5/0,45 0,57/0,53 0,63/0,56	0,32/0,30 0,37/0,35 0,42/0,37
Примечание. В числителе указана подача при обработке заготовки
из стали (при v = 50 ... 100 м/мин), в знаменателе— при обработке заготовки
из чугуна (от скорости не зависит).
237
8.10. Поправочный коэффициент на подачу в зависимости от твердости
материала заготовки при чистовом точении
Материал заготовки	Скорость резания, м/мин	Kg при твердости НВ								
		130	1Б0	170	190	210	240	270	300	330
Сталь кон- струкцион- ная	<50	0,48	0,52	0,59	0,64	0,7	0,77	0,89	0,91	0,98
	50—100	0,68	0,75	0,85	0,92	1,0	1,10	1,20	1,30	1,40
	>100	0,75	0,83	0,94	1,0	1,1	1,2	1,3	1,45	1,55
Чугун		—	0,82	0,90	1,0	1,10	1,20	1,32	1,45	—
(кроме быстрорежущей) 0,8, из коррозионно-стойкой 0,5.
В зависимости от твердости материалов заготовки назначают
следующие поправочные коэффициенты KVi (в числителе —для
стали, в знаменателе—для чугуна):
НВ,
Ки9 .
130	150	170
1,7/1,5	1,4/1,3	1,3/1,1
190	210
1,1/1,0 1,0/0,86
НВ, ............
Kvt............
240
0,80/0,70
270	300	330
0,70/0,59	0,60/0,50	0,50/—
Характер резания учитывают с помощью поправочных коэф-
фициентов Kvc при обработке проката Kv< = 1,0, поковки 0,90,
отливки 0,80. Эти значения устанавливают при непрерывном
резании. При прерывистом резании их следует умножить на 0,9,
а в случае резкого входа и выхода режущей кромки в заготовку —
на 0,8.
Поправочные коэффициенты KVl, назначаемые в зависимости
от формы резца в плане, даны в табл. 8.8. Значения скорости
резания, указанные в табл. 8.11 и 8.12, даны для среднего периода
стойкости Т: при обработке на средних станках Т = 20 мин,
на крупных и тяжелых 40 мин. Эти значения соответствуют тен-
денциям развития металлообработки. Они существенно меньше,
чем периоды стойкости напайного инструмента, что связано
с уменьшением вспомогательного времени на смену инструмента.
Таблицы построены в расчете на средний период стойкости
(поправочный коэффициент в зависимости от значения у, %, ра-
вен 1,0). Если необходимо гарантировать получение определенного
уровня надежности на станках с ЧПУ, то на значения подачи
и скорости резания вносят поправки в зависимости от у. Поправку
на подачу вводят главным образом при черновой обработке, а на
скорость резания — при чистовой. В последнем случае рекомен-
дуется при у = 70 % принимать KVt — 0,91; при у = 80 %
Kv; = 0,86; при у = 90 %	= 0,78.
Эффективная работа инструментов возможна только в преде-
лах допустимых износов. Особое значение этот показатель приоб-
238
8.11. Скорость резания и коэффициент Кщ при точении заготовок из конструкционных сталей
Скорость резания ит, м/мнн,
при подаче <S, мм/об
Поправочный коэффициент KVl
при изготовлении пластины из
0,2	0,25	0,4	0,6	0,8	L0	1,2	1.5	2,0	2,5	3,0	ВОК-60	Т30К4	ВП1255	MCI 465	МС2215	МС2210, ТН-20	КНТ-16	Т15К6, Т5КЮ+ИП	Т14КВ	Т5К10
Средние станки
0,6	297	285	256				—					1,0	0,80	—	—	—	0,60	0,55	—	—	—
1,5	266	249	214				—					1,25	1,0	—	—	—	0,80	0,75	—	—	—
3	217	205	183	155	138	126	113	99	—	—	—	—	—	1,4	1,3	1,2	1,1	1,05	1,0	0,85	—
6	182	173	153	131	116	106							—					1,05	1,0	0,85	—
12	137	130	115	98								—							1,1	1,0	0,90
Крупные и тяжелые станки
2	186	173	150	135	—	—	—	—	—	—	—	—	1,0	—	—	—	—	—	0,70	—	—
4	—	—	120	102	91	83	74	65	54	48	42	—	—	1,5	1,4	1,1	—	—	1,15	1,0	0,85
10	—	—	98	84	75	68	61	53	45	39	35	—	—	—	—	—	—	—	1,1	1,0	0,90
25	—	—	79	68	60	55	49	43	36	32	28				—						
40	—	—	76	64	58	52	47	41	34						—					1,05	1,0
00 <D 																						
S 8.12. Скорость резания и коэффициент при точении заготовок из чугуна
Глуби- на ре- зания t, мм	Скорость резания ит, м/мин, при подачах S, мм/об											Поправочный коэффициент KVi при изготовлении пластины из							
	0,2	0,25	0,4	0,6	0,8	1,0	4 1,2	1,5	2,0	2,5	3,0	ВОК-60	ВП3115	вкз-м, ТН-20	сч СО О £	ВК6 + ИП, ВК8-М, Т15К6	КНТ-16, ВП3325	ВКб	ВК8
Средние станки
0,6	374	316	303	—	—	—	—	—	—	—	—	1,0	—	0,55	—	—	—	—	—
1,3	216	192	176	—	—	—	—	—	—	—	—	1,8	—	1,0	—	—	—	—	—
3	238	228	207	180	164	151	137	120	—	—	—	1,6	1,2	1,0	1,0	0,90	0,90	—	—
6	154	147	134	117	105	97	87	77		—	—	—	—	—	1,1	1,0	0,90	0,85	—
12	114	ПО	100	86	78	72	65	—	—	—	—	—	—	—	—	1,15	—	1,0	0,85
Крупные и тяжелые станки
2	153	134	123	НО	—	—	—	—	—	—	—	1,8	—	1,0	—	—	—	. —	—
4	—	—	167	152	138	129	116	103	88	77	70	—	1,3	—	1,1	1,0	0,90	0,85	—
10	—	—	121	104	95	88	80	70	60	53	48	—	—	—	—	1,15	—	1,0	0,85
25	—	—	93	8Г	73	68	61	54	46	41	—	— 	—	—	—	—	—	1,15	1,0
40	—	—	88	77	69	65	59	51	44					—				1,15	1,0
ретает при использовании инструментов на станках с ЧПУ, где
эксплуатация резцов с завышенными износами приводит к рез-
кому увеличению простоев оборудования. Износ до значения,
выходящего за пределы максимально допустимого, приводит
к резкому увеличению доли поломок и сколов вершин, что влечет
за собой недоиспользование твердого сплава, снижение произво-
дительности за счет увеличения простоев станков. Замена инстру-
мента при износе, меньшем допустимого, при отсутствии сколов,
поломок, вибраций, ухудшении поверхности и т. п. приводит
к значительному недоиспользованию инструмента без одновре-
менного повышения надежности обработки.
В процессе эксплуатации серьезное внимание следует уделять
состоянию опорных поверхностей режущей и опорной пластин,
а также гнезда в державке. При замене и повороте режущей и
опорной пластины очищают сопрягаемые поверхности от стружки
и грязи, а также периодически проверяют щупом значение за-
зора между этими пластинами (он должен быть не более 0,02 мм
для резцов Н 40 мм и 0,03 мм для резцов Н 50 мм). Когда
зазор превысит указанный, опорную пластину, а если это необ-
ходимо, и державку. резца заменяют. Периодически проверяют,
чтобы зона контакта упорных поверхностей пластины находи-
лась в определенном месте.
8.3. Эксплуатация торцовых фрез, оснащенных
сменными твердосплавными пластинами
Рациональность использования фрезы зависит от
правильного выбора марки твердого сплава, диаметра фрезы,
формы режущей пластины, геометрии режущей кромки и режи-
мов резания.
Марку твердого сплава выбирают исходя из условий опера-
ции и технико-экономических требований. Основные марки твер-
дого сплава, рекомендуемые для фрезерования, приведены
в табл. 8.13.
Диаметр фрезы выбирают в зависимости от ширины фрезеро-
вания (табл. 8.14). Как правило, стремятся обрабатывать фре-
зами меньшего диаметра из рекомендованных в таблице, что
обеспечивает большую производительность при более низкой
стоимости обработки.
Форму пластины выбирают, исходя из характера обработки
(табл. 8.15). При этом выбирают форму пластины, имеющую
больший балл, указанный цифрами. При наличии одинаковых
оценок предпочтение отдают пластине с большим числом граней.
Размер пластины выбирают, исходя из глубины резания. При
этом рабочая длина режущей кромки не должна превышать 0,66/.
Выбор режимов резания ведут, начиная с выбора подачи. Зна-
чение подачи для обработки различных материалов даны
в табл. 8.16. Условно подачи разделены на три группы:
241
8.13. Материал режущих пластин, применяемых при фрезеровании
Материал заготовки	Характер обработки	Материал режущей пластины		
		рекомендуе- мый для ус- редненных условий	повышенной износостой- кости	повышенной прочности
Сталь конструкци- онная	Чистовая	Т15К6	Т30К4	Т14К8
	Получистовая	Т14К8	Т15К6	Т5КЮ
	Черновая	Т5КЮ	Т14К8	ТТ7К12
		ТТ5К12В, ТТ7К12	Т5КЮ	—
Сталь коррозион- но-стойкая	Чистовая и по- лучистовая	В Кб	ВК6-М Т15К6	ВК8
	Черновая	ВК8	ВК6-М	—
Чугун	Чистовая	В Кб	ВК4	ВК6
	Получистовая	В Кб	вкз-м	ВК8
		ВК4	ВК6-М	
	Черновая	ВК8	ВК4 В Кб	ВК8В
		ВК8В	ВК8	вкю-ом
I — фрезерование жестких деталей, закрепляемых непосред-
ственно на столе станка, имеющего достаточную жесткость, при
небольших вылетах фрезы;
II —фрезерование деталей средней жесткости в жестких при-
способлениях на станках средней жесткости;
III—фрезерование нежестких деталей в приспособлениях
средней жесткости на станках пониженной жесткости при боль-
ших вылетах фрезы.
В зависимости от материала пластины назначают следующие
поправочные коэффициенты на подачу:
при обработке заготовки из стали
Сплав .... ТТ7К12	Т5К10	Т14К8	Т15К6
KS1 ......... 1,40	1,25	1,10	1,0
при обработке заготовки из чугуна
Сплав .... ВКЮ-ОМ ВК8-В ВК8 ВК4, ВК6 ВК6-М
XSi ......... 1,20	1,10	1,0	0,74	0,65
Группа обрабатываемых материалов может быть учтена с по-
мощью поправочных коэффициентов Ks9 примерно таких же,
242
8.14. Рекомендуемые диаметры фрезы
Ширина
фрезерова-
Диаметр фрезы, мм
ния, мм
50	63	80	100
126	160	200	260	315	400
500
630
До 40
40—60
60—80
80—100
100—120
120—140
140—160
160—180
180—200
200—250
250—300
300—350
350—400
400—500
500—600
д
р
р
р
р
Условные обозначения: Р — рекомендуемый диаметр; Д — до-
пустимый диаметр.
как при точении. В зависимости от твердости материала заго-
товки назначают следующие поправочные коэффициенты:
при обработке заготовки из стали
НВ............. 130	160	200	225	250	280	310	325
Ks>............ 1,40	1,30	1,20	1,10	1,0	0,90	0,80	0,70
при обработке заготовки из чугуна
НВ............. 120	140	170	200	225	250	280
KSt............ 1,30	1,20	1,10	1,0	0,90	0,80	0,70
Состояние поверхности заготовки может быть учтено с по-
мощью поправочных коэффициентов Kst примерно таких же, как
8.15. Рекомендуемая форма режущих пластин в баллах
	Форма пластины и обрабатываемая поверхность						
Обработка	Круглая	Пяти-	Квадрат-	Квадрат-	Ромби-		Трех-
		гранная	ная	ная с фаской	ческая		гранная
	Плоскость				Уступ		
Получисто-	5	4	4	5	4	5	5
вая							
Черновая	0	5	5	0	4	5	4
По корке	0	5	4	0	0	4	0
243
8.16. Подачи при черновом фрезеровании
Диаметр фрезы,	Число зубьев фрезы	Ширина фрезеро- вания,	Глубина фрезеро- вания, мм	Подача S		2 , MM/зуб, ДЛЯ т ки нз		заготов	1-
		мм		стали			|	чугуна		
		более		Группа подач					
	не			I	П	1 111	I	II	ш
200	20	120	5 8 12	0,16 0,13 0,11	0,12 0,10 0,08	0,08 0,07 0,06	0,34 0,27 0,24	0,26 0,20 0,18	0,17 0,14 0,12
400	36	240	5 8 12	0,22 0,18 0,15	0,16 0,13 0,11	0,11 0,09 0,07	0,46 0,40 0,38	0,36 0,30 0,25	0,23 0,20 0,16
630	52	370	5 8 12	0,25 0,22 0,18	0,20 0,15 0,13	0,14 0,10 0,08	0,55 0,48 0,40	0,41 0,36 0,30	0,27 0,23 0,19
и при точении. В зависимости от отношения нормативной ши-
рины Вн фрезерования к фактической Вф назначают следующие
поправочные коэффициенты:
Вя/Вф...........	1,2	1,0	0,8	0,6	0,4
KSt............... 0,90	1,0	1,1	1,2	1,25
8.17. Скорость резания при фрезеровании заготовки из конструкционной
стали
B/D	t, мм	Скорость резания с»т, м/мин, при подаче на зуб Sz, мм/зуб							
		0,05	0,08	0,12	0,15	0,18	0,20	0,25	0,35
	1,5	400	382	308	282	262	251	229	200
0,4	3,0	373	356	287	263	244	234	214	187
	5,0	355	339	273	250	232	222	203	178
	8,0	339	323	260	238	221	212	194	169
	1,5	369	352	284	260	241	231	211	185
0,6	3,0	344	328	265	242	225	216	197	172
	5,0	327	312	252	230	214	205	187	164
	8,0	312	298	240	219	204	196	179	156
	1,5	348	332	268	245	228	218	200	174
0,8	3,0	325	310	250	229	212	204	186	163
	5,0	309	295	237	217	202	193	177	155
	8,0	295	281	227	207	193	185	169	147
244
8.18. Скорость резания при фрезеровании заготовки из чугуна
B/D	t, мм	Скорость резания ит, м/мин, при подаче на зуб Sz, мм/зуб							
		0,05	0,10	0,15	0,18	0,20	0,25	0,30	0,35
	1,5	214	168	146	137	132	122	114	103
	3,0	193	152	131	123	119	110	103	98
0,4	5,0	179	140	122	114	НО	102	95	90
	8,8	167	131	113	106	102	95	89	84
	1,5	198	155	134	126	122	112	105	100
0,6	3,0	178	140	121	114	109	101	95	90
	5,0	165	129	112	105	101	94	88	83
	8,0	154	120	104	98	94	87	82	78
	1,5	187	146	127	119	115	106	99	94
0,8	3,0	168	132	114	107	103	96	90	85
	5,0	156	122	106	99	96	8а	83	79
	8,0	145	114	99	92	89	82	77	73
Значения подачи даны при смещенной установке фрезы. При
симметричной установке инструмента их нужно умножить на
коэффициент KS' = 0,5. В зависимости от главного угла в плане
Ф = 45, 60 и 90° используют соответственно коэффициенты
Ks4 = 1,15; 1,0 и 0,7.
Скорости резания для обработки стальных деталей даны
в табл. 8.17, чугунных—в табл. 8.18. Поправочные коэффи-
циенты KVi на скорость резания, учитывающие материал пла-
стины, имеют следующие значения:
при обработке заготовки из стали
Материал	ТТ7К12,	Т5КЮ	Т14К8	Т15К6
Т5К12В
Kv,.........	0,45	0,65	0,8	1,0
при обработке заготовки из чугуна
Материал . . ВКЮ-ОМ ВК8-В ВК8 ВК4, ВК6 ВКЗ-М,
ВК6-М
Kvt.........	0,7	0,8	1,0	1,2	1,23
Поправочный коэффициент КУв, учитывающий материал за-
готовки, для конструкционной углеродистой стали равен 1,0,
для конструкционной легированной 0,85, для инструментальной
легированной и шарикоподшипниковой 0,7.
Поправочный коэффициент KVa назначают в зависимости от
твердости материала заготовки:
при обработке заготовки из стали
НВ.................... 160	200	225	250	280	310
Ко,................. 1,26	1.0	0,9	0,8	0,73	0,65
245
при обработке заготовки из чугуна
НВ.............. 120	140	170	200	225	250	280
Kvt............. 1,9	1,6	1,3	1,1	1,0	0,86 0,74
Состояние поверхности заготовки может быть учтено с по-
мощью поправочных коэффициентов KV4 примерно таких же,
как и при непрерывном точении.
В зависимости от числа зубьев г устанавливают поправочный
коэффициент KW1, равный z/10.
Указанные значения скорости резания рекомендуют для чер-
новой обработки, для чистовой обработки с учетом требований
надежности их нужно умножить на коэффициент = 0,8.
В зависимости от главного угла в плане ср — 45, 60 и 90° соот-
ветственно вводят коэффициент = 1,1/1,23; 1,0/1,0; 0,9/0,8
(в числителе — коэффициент, назначаемый при обработке заго-
товки из стали, в знаменателе—для заготовки из чугуна).
8.4.	Организация внедрения инструментов,
оснащенных СМП
Работу по внедрению инструментов с СМП сле-
дует проводить с использованием принципов системного под-
хода. Осуществляется полный комплекс технических, организа-
ционных и экономических мероприятий, связанных с внедрением
инструментов с СМП [131. Комплекс состоит из следующих этапов.
1.	Анализ условий эксплуатации инструментов на заводе,
определение возможных областей внедрения инструментов с СМП.
2.	Анализ экономической эффективности внедрения в различ-
ных условиях. Определение приоритетных областей внедрения.
3.	Определение номенклатуры и потребности инструментов
с СМП для каждого станка.
4.	Определение потребности в инструментах с СМП и запасных
частей к ним.
5.	Организация приобретения инструментов с СМП.
6.	Организация централизованной сборки и заточки пластин.
7.	Организация хранения и учета корпусов и пластин.
8.	Разработка заводских нормативов режимов резания и
норм расхода инструментов с СМП.
9.	Обучение рациональной эксплуатации.
10.	Организация сдачи отходов пластин и восстановления
корпусов.
11.	Организация контроля за эксплуатацией инструментов
с СМП.
12.	Организация экономического и морального стимулирова-
ния за рациональное применение инструментов, оснащенных
СМП.
Рассмотрим основные работы, проводимые на указанных эта-
пах.
246
Этап 1. Выполняют статистический анализ групп условий
внедрения инструментов, предусматривающий определение доли
каждого из групп условий в суммарном основном времени ра-
боты оборудования, а также фактическую применяемость этих
инструментов в каждой из них. Эффективность этого этапа работ
значительно повышается при создании банка статистических
данных на машинных носителях. Определяют возможные области
условий механической обработки резанием для внедрения инстру-
ментов с СМП.
Этап 2. Применительно к каждой области условий выбирают
инструмент с СМП и регламенты его эксплуатации (режимы реза-
ния, стойкость и т. д.). Определяют приоритетные области внедре-
ния инструментов с СМП, обеспечивающие его наибольшую эко-
номическую эффективность.
Значительный эффект дает внедрение резцов с СМП для обра-
ботки заготовок из конструкционных сталей при малых и сред-
них глубинах резания на средних станках, а также при средних
и больших глубинах резания на тяжелых станках. Эффект внедре-
ния повышается в результате применения пластин с износостой-
ким покрытием. Несколько менее эффективно применение СМП
при обработке заготовок из чугуна. Во всех случаях обработки
при наличии высоких требований к надежности и стабильности
процесса резания СМП обеспечивают существенное снижение се-
бестоимости обработки деталей, поэтому применение их в данном
случае обязательно.
При определении объема применения инструмента с СМП
необходимо учитывать, что наряду с повышением производитель-
ности обработки, снижением ее себестоимости и значительным
сокращением удельного безвозвратного расхода твердого сплава
возможен некоторый рост его количества, находящегося в обра-
щении. Поэтому уровень применяемости выбирают таким, который
позволил бы обеспечить режущим инструментом, оснащенным
твердым сплавом, станочный парк в течение годового действи-
тельного фонда времени работы оборудования.
Этапы 3 и 4. Выбранный уровень применяемости (планируе-
мую применяемость) инструментов с СМП используют для рас-
четов потребности в них.
Этап 5. Оформляют заказы на инструменты с СМП. Для рез-
цов, используемых на тяжелых станках, необходимо предвари-
тельно заказать специальные пластины и передать их инструмен-
тальному заводу для изготовления резцов.
Этап 6. Разрабатывают технологию заточки пластин, а также
организуют участок по централизованной заточке пластин, если
типовая технология отсутствует на предприятии.
Этап 7. Организуют хранение корпусов и пластин. При необ-
ходимости заказывают стеллажи, инструментальные шкафчики
или ящики для хранения инструмента.
247
Этап 8. Разрабатывают с учетом заводских условий завод-
ские нормативы режимов резания на базе общемашиностроитель-
ных нормативов. При этом главное внимание должно быть уде-
лено определению поправочных коэффициентов К8 и для
конкретных выбранных конструкций и условий эксплуатации.
Этап 9. Осуществляют комплекс мероприятий, направленных
на овладение рабочими и ИТР навыками эксплуатации инстру-
мента с СМП.
Этап 10. Организуют сдачу отходов твердого сплава, а также
восстановление деталей державок, опорных пластин и др.
Этап 11. Организуют технический надзор за эксплуатацией
инструмента.
Критериями качества внедрения инструмента являются:
относительная применяемость, равная отношению достигну-
той применяемости в данной группе условий к запланированной
(принятой к расчету);
относительная производительность, равная отношению до-
стигнутого при внедрении инструмента с СМП в данных условиях
уровня производительности к расчетному уровню;
относительная доля поломок инструмента, равная отношению
фактически имеющей место на заводе доли поломок инструмента
с СМП к нормативной доле поломок для данной группы условий;
процент вершин с износом h3 0,25 ... 0,4 мм или с износом
h3 1,5 ... 2,0 мм, т. е. с износом, существенно отличающимся
от принятого за критерий затупления.
Достигнутую применяемость резцов с СМП по группам усло-
вий определяют после проведения мероприятий по внедрению
и определяют методом моментных наблюдений.
Фактическую долю поломок определяют по результатам ана-
лиза отказов инструмента на заводе. Нормативная доля поломок
?П. норм = 1
где £норм — нормативное число периодов стойкости; z — число
граней пластины.
При рациональной эксплуатации инструмента износ близок
к критерию затупления. Его значение различно для разных
условий эксплуатации. В общем случае можно считать, что износ
вершины h3 0,25 ... 0,4 мм характеризует недоиспользование
пластины, a h3 1,5 ... 2,0 мм характеризует ее эксплуатацию
до чрезмерного износа. Значение износа определяют измерением
режущей кромки списанных пластин.
Относительный удельный расход твердого сплава определяют
как коэффициент снижения безвозвратного удельного расхода
твердого сплава при замене напайного инструмента инструмен-
том с СМП:
кц = Ясмп/Кн,
248
где /?смп и 2?н — безвозвратный удельный расход твердого
сплава при обработке инструментом с СМП и напайным инстру-
ментом соответственно, кг/м3;
п _ 100(100 %-Г])
*	vSKT
где G — масса режущего элемента (пластины) для данной кон-
струкции инструмента, г; г)—норма сдачи возвратных отходов
твердых сплавов для данной конструкции инструмента, %.
Массу G определяют по соответствующим стандартам или тех-
ническим условиям, значение т) применяют согласно действую-
щим нормативным документам и корректируют по фактическим
данным.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Азгальдов Г. Г., Райхман Э. П. О квалиметрии. М.: Изд-во стандартов,
1973. 172 с.
2.	Андреев В. Н. Исследование эффективности износостойких покрытий
на резцах из безвольфрамовых твердых сплавов//Станки и инструмент. 1982.
№ 9. С. 18—20.
3.	Акимов А. В., Громаков К. К. Новый метод определения фактической
загрузки зубьев торцовых фрез/В кн.: Металлорежущий и контрольно-измери-
тельный инструмент. М. НИИМАШ. 1968. С. 16—21.
4.	Андреев В. Н., Громаков К. Г. Пути совершенствования металлорежу-
щего инструмента./В кн.: Инструментальная и абразивно-алмазная промышлен-
ность. М.: НИИМАШ. 1972. С. 11.
5.	Андреев В. Н. Режущие свойства пластин из безвольфрамовых твердых
сплавов — СТИМ ЗБ//Станки и инструмент. 1983. № 2. С. 15—18.
6.	Бабичев А. П. Вибрационная обработка деталей. М.: Машиностроение,
1974. 136 с.
7.	Катков В. М., Кацев П. Г. Испытания режущего инструмента на стой-
кость. М.: Машиностроение, 1985. 136 с.
8.	Бетанели А. И. Прочность и надежность режущего инструмента. Тби-
лиси: Сабчота Сакартвело, 1973. 304 с.
9.	Бешелев С. Д., Гурвич Ф. Г. Математико-статистические методы эксперт-
ных оценок. М.: Статистика, 1974. 160 с.
10.	Биргер И. А. Техническая диагностика. М.: Машиностроение. 1978.
240 с.
11.	Верещака А. С., Третьяков И. П. Режущие инструменты с износостой-
кими покрытиями. М.: Машиностроение, 1986. 192 с.
12.	Вильсон А. Л., Этин А. О. К вопросу об оптимизации режимов резания
с учетом стохастического характера стойкостных зависимостей//Вестник маши-
ностроения. 1984. № 11. С. 42—45.
13.	Выбор, эксплуатация и организация внедрения резцов со сменными ме-
ханически закрепляемыми пластинами/А. Д. Локтев, Н. Н. Кирин, Г. Л. Хает
и др. М.: ВНИИТЭМР, 1987. 603 с.
14.	Громаков К. Г. Современные конструкции сборного инструмента с много-
гранными неперетачиваемыми пластинами//В кн.: Инструментальная и абра-
зивно-алмазная промышленность. М.: НИИМАШ, 1979. С. 26.
15.	Голиков А. И., Коткин Г. Г., Мазурик В. П. Методы решения задачи
многокритериальной оптимизации. М.: ВЦ АН СССР, 1986. 36 с.
16.	Григорьев В. Г., Высоковский Е. С. К проблеме оценки надежности ре-
жущего инструмента//Надежность и контроль качества. 1976. № 12. С. 22.
17.	Громаков К. Г., Бирин Б. В. Конструкции высокопроизводительного
режущего инструмента (фрез) для обработки плоскостей: Обзор. Рига: Латиати,
1980. С. 48.
18.	Дворянкин А. М., Половинкин А. И., Соболев А. Н. Методы синтеза
технических решений. М.: Наука. 1977. 103 с.
19.	Евтушенко Ю. Г. Методы решения экстремальных задач и их примене-
ние в системах оптимизации. М.: Наука, 1982. 432 с.
250
20.	Заренин Ю. Г. Надежность и эффективность АСУ. Киев: Техника, 1975.
368 с.
21.	Казакова Т. В. Оптимизация режимов испытаний сборных твердосплав-
ных резцов способом ступени ато-возрастающей подачи//В кн.: Синтез и приме-
нение сверхтвердых материалов. Киев, 1981. С. 72—75.
22.	Казакова Т. В., Хает Л. Г. Выбор рационального метода форсированных
испытаний на основе проверки адекватности его результатов результатам эксплуа-
тации//Обработка резанием (технология, оборудование, инструмент). 1983. № 10.
С. 15—19.
23.	Качество поверхности, обработанной алмазами/П. А. Шульман и др.
Киев: Техника, 1972. 148 с.
24.	Качество продукции и эффективность производства/Под ред. А. В. Гли-
чева, Л. Я. Шухгальтера. М.: Машиностроение, 1977. 247 с.
25.	Коткина М. Г., Черномаз В. Н., Зуева Л. М. Выбор режима резания
на тяжелых токарных станках//Станки и инструмент. 1983. № 7. С. 26—27.
26.	Креймер Г. С. Прочность твердых сплавов. М.: Металлургия,
1971. 247 с.
27.	Кузин Л. Г. Основы кибернетики: В 2-х т. Т. 2: Основы кибернетических
моделей. М.: Энергия, 1979. 584 с.
28.	Ларичев О. И. Наука и искусство принятия решений. М.: Наука, 1979.
220 с.
29.	Лашнев С. И., Юликов М. И. Проектирование режущей части инстру-
мента с применением ЭВМ. М.: Машиностроение, 1980. 208 с.
30.	Лоладзе Т. Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента.
М.: Машиностроение, 1982. 320 с.
31.	Лошак М. Г., Александрова Л. И. Упрочнение твердых сплавов. Киев:
Наукова думка, 1977. 148 с.
32.	Малкин А. Я. Вопросы качества режущих инструментов//Изв. вузов,
сер. «Машиностроение». 1979. №11. С. 95—104.
33.	Маслов А. Р. Современные тенденции развития режущих инструмен-
тов. Обзор. М.: ВНИИТЭМР, 1984. 50 с.
34.	Музыкант Я. А., Пономаренко Н. М., Громаков К. Г. Металлорежущий
инструмент. Резцы и фрезы. НИИМАШ/Каталог, ч. 1, 1984.
35.	Методические указания по оценке технического уровня и качества про-
мышленной продукции. М.: Изд-во стандартов, 1979. 124 с.
36.	Моисеев Н. Н. Математические задачи системного анализа. М.: Наука,
1981. 488 с.
37.	Музыкант Я. А., Семенченко Д. И., Локтев А. Д. Система токарных
резцов//Станки и инструмент. 1986. № 3. С. 26—28.
38.	Надежность режущего инструмента. Материалы III Всесоюзного научно-
технического семинара. Донецк: ДПИ, 1984. 159 с.
39.	Надежность режущего инструмента. Сборник статей. Киев: «Вища
школа», 1974. Вып. 2. 312 с.
40.	Надежность режущего инструмента: Сборник статей/Ред. коллегия:
Г. Л. Хает (отв. редактор) и др. Киев: Техника, 1972. 254 с.
41.	Общемашиностроительные нормативы режимов резания и нормы
расхода инструмента для тяжелых токарных станков. М.: НИИМАШ,
1980. 53 с.
42.	Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента.
М.: Машиностроение, 1979. 168 с.
43.	Расчеты экономической эффективности новой техники: Справочник/Под
ред. К. М. Великанова. Л.: Машиностроение, 1975. 430 с.
44.	Рахманов М, К. Организация автоматизированного банка данных.
АСТС. М.: Статистика, 1978. 160 с.
45.	Сенькин Е. Н. Декомпозиция задачи проектирования режущего инстру-
мента//Вестник машиностроения, 1985. № 12. С. 39—42.
46.	Соболь И. М., Статников Р. Б. Выбор оптимальных параметров в за-
дачах со многими критериями. М.: Наука, 1981. 110 с.
47.	Старков В. К. Технологические методы повышения надежности обработки
на станках с ЧПУ. М.: Машиностроение, 1984. 120 с.
251
48.	Упрочняющее скругление кромок твердосплавного инструмента мето-
дом объемной вибрационной обработки/В. М. Гах и др.//Вестник машинострое-
ния. 1975. № 12. С. 44—47.
49.	Фрезы/К. Г. Громаков, В. Н. Андреев и др. М.: Машиностроение, 1985.
С. 174—190.
50.	Хает Л. Г., Гах В. М., Левин В. И. Упрочнение твердосплавного режу-
щего инструмента поверхностным деформированием. М.: НЙИМаш, 1981. 54 с.
51.	Хает Л. Г., Гах В. М., Черномаз В. Н. Формирование поверхностного
слоя при отделочно-упрочняющей обработке твердых сплавов//Сверхтвердые
материалы, 1984. № 6. С. 43—49.
52.	Хает Л. Г., Казакова Т. В. Обеспечение качества инструмента в гибком
автоматизированном производстве. М.: ВНИИТЭМР, 1986. 40 с.
53.	Хает Г. Л., Котки на М. Г., Сидоренко Е. Г. Выбор режимов эффектив-
ной эксплуатации инструмента при черновом точении на тяжелых и крупных
станках с учетом требований производства//Вестник машиностроения. 1986.
№ 3. С. 40—44.
54.	Хает Г. Л., Левин В. И. Повышение качества инструмента и эффектив-
ности обработки деталей на тяжелых станках. М.: НИИМАШ, 1982. 44 с.
55.	Хает Г. Л., Локтев А. Д., Гузенко В. С. Рациональная система резцов
для тяжелых токарных станков//Станки и инструмент. 1986. № 6. С. 15—18.
56.	Хает Г. Л., Локтев А. Д., Музыкант Я. А. Выбор конструкции и эксплуа-
тация резцов с механическим креплением твердосплавных пластин//Станки и
инструмент. 1985. № 12. С. 11—13.
57.	Хает Г. Л., Ординарцев И. А., Ивченко Т. Г. Оценка качества режущего
инструмента с помощью вероятностного интегрального показателя//Надежность
и контроль качества. 1982. № 2. С. 20—21.
58.	Хает Г. Л., Ординарцев И. А. Повышение качества инструмента и эффек-
тивности его применения на основе системного подхода//Станки и инструмент,
1983. № 7. С. 10—13.
59.	Хает Г. Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение.
1975. 167 с.
60.	Хилл П. Наука и искусство проектирования. Методы проектирования.
Научное обоснование решений/Пер. с англ. М.: Мир, 1973. 203 с.
61.	Чернавскнй Ф. Г. Современные тенденции развития конструкций сбор-
ных резцов с неперетачиваемыми пластинами. Обзор. М.: НИИМАШ, 1983. 60 с.
62.	Элементы теории испытаний и контроля технических систем/В. И. Горо-
децкий, А. К. Дмитриев, В. М. Марков и др.; Под ред. Р. М. Юсупова. Л.: Энер-
гия, 1987. 192 с.
63.	Якобс Г. Ю., Якоб Э., Кохан Д. Оптимизация резания. Параметриза-
ция способов обработки резанием с использованием технологической оптимиза-
ции/Пер. с нем. М.: Машиностроение, 1981. 279 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение........................................................ 3
Глава 1. ПРЕДПРОЕКТНЫЙ АНАЛИЗ СБОРНОГО ТВЕРДО-
СПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА........................................... 5
1.1.	Системный подход и некоторые принципы проектиро-
вания (Г. Л. Хает).................................... Б
1.2.	Методика формирования банка статистических дан-
ных (Г. Л. Хает)...................................... 8
1.3.	Статистический анализ условий эксплуатации инстру-
мента, его номенклатуры и режимов резания (Г. Л. Хает) 12
1.4.	Структура свойств инструмента и методы количествен-
ной оценки его качества (Г. Л. Хает)................. 22
1.5.	Оценка качества инструмента по свертке показателей
на основе экспертизы (Г. Л. Хает, Т. Г. Ивченко) ...	30
1.6.	Оценка качества по вероятностному интегральному по-
казателю на основе испытаний (Г. Л. Хает, Т. Г. Ивченко) 37
Глава 2. АНАЛИЗ НАДЕЖНОСТИ И ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРА-
МЕТРОВ СБОРНОГО ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУ-
МЕНТА ......................................................... 40
2.1.	Виды отказов инструмента (Г. Л. Хает).......... 40
2.2.	Прочность и износостойкость инструмента (Г. Л. Хает) 45
2.3.	Безотказность инструмента (Г. Л. Хает, Т. Г. Ивченко) 53
2.4.	Долговечность деталей инструмента и его ремонто-
пригодность (Г. Л. Хает)............................. 64
2.5.	Оптимизация параметров инструмента и режимов реза-
ния (Г. Л. Хает)..................................... 71
2.6.	Многокритериальная оптимизация параметров техно-
логической системы (Г. Л. Хает)...................... 78
Г л а в а 3. СМЕННЫЕ ТВЕРДОСПЛАВНЫЕ ПЛАСТИНЫ И' ИХ
КРЕПЛЕНИЕ (В. С. Гузенко, Я- А. Музыкант, Г. Л. Хает) 86
3.1.	Форма пластин ................................. 86
3.2.	Схемы крепления пластин и типы конструкций ....	92
3.3.	Оптимизация размерного ряда пластин........... 108
Глава 4. СБОРНЫЕ ТВЕРДОСПЛАВНЫЕ РЕЗЦЫ (Я. А. Музыкант,
В. С. Гузенко, Г. Л. Хает) ................................... 112
4.1.	Система резцов ............................... 112
4.2.	Резцы для легких и средних токарных станков. ...	116
4.3.	Блочный инструмент для станков с ЧПУ и станков ГПС 127
4.4.	Резцы для крупных и тяжелых станков........... 131
253
Глава 5. СБОРНЫЕ ТВЕРДОСПЛАВНЫЕ ФРЕЗЫ (К. Г. Громаков) 138
5.1.	Система сборных фрез........................... 138
5.2.	Торцовые фрезы................................. 144
5.3.	Основные параметры режущих пластин для торцовых
фрез ............................................... 159
5.4.	Фрезы концевые и торцово-цилиндрические........ 167
5.5.	Дисковые фрезы................................. 173
Глава 6. СБОРНЫЙ ТВЕРДОСПЛАВНЫЙ ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ
ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ (Я. Г.	Громаков)........... 181
6.1.	Сверла, зенкеры................................ 181
6.2.	Комбинированный инструмент	................ 185
6.3.	Расточные сборные головки...................... 189
Глава 7. ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА СБОРНОГО ТВЕРДОСПЛАВ-
НОГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ ЕГО ИЗГОТОВЛЕНИИ
(В. М. Гах).................................................... 195
7.1.	Влияние методов обработки сменных многогранных
пластин на качество инструмента..................... 195
7.2.	Виброабразивная обработка пластин ............. 201
7.3.	Эффективность и область применения виброабразивной
обработки СМП....................................... 206
Глава 8. ЭКСПЛУАТАЦИЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
(А. Д. Локтев) ................................................ 215
8.1.	Общие положения................................ 215
8.2.	Эксплуатация резцов, оснащенных сменными твердо-
сплавными пластинами................................ 221
8.3.	Эксплуатация торцовых фрез оснащенных сменными
твердосплавными пластинами.......................... 241
8.4.	Организация внедрения инструментов, оснащенных
СМП ................................................ 246
Список литературы.............................................. 250
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
Хает Григорий Львович, Гах Виталий Михайлович,
Гузенко Виталий Семенович, Громаков Кирилл Георгиевич,
Ивченко Татьяна Георгиевна, Локтев Абрам Давыдович,
Музыкант Яков Абрамович
СБОРНЫЙ ТВЕРДОСПЛАВНЫЙ ИНСТРУМЕНТ
Редактор Н. П. Гурвич
Художественный редактор А. С, Вер шин кин
Технический редактор Л. Б. Гордеева
Корректор И. М. Борейша
ИБ 5855
Сдано в набор 24.04.89. Подписано в печать 13.07.89. Т-08083.
Формат 60хЭШ/к Бумага офсетная № 2. Гарнитура литературная.
Печать офсетная. Уел. печ. л. 16,0. Усл. кр.-отт. 16,0.
Уч.-изд. л. 17,15. Тираж 14900 экз. Заказ 756. Цена 1р. 30 к.
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машинострое-
ние». 107076, Москва, Стромынский пер., 4.
Типография Кв 6 ордена Трудового Красного Знамени издательства
«Машиностроение» при Государственном комитете СССР по печати.
193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.
□в
БИБЛИОТЕМ ИНСТРМЕНТЛЛЬЩИКЛ
и
Основана в 1983 году
Сборный
твердосплавный
инструмент
Под общей редакцией
Г .Л. Хаета
МОСКВА
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»
Scan Ъу