/
Author: Ящерицын П.И. Жигалко Н.И. Еременко М.Л.
Tags: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства инженерия машиностроение металлорежущие станки станки режущие инструменты
Year: 1981
Text
П. И. ЯЩЕРИЦЫН. И. * ЕРЕМЕНКО, ИИ. ЖИГЛЛКО
ОСНОВЫ РЕЗАНИЯ МАТЕРИАЛОВ
П. И. ЯЩЕРИЦЫН,
М.Л. ЕРЕМЕНКО,
Н. И. ЖИГАЛКО
основы
РЕЗАНИЯ
МАТЕРИАЛОВ
И РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ
ББК 34.63 я73
Я 97
УД К 621.9+621.9.02] (075.8)
Рецензенты: кафедра «Технология машиностро-
ения» Грузинского политехнического института;
А. Б. Кондратьев, проф. заведующий кафедрой
«Технология общего и электронного машинострое-
ния» Воронежского политехнического института
Ящерицын П. И. и др.
Я 97 Основы резания материалов и режущий инстру-
мент: [Учебник для машиностроит. спец, вузов]
/П. И. Ящерицын, М. Л. Еременко, Н. И. Жигал-
ко.— 2-е изд., доп. и перераб.— Мн.: Выш. школа,
1981.— 560 с., ил.
В пер.: 1 р. 60 к.
В учебнике изложены основы учения о резании материалов, осо-
бенности геометрических и конструктивных параметров режущих инст-
рументов. Рассмотрены физические основы процесса резания. Дана
методика расчета режимов резания с применением ЭВМ. Освещены
особенности комбинированных инструментов и инструментов для авто-
матизированного производства. Приведены рекомендации по обработ-
ке пластмасс, жаропрочных и других материалов.
Учебник предназначен для студентов машиностроительных спе-
циальностей вузов. Книга может быть также использована инженерно-
техническими работниками.
Я М 304(05)—81 72—81 2704°40000
ББК 34.63 я73+
+34.63-5 я73
6П4.6
© Издательство «Вышэйшая школа», 1981.
ОТ АВТОРОВ
В учебнике изложены основы учения
о резании материалов и металлорежущих
инструментах. Учебник составлен на ос-
нове программ курсов «Резание материа-
лов» и «Проектирование и производство
режущих инструментов» для высших
учебных заведений по специальности
0501 «Технология машиностроения, ме-
таллорежущие станки и инструменты»
(М., 1970). При чтении этих курсов для
студентов специальности 0577 (инженер-
но-педагогического факультета) и 1709
(инженерно-экономического факультета)
машиностроительного профиля обычно
используются программы и учебные посо-
бия, рекомендуемые для студентов специ-
альности 0501.
Материал в учебнике изложен в
краткой форме, что повышает усвоя-
емость его студентами, а также упрощает
процесс изложения курсов при чтении
лекций. Содержание учебника обновлено
с учетом новейших достижений в области
теории резания, расчета и конструирова-
ния режущего инструмента в соответ-
ствии с новыми ГОСТами и стандартами
СЭВ. Изложение сделано на уровне со-
временных научных требований с исполь-
зованием ЭВМ при выборе режимов ре-
3
зания и расчете сложных режущих ин-
струментов. В книге приводятся совре-
менные методы обработки данных экспе-
римента; рассматриваются вопросы обра-
батываемости резанием углеродистых и
легированных сталей, а также жаропроч-
ных сплавов и неметаллических мате-
риалов.
В учебнике освещаются элементы
срезаемого слоя и геометрические пара-
метры режущей части инструмента, исхо-
дя из температурных и других физиче-
ских явлений рассматриваются основные
характеристики процесса резания, напри-
мер износ и стойкость режущих инстру-
ментов, качество обработанной поверхно-
сти, процесс стружкообразования и силы
резания. Дается расчет режимов резания
для многоинструментных наладок и авто-
матических линий.
При изложении вопросов проектиро-
вания режущих инструментов в книге
приводятся их геометрические парамет-
ры, конструктивные элементы, специфи-
ческие особенности и методы совершен-
ствования конструкций инструментов с
целью повышения долговечности и на-
дежности их работы; рассматриваются
современные инструментальные материа-
лы, алмазные и эльборовые инструменты,
а также инструменты комбинированные,
для автоматизированного производства и
для станков с ЧПУ.
ВВЕДЕНИЕ
Большинство деталей машин из различных материалов приоб-
ретает окончательную форму и размеры в результате механической
обработки. Важная роль в этом принадлежит обработке материа-
лов резанием, особенно в случаях, когда требуется получить детали
с высокой точностью и малой шероховатостью обработанных по-
верхностей. Для того чтобы такая обработка была производитель-
ной, экономичной и обеспечивала высокое качество изготовленных
деталей, необходимо знать основные закономерности процесса ре-
зания, на основании которых можно сознательно управлять явле-
ниями, протекающими в его зоне.| Поскольку обработка может
выполняться различными режущими инструментами из разнообраз-
ных инструментальных материалов и с различными геометрически-
ми параметрами, изучение закономерностей процесса резания сле-
дует проводить неотрывно от установления основных путей совер-
шенствования режущего инструмента.
Наука о резании металлов зародилась в России во второй по-
ловине XIX века. Ее основоположник, профессор И. А. Тиме (1838—.
1920), впервые исследовал характер деформации срезаемого слоя,
установил классификацию типов стружек, разработал методы из-
мерения сил резания и предложил формулы для их вычисления.
Исследования И. А. Тиме продолжил К. А. Зворыкин (1861—1928)
профессор Харьковского, а затем Киевского политехнических ин-
ститутов. Он сконструировал динамометр для определения сил ре-
зания и вывел формулу для их расчета. Эта формула не потеряла
своего значения и в настоящее время.
В 1896 г. вышла книга профессора Петербургской артиллерий-
ской академии А. А. Брикса (1865—1900) «Резание металлов», в
которой анализируются предшествующие исследования стружко-
образования, делается попытка обобщать их и уточняется термино-
логия режущего инструмента.
Профессор Я. Г. Усачев (1873—1941) впервые провел исследо-
вание деформации стружки металлографическим методом и изме-
рил температуру резания с помощью термопар, введенных в тело
резца. Большим вкладом в науку о резании металлов явились так-
же его исследования в области процесса наростообразования.
5>
За годы Советской власти наука о резании металлов получила
свое дальнейшее развитие в работах А. Н. Челюсткина, С. Ф. Гле-
бова, А. В. Панкина, В. А. Кривоухова, И. М. Беспрозванного,
Г. И. Грановского, М. Н. Ларина, Н. И. Резникова, А. М. Даниеля-
на, М. И. Клушина, А. М. Вульфа, Т. Н. Лоладзе, В. Н< Подураева,
Г. В. Бокучава, И. П. Третьякова, В. Д. Кузнецова, И. И. Семенчен-
ко, С. С. Четверикова, Н. Н. Зорева, А. М. Розенберга и др. Прове-
дены фундаментальные теоретические и экспериментальные иссле-
дования по определению сил и температур резания, установлены
особенности износа режущих инструментов и дано объяснение фи-
зической сущности явления износа, установлены оптимальные гео-
метрические параметры режущей части инструментов и т. д. Значи-
тельный вклад в развитие науки о резании металлов и внедрение
передовых методов работы внесли и новаторы производства
Г. С. Борткевич, П. Б. Быков, С. М. Бушуев, В. И. Жиров, В. К- Се-
минский, В. Я. Карасев, В. А. Колесов и др.
Развитие науки о резании материалов немыслимо без разра-
ботки новых видов режущих инструментов, совершенствования и
улучшения их конструктивных и геометрических параметров, без
исследования обрабатываемости жаропрочных и других труднооб-
рабатываемых материалов, а также явлений, связанных с процес-
сом резания и другими особенностями материалообработки [39, 56,
65]. Это означает, что только комплексное изучение вопросов обра-
батываемости материалов резанием и совершенствование конструк-
тивных элементов и геометрических параметров режущих инстру-
ментов позволит решать как научные, так и практические задачи
развития металлообрабатывающей и других отраслей народного
хозяйства нашей страны.
ГЛАВА 1. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ.
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ РЕЗЦА.
ТИПЫ РЕЗЦОВ ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ
части. на основании по-
Рис. 1.1. Основные элементы
резца
непосредственно в снятии
1.1. Конструктивные элементы токарного резца
и поверхности обработки. Главное и вспомогательное
движения при точении
Общие сведения. Обработка резанием произвбдится различны-
ми режущими инструментами: резцами, сверлами, фрезами, про-
тяжками и т. д. В каждом из них можно выделить режущий клин,
определяющий возможности срезания некоторого слоя металла
(припуска). Форма режущего клина бывает различной и определя-
ется наиболее простым и удобным видом инструмента для изучения
геометрических параметров его режущей
нятий и определений геометрических
/ параметров обычного резца, имеюще-
го в своем сечении режущий клин, изу-
чают геометрию более сложного ин-
струмента.
Конструктивные элементы токар-
ного резца и поверхности обработки.
Резец состоит из тела (державки) / и
рабочей части II (рис. 1.1). Тело резца
представляет собой стержень прямо-
угольного, квадратного либо другого
сечения и служит для закрепления его
в резцедержателе станка. Головка
резца, или его рабочая часть, участвует
стружки. Ограничивается она передней 6, главной задней 1, вспомо-
гательной задней 5, нижней и боковой поверхностями. Пересечение
передней и главной задней поверхностей образует главное режущее
лезвие 2, а пересечение передней и вспомогательной задней —
вспомогательное режущее лезвие 4. Пересечение главного и вспо-
могательного режущих лезвий определяет вершину резца 3.
Передняя поверхность воспринимает давление срезаемого слоя,
т. е. стружки, и является рабочей поверхностью резца (рис. 1.2).
Главная задняя поверхность обращена к поверхности 1 (рис. 1.3), с
которой снимается стружка. Эту поверхность называют обрабаты-
ваемой. Вспомогательная задняя поверхность обращена к обрабо-
танной поверхности 3, т. е. к поверхности, полученной после снятия
припуска. Поверхность, соединяющую обрабатываемую и обрабо-
7
тайную поверхности, образованную главным режущим лезвием в
процессе резания, называют поверхностью резания 2.
Главное и вспомогательное движения при точении. При обра-
ботке на токарных станках различают два движения: главное^
вращательное движение заготовки около оси центров v и в с п о
могательное — перемещение
том s (рис. 1.4).
(подача) резца вместе с суппор-
Рис. 1.2. Направление схода
стружки:
/ — стружка; 2 — передняя поверх-
ность
Рис. 1.3. Основные поверхности об-
работки
Рис. 1.4. Схема главного движения и движения подачи при обработке
различных поверхностей точением:
а — цилиндрической; б — торцевой; в — фасонной; г — конической; д — криво-
линейной
3
Перемещение резца параллельно оси заготовки называют про-
дольной подачей (рис. 1.4, а), а перпендикулярно к оси — попереч-
ной (рис. 1.4, б, в). При этом получают соответственно цилиндри-
ческую форму детали либо плоскость, перпендикулярную к оси
центров (рис. 1.4, а, б) . Фасонные резцы при поперечной подаче
создают различные поверхности вращения (рис. 1.4,в). При пере-
мещении резца под некоторым углом к оси центров образуется
коническая поверхность (рис. 1.4,г). Перемещение резца может
осуществляться по заданной кривой от руки или по шаблону в
плоскости, проходящей через ось центров, при этом получается по-
верхность с криволинейной образующей (рис. 1.4, д). Другими сло-
вами, на токарных станках обрабатывают любые детали, имеющие
форму тел вращения.
1.2. Геометрические параметры резца
Для определения геометрических параметров резца установле-
ны следующие координатные плоскости. Плоскость резания 1 (рис.
1.5) — плоскость, проходящая через главное режущее лезвие и век-
тор скорости любой точки (точки А). Для резцов с криволинейным
режущим лезвием положение плоскости резания определяется пря-
мыми, проведенными через рассматриваемую точку касательно к
режущему лезвию и вектор скорости резания для той же точки. Под.
скоростью резания понимается скорость перемещения главного ре-
жущего лезвия относительно обрабатываемой детали. Основная;
плоскость 2 — плоскость, перпендикулярная к вектору скорости ре-
зания [94].
При рассмотрении углов резца в статике скорость резания или’
вектор скорости резания — понятия условные вследствие отсутст-
вия движений. Они применимы для определения углов резца и всех:
других видов инструментов в процессе резания.
Общими для различных видов режущих инструментов явля-
чотся определения главной и вспомогательной секущих плоскостей
(рис. 1.6, а). Главной секущей плоскостью А—А называют пло-
скость, перпендикулярную к проек-
ции главного режущего лезвия на
основную плоскость, а вспомога-
тельной Б — Б — плоскость, пер-
пендикулярную к проекции вспомо-
гательного режущего лезвия на
основную плоскость. Линии А—А и
Б—Б являются следами соответст-
венно главной и вспомогательной се-
кущих плоскостей. Углы, измеряе-
мые в главной секущей плоскости,
называются главными (они опреде-
ляют режущий клин), а во вспомо-
гательной — вспомогательными.
Дадим определения ЭТИХ углов: Рис. 1.5. Координатные плоскости4
главный задний угол а — угол между касательной к главной зад-
ней поверхности в рассматриваемой точке и плоскостью резания;
передний угол у — угол между касательной к передней поверхности
в рассматриваемой точке и нормалью в той же точке к плоскости
резания; угол заострения 0 — угол между касательными к перед-
ней и главной задней поверхностям резца, проведенными через рас-
сматриваемую точку режущего лезвия; угол резания 6 — угол меж-
Рис. 1.6. Геометрические параметры прямого проходного
резца
ду касательной к передней поверхности резца в рассматриваемой
точке и плоскостью резания.
Между указанными углами существует следующее соотноше-
ние: 6+у = 90° и а + 0 + у = 9О°, если угол у — положительный. Если
угол у отрицательный, 6+ (—у) =90°.
Во вспомогательной секущей плоскости измеряют угол си —
угол между касательной к вспомогательной задней поверхности
резца, проведенной через рассматриваемую точку, и плоскостью,
10
проведенной через вспомогательное режущее лезвие перпендику-
лярно к основной плоскости.
Углы резца в плане <р, <pi и е (рис. 1.6, а, б) измеряются в основ-
ной плоскости 4. Главный угол в плане <р — угол между проекцией
1'—2' главного режущего лезвия 1—2 на основную плоскость и на-
правлением подачи s. Вспомогательный угол в плане — угол между
проекцией Г—3' вспомогательного режущего лезвия 1—3 на основ-
Рис. 1.7. Углы наклона главного режущего лезвия:
1, 2 — главное режущее лезвие; 3, 4- соответственно плоскости резания и основная
(плоскость резания показана прозрачной)
ную плоскость и направлением подачи s. Угол при вершине е —
угол между проекциями главного и вспомогательного режущих лез-
вий на основную плоскость: е= 180°— (<p4-<pi).
Угол наклона главного режущего лезвия % — угол между глав-
ным режущим лезвием и прямой, проходящей через вершину резца
параллельно основной плоскости 4 (рис. 1.7, а). Измеряется он в
плоскости, проходящей через главное режущее лезвие перпендику-
лярно к основной плоскости, т. е. в плоскости резания 3, и может
иметь нулевое, отрицательное и положительное значения (рис.
1.7, б). Угол Л определяет направление схода стружки. При %=0
стружка сходит в направлении, перпендикулярном к главному ре-
жущему лезвию, при +А — в направлении обработанной поверхно-
сти, при —К — в сторону обрабатываемой поверхности. Если глав-
ное режущее лезвие параллельно основной плоскости, угол А равен
нулю; если вершина резца является наивысшей точкой главного ре-
жущего лезвия, угол Л отрицательный, если вершина резца является
низшей точкой главного режущего лезвия, угол А положительный.
Величины всех перечисленных углов резца соответствуют дан-
ным определениям при соблюдении следующих условий: а) верши-
на резца установлена на высоте оси вращения обрабатываемой де-
тали; б) геометрическая ось стержня резца расположена перпен-
дикулярно к оси вращения обрабатываемой детали. Нарушение
этих условий приводит к изменению величины углов.
11
1.3. Типы резцов
Применяемые в машиностроении резцы можно классифициро-
вать следующим образом:
1) по характеру установки резца относительно обрабатыва-
емой детали: радиальные (рис. 1.8, а) и тангенциальные (рис.
1.8, б);
2) по применяемости на станках: токарные (рис. 1.8, а, б),
строгальные (рис. 1.8, в), долбежные (рис. 1.8, г), резцы для авто-
матов и полуавтоматов (рис. 1.8, а, б), расточные для горизонталь-
12
но-расточных станков (рис. 1.8, д), специальные для специальных
станков, фасонные (рис. 1.8, е), чашечные (рис. 1.8, ж; показана
только режущая часть);
3) по виду обработки: проходные (рис. 1.8, а), подрезные (рис.
1.8, з), отрезные (рис. 1.8, и), расточные (рис. 1.8, к), резьбонарез-
ные (рис. 1.8, л);
4) по характеру обработки: черновые, чистовые и для тонкого
точения. Эти резцы могут входить в любой из трех названных выше
типов резцов и отличаются между собой либо геометрическими па-
раметрами, либо точностью и классом шероховатости рабочей по-
верхности, либо инструментальным материалом режущей части;
5) по конструкции головки: прямые (рис. 1.8, а), отогнутые
(рис. 1.8, з), изогнутые (рис. 1.8, в), оттянутые (рис. 1.8, и);
6) по направлению подачи: правые (рис. 1.8, а), левые (рис.
1.8, л);
7) по способу изготовления: с головкой, сделанной за одно це-
лое со стержнем (рис. 1.8, а...д, з...м, о), с головкой в виде сменной
вставки, снабженной пластинкой режущего материала (рис. 1.8, «,
п), с приваренной встык головкой и т. д.;
8) по роду инструментального материала: из быстрорежущей
стали (рис. 1.8, а...в), с пластинками твердого сплава (рис. 1.8, з),
с пластинками из минералокерамики (рис. 1.8, н), с алмазными
вставками (рис. 1.8, п).
На рис. 1.8 даны эскизы только некоторых резцов по каждому
типу.
1.4. Пересчет углов резца в трех сечениях
Геометрические параметры резца измеряются в нормальном се-
чении к режущему лезвию. Однако обеспечить на заточных станках
такое положение затачиваемого инструмента относительно шлифо-
вального круга, при котором получают требуемые геометрические
параметры в нормальном сечении, в большинстве случаев невоз-
можно. Заточные станки позволяют воспроизвести геометрию резца
только в продольном и поперечном сечениях резца, перпендикуляр-
ных к основной плоскости.
Для того чтобы найти зависимость между углами а и у в нор-
мальной, продольной и поперечной плоскостях, изобразим прямой
проходной резец (рис. 1.9, а), где NN, уу, хх — соответственно сле-
ды нормальной, продольной и поперечной секущих плоскостей; Q —
передняя поверхность резца; АО и ОВ — соответственно главное и
вспомогательное режущие лезвия; SS — направление подачи.
Через точку К на главном режущем лезвии проведем осевую
плоскость R. Эта плоскость у проходного токарного резца будет го-
ризонтальной, если точка К расположена на уровне оси детали, а
для инструмента с вращательным главным движением плоскость R
должна проходить через его ось. Через режущее лезвие АО прове-
дем плоскость Р, перпендикулярную к плоскости R. Для проходно-
го резца плоскость Р вертикальная, а плоскость R горизонтальная
13
при одинаковых условиях. Пересечение плоскостей А? и Р дает ли-
нию НН. Угол между линиями НН и АО есть угол наклона главно-
го режущего лезвия %. Пересечем осевую плоскость R и переднюю
поверхность резца Q плоскостью, перпендикулярной к плоскости
или плоскостью, параллельной плоскости Р. След ее пересечения
(пп) с плоскостью R параллелен НН, а с передней поверхностью
резца (ni^i), т. е. с плоскостью Q, параллелен АО. Линия tt\ лежит
в этой новой плоскости и параллельна пп. Пересекаем осевую пло-
скость R и переднюю поверхность инструмента Q тремя секущими
плоскостями NN, уу, хх, проходящими через точку К.
В результате получим нормальный передний угол у = ZZA71, по-
перечный передний угол уп= £тКт\ и продольный передний угол
YnP=Zr/Cri.
Из прямоугольного треугольника rKj\
гп< rt + tr<
= (1.1)
Из треугольника Kill
llx = rt=Kltgy,
а из треугольника Krl
Kl=Kr cos <р;
значит, rt=Кг cos <р tg у.
Из треугольника
tri = tli tgX=r/tg%,
из треугольника rKl
rl = Kr sin <р.
Тогда tr\ = Kr sin <р tg %. В свою очередь
, _ Кг cos <р tg -у + sin q> tg X
8 VnP~ Кг
или
tgynp=tgYCOSq) + tg%sin(p. (1.2)
Из треугольников Ктт\, КИ\ и Кт1 аналогичным образом на-
ходим
tgYn=tgYsin<p-tgXcosq). (1.3)
При положительном значении % имеем:
tgYnp = tgYc°s<p-tgXsin<p; (1.4)
8 tgYn=tgYSin<p + tgA.cos<p. (1.5)
Так как Л угол небольшой и изменяется в пределах от 0 до ±5°, вто-
рое слагаемое очень мало по своей величине и им можно прене-
бречь. Тогда
tgYnp=tgycos<jp; (1.6)
gtYn=tgY sin Ф> (I-7)
15
откуда
tgv_!nb = !5jL.. (18)
& r СОЗф sin ф H-w
Умножим уравнение (1.4) на cos ср, а уравнение (1.5) на sin <р и сло-
жим их:
tg упр cos ф. = tg у cos2 Ф — tg X sin ф cos ф
tg yn sin ф = tg у sin2 Ф "b tg sin фсоз Ф
tg Vnp cos Ф + fg Vn sln Ф = tg Y
Окончательный результат:
tgT=tgYnpCOS<p+tgYnsin<p. (1.9)
При определении зависимости между значениями задних углов
а в сечениях NN, уу и хх допустим, что линия пересечения главной
задней поверхности с опорной поверхностью резца параллельна
проекции главного режущего лезвия на основную плоскость
(рис. 1.9, б).
Из треугольников KiKr, КдК1? и К\КТ запишем соответственно:
. *ir х х KiT
tga==TV: tg“nP=TV; tg“n = v^-
ЛI Л Л | Л Л । Л
Найдем соотношение между задними углами в различных пло-
скостях из треугольников РКг и гКТ:
ton -к'р «г
8 пр КХК cos ф/Cj к
, *1 Т Кг
tg ап -----=-----------
6 Kt К Siinp/^K
= tga •
COS ф ’
_ = tgq
siny
(1-10)
Полученные уравнения для пересчета передних и задних углов
в различных секущих плоскостях справедливы для большинства ре-
жущих инструментов, но для таких, как например фасонные резцы,
сверла, зенкера, развертки,
Рис. 1.10. Совмещение проекций
режущей части сверла и резца:
/ — прямой проходной резец; 2 —
сверло
метчики и плашки, пересчет продоль-
ных углов следует вести по формулам
для поперечных углов и наоборот. Для
примера рассмотрим сверло. Допус-
тим, что проекции режущей части од-
ного пера сверла и прямого проход-
ного резца совмещен^ (рис. 1.10). Как
видно, плоскость /—/ является про-
дольной для резца и в то же время
поперечной для сверла. Плоскость
II—II, наоборот,— продольная для
сверла и поперечная для резца.
16
1.5. Трансформация геометрических параметров резцов
в зависимости от их установки по отношению
к оси детали и в процессе резания
Процесс резания осуществляется перемещением режущего
инструмента относительно поверхности обрабатываемой детали.
Количество движений, б помощью которых производится процесс
резания, различно. Сочетание движений, сообщаемых механизмом
станка в процессе резания инструменту и обрабатываемой детали,
представляет кинематическую схему резания [102].
Рис. 1.11. Схема изменения величины статических углов резца в процессе
резания при а=0 (а) и а=#0 (б) [130]
В зависимости от положения плоскости резания в процессе
обработки величина углов инструмента может изменяться, что на-
блюдается, когда плоскость резания занимает иное положение,
чем при определении углов в статике. Кроме того, геометрические
параметры режущей части инструментов, полученные после заточ-
ки, изменяются, или трансформируются, в результате:
изменения положения резца относительно основной плоскости;
при установке вершины резца выше или ниже оси центров
станка или детали; вследствие износа рабочих поверхностей
инструмента.
Предположим, что процесс резания осуществляется по кине-
матической схеме, указанной на рис. 1.11, где в качестве инстру-
мента используется призматический брусок со статическими угла-
ми у = 0°, а=0°. На рис. 1.11, а плоскость резания при обработке
совпадает с плоскостью резания в статике, поэтому кинематиче-
ские углы равны углам в статике. Инструмент имеет угол а = 0°,
в результате чего происходит трение между задней и обрабаты-
ваемой поверхностями. Для уменьшения трения необходимо на
инструменте создать положительный задний угол а3 или угол
зазора, азаз.
Теперь предположим, что инструменту сообщается одновременно
два движения (рис. 1.11,6). Одно из движений (главное) соверша-
ется со скоростью v0, второе (движение подачи) — со скоростью s.
Результирующей скоростью будет скорость резания v. В данном
случае траекторией движения рассматриваемой точки лезвия являет-
17
ся наклонная прямая ОВ, параллельная вектору скорости резания
v. Эта прямая—след плоскости резания в процессе обработки. Та-
ким образом, плоскость резания занимает иное положение, чем
в статике, так как след плоскости резания в статике — прямая ОА.
Передний угол в статике у = 0 °, в процессе резания он приобретает
положительное значение ук.
Задний угол в статике а = 0°, в процессе резания он имеет от-
Рис. 1.12. Влияние кинематики процесса продольного точения
на изменение углов резца (130]
рицательное значение. В этом случае осуществление процесса реза-
ния возможно лишь при условии смятия, пластического деформиро-
вания и выдавливания задней поверхностью слоя С материала
обрабатываемой детали, препятствующего движению по направлению
вектора v. Чтобы создать нормальные условия резания, необходимо
обеспечить задний угол величиною ац, который может быть назван
углом движения. Величина этого угла определяется из равенства;
tg^=—. (1.11)
На величину ад также возрастает статический передний угол.
Для рассматриваемой схемы кинематический передний угол ук =
= ад. Задний угол заточки а3 должен быть равным сумме углов
ад и а3аз, т. е.
а3 = ад+а3аз. (1-12)
При неправильно выбранных углах у и а, т. е. без учета изме-
нения их в процессе резания, работа инструмента может протекать
в тяжелых условиях. Величина углов ад для каждой кинематиче-
ской схемы резания определяется расчетом, а величина азаз — по
нормативам [129, 130].
Рассмотрим далее влияние подачи на углы в движении ’для
проходного резца, установленного по центру заготовки, с углами
ф = 90° и Х = 0. При продольном обтачивании, когда заготовка вра-
18
щается, а резец имеет движение продольной подачи, поверхность
резания представляет собой винтовую поверхность (рис. 1.Й2, а).
Действительная плоскость резания ДД, касательная к поверхности
резания, будет составлять с теоретической плоскостью резания ВВ
угол ад, представляющий собой угол подъема винтовой поверхно-
сти (рис. 1.12, б). В результате вместо заточенного заднего угла аэ
при резании получается угол а3аз, меньший угла а3 на величину
<хд[130]:
(Хэаз — а3 — (Хд.
В данном случае
ад = arctg—(1.13)
ли
где s — продольная подача, мм/об; D — диаметр заготовки, отно-
сящейся к рассматриваемой точке режущего лезвия резца, мм.
Из уравнения (1.13) видно, что угол ад увеличивается с возра-
станием подачи и уменьшением диаметра заготовки. Поэтому чем
больше подача, тем меньшим будет действительный задний угол
азаз в процессе резания. Для обычно используемых при точении по-
дачах угол ад незначителен. При нарезании же резьбы этот угол
больше и принимается в расчет при назначении величины а3.
В рассмотренном случае при (р = 900 направление подачи со-
впадает с направлением главной секущей плоскости, в которой изме-
ряется задний угол в статическом состоянии. При угле <р=/=90°
этого совпадения не происходит и угол ад(ф) в главной секущей
плоскости определяется по формуле:
tgaA(q>) = tgaflsin<p, (1.14)
а действительный задний угол азаз(ф) = а3 — аД(ф).
Если вершина резца устанавливается ниже или выше оси заго-
товки, необходимо учесть угол тф (рис. 1.13). Так как
то
сь3аз(Ф)= а3 аД(ф)±тф. (1.15)
Знак плюс учитывается при установке вершины резца ниже
центра, знак минус — при ее установке выше центра детали. Для
углов резц£ азаз(ф) при растачивании знаки плюс и минус учиты-
ваются в обратном направлении.
Подобное влияние на действительное значение заднего угла
оказывает также подача при поперечном точении и отрезке. Рас-
смотрим изменение геометрических параметров при работе резца
с ф = 90° и Х=0° (рис. 1.14). В связи с вращательным движением
заготовки и поступательным движением резца точки режущего
лезвия описывают архимедову спираль, касательная к которой
и будет действительной плоскостью резания АА. Следовательно,
угол a3a3 = a3 — ад уменьшается с увеличением подачи, а также по
мере приближения резца к оси заготовки.
19
Рис. 1.13. Геометрические параметры резца в зависимости от положе-
ния его вершины относительно оси центров при наружном точении (а, б,
в) и растачивании (г, д, е); б — расчет изменения величины заднего угла
при установке резца выше линии центров
Рис. 1.14. Схема изменения углов резца у и а при
отрезании или подрезке торца детали
Рис. 1.15. Схема измене-
ния углов в плане <р и ф(
в зависимости от уста-
новки резца
Так как а + р+у=90°, а угол заострения резца р всегда вели-
чина постоянная, с уменьшением заднего угла а3 на какую-то вели-
чину ад(<р) передний угол у3 должен увеличиться на эту же величину.
Таким образом, резец в процессе работы имеет передний угол
у=Тз+ук±Тф, (1-16)
где ук=аД(Ф); тф — угол поворота плоскости резания в результате
установки резца выше или ниже оси вращения заготовки.
Следует отметить, что главный <р и вспомогательный <pi углы
в плане могут иметь различные значения в зависимости от уста-
новки резца по отношению к оси обрабатываемой детали. Указан-
ное изменение величин углов ,<р и <pi показано на рис. 1.15.
1.6. Элементы режима резания и срезаемый слой
Общие сведения. Для совершения процесса обработки заго-
товки резанием и получения готового изделия или детали заготов-
ка и инструмент должны совершать определенные движения, кото-
рые делятся на рабочее и движение подачи. При обработке на
токарном станке рабочее движение (вращательное) совершает за-
готовка, а движение подачи (поступательное) получает режущий
инструмент. Рабочее движение обеспечивает процесс резания (про-
цесс образования стружки), д движение подачи дает возможность
вести этот процесс по всему участку обрабатываемой поверхно-
сти [5].
Скорость резания, подача и глубина резания. Окружная ско-
рость заготовки относительно режущего лезвия инструмента на-
зывается скоростью резания. Скорость резания (м/мин) определя-
ется по формуле:
о = (1.17)
где D — диаметр обрабатываемой поверхности, мм; п— число обо-
ротов заготовки в минуту.
Из формулы (1.17) можно определить число оборотов:
1000с/
П — •
nD
В расчетах скорости резания принимается ее максимальное зна-
чение, соответствующее диаметру D обрабатываемой поверхности.
Величина перемещения режущего лезвия инструмента относи-
тельно заготовки в течение определенного времени называется
подачей. При токарной обработке обычно принимают подачу за
один оборот заготовки s (мм/об). Иногда подача выражается пере-
мещением инструмента за одну минуту (мм/мин). Между этими
подачами существует следующая зависимость:
s = ^ мм/об. (1.18)
п
Глубиной резания t называется расстояние между обрабаты-
ваемой и обработанной поверхностями, измеренное в направле-
21
нии, перпендикулярном к последней (рис. 1.16). Глубина резания
всегда перпендикулярна к направлению подачи. Таким образом,
при наружном продольном обтачивании глубина резания пред-
ставляет собой полуразность между диаметрами заготовки D
и обработанной поверхности DQ:
Рис. 1.16. Элементы срезаемого слоя при
точении
(1-19)
При растачивании глубина резания определяется как полураз-
ность между диаметром отверстия после обработки Do и диаметром
отверстия до обработки D:
При отрезке глубина резания равна ширине отрезного резца.
Толщина, ширина и площадь поперечного сечения среза
(рис. 1.16). Кроме скорости резания, подачи и глубины резания,
к элементам режима резания относятся толщина а и ширина b
среза. Величины а и b представляют собой не толщину и ширину
срезанной стружки, а размеры срезаемого слоя до образования
стружки. Размеры самой стружки, т. е. срезанного слоя металла,
будут иными, особенно ее толщина. Это объясняется тем, что сре-
заемый слой подвергается пластической деформации, в результате
чего стружка делается по длине короче того участка, с которого
она снята, но зато толще в поперечном сечении.
Толщина среза а измеряется в направлении, перпендикуляр-
ном к главному режущему лезвию, ширина среза b — вдоль режу-
щего лезвия (в миллиметрах). Как между толщиной среза и пода-
чей, так и между глубиной резания и шириной среза существуют
определенные соотношения. Из прямоугольного треугольника
KLN следует, что:
KN=KL sin ф или a=s sin ф,
22
а из прямоугольного треугольника ОКМ
b =
t
sin <р
где ф — главный угол в плане.
Из приведенных формул и рис. 1.17, а, в видно, что при по-
стоянных подаче s и глубине резания t с увеличением главного
Рис. 1.17. Формы поперечного сечения срезаемого слоя при обработке рез-
цами с различными значениями ф
угла в плане ф толщина среза увеличивается, а ширина среза
уменьшается.
Глубина резания и подача характеризуют процесс резания в
основном с технологической, или производственной, стороны. По-
этому их можно называть технологическими элементами режима
резания. Толщина и ширина среза более точно, чем глубина реза-
ния и подача, характеризуют и объясняют физическую сторону
процесса резания, а поэтому их можно назвать физическими эле-
ментами режима резания [5].
Площадь поперечного сечения среза PLKM (см. рис. 1.17)
определяется из соотношения: .
f = ab = ts.
Вследствие измененных толщины и ширины стружки площадь по-
перечного сечения стружки, или срезанного слоя, будет больше
площади поперечного сечения среза. Объем стружки, снятой за
одну минуту работы, вычисляется по формуле:
Q = vts.
Свободное и несвободное резание. Часто при свободном реза-
нии в работе принимает участие только главное режущее лезвие
(рис. 1.18, а). В этом случае все участки режущего лезвия нахо-
дятся в одинаковых условиях, а направления перемещения всех
частиц стружки практически одинаковы. Если режущее лезвие
перпендикулярно к направлению подачи, резание является прямо-
угольным свободным (рис. 1.18, б), а если неперпендикулярно —
косоугольным свободным. Основные законы процесса резания
обычно изучают сначала в условиях свободного прямоугольного
резания, так как в этом случае процесс очищается от ряда наслое-
ний, усложняющих наблюдение явлений.
23
Обычно приходится иметь дело с процессом несвободного ре-
зания (рис. 1.19), при котором вспомогательное режущее лезвие Ьс
в зависимости от радиуса закругления при вершине резца г вспо-
могательного угла в плане <pi и подачи з принимает большее или
меньшее участие. Оно создает так называемое побочное резание
в дополнение к главному резанию, осуществляемому главным ре-
жущим лезвием. При этом процесс образования стружки является
Рис. 1.18. Примеры свободного резания
весьма сложным, так как здесь отдельные элементы стружки стре-
мятся передвигаться по передней поверхности резца в различных
направлениях.
Рассмотренная площадь поперечного сечения среза f=ab мм2
представляет собой площадь номинального или расчетного сечения
(j=ab = st мм2) при установке вершины резца по оси центров и
при Л и у, равных нулю. Однако номинальное сечение имеет место
лишь при свободном резании или в том случае, если резец снаб-
жен зачищающим лезвием с вспомогательным углом <pi = 0 и имеет
длину лезвия, большую величины подачи. В этих случаях резец
24
снимает весь предназначенный для срезания слой, не оставляя на
обработанной поверхности остаточных гребешков.
При обычном резании на обработанной поверхности остаются
гребешки, размеры которых зависят от подачи, радиуса закругле-
ния при вершине резца, главного и вспомогательного углов в пла-
не. Пусть резец переместился из положения I в положение II
(рис. 1.20), т. е. переместился на величину подачи s, оставив на
обработанной поверхности гребешок высотою Н. Если обозначить
действительное сечение среза через fo, а площадь остаточных гре-
бешков через ft, то fo=f—ft-
Высота остаточных гребешков 'характеризует шероховатость
обработанной поверхности. Если вершина резца не закруглена, она
подсчитывается по формуле
Я = s мм,
tg ф + tg Ф1
если закруглена радиусом г и s<r, то по формуле
и S2
Н ------ мм.
2г
Из приведенных формул следует, что чем больше s, ф, ф1 и
меньше г, тем высота неровностей больше, и наоборот. Две по-
следние формулы неточны, так как они не учитывают влияние на
шероховатость поверхности таких факторов, как упругие и пласти-
ческие деформации, вибрации и т. д. Поэтому высота неровностей
практически больше расчетной. Как показывают исследования,
действительная плошадь попереченого сечения среза заметно отли-
Рис. 1.21. Формы сечения среза [5]
25
чается от номинальной при подачах выше 2 мм/об. Поэтому при
обычных подсчетах площадь остаточных гребешков не учитывает-
ся и расчет ведется по номинальной площади поперечного сечения
среза f = ab = ts мм2.
Формы поперечного сечения среза. В зависимости от формы
главного режущего лезвия и его расположения относительно оси
заготовки образуются различные формы поперечного сечения сре-
за, а следовательно, и стружки. Сечение среза при свободном реза-
нии резцом с прямолинейным режущим лезвием, расположенным
перпендикулярно к оси заготовки (рис. 1.21, а), имеет форму пря-
моугольника. В данном случае толщина среза постоянна и равна
подаче, <р = 90°.
Если прямолинейное режущее лезвие при свободном резании
расположено по отношению к оси заготовки под углом ф^=90°
(рис. 1.21,6), сечение среза имеет форму параллелограмма. Тол-
щина среза, как и в первом случае, постоянна, но меньше подачи.
Несвободное резание применяется при работе резцом с прямо-
линейным режущим лезвием и с радиусом закругления при его
вершине в плане г (рис. 1.21, в). В этом случае сечение среза слож-
ное по форме. На участке ab оно имеет форму параллелограмма,
а на участке Ьс — форму запятой, при этом на участке ab толщина
постоянна, но меньше подачи, а на участке Ьс — переменна, но тоже
меньше подачи.
При несвободном резании резцом с криволинейным режущим
лезвием (рис. 1.21, г) сечение среза имеет форму запятой. Толщина
среза, измеряемая по нормали к режущему лезвию, переменна и
меньше подачи.
В зависимости от соотношения между подачей и глубиной ре-
зания стружка называется прямой при s<Z, квадратной — при
s = t и обратной — при s>t.
ГЛАВА 2. ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
2.1. Инструментальные стали и основные требования к ним
Общие сведения. Практика обработки различных материалов,
а также исследования теплообразования, деформации и трения
при резании показывают, что материал режущей части инструмен-
та находится во взаимодействии с обрабатываемым материалом
и оказывает большое влияние на процесс резания и достижение
высокой производительности труда. В этой связи инструменталь-
ные материалы должны обладать следующими свойствами [124,
130]: 1) высокой твердостью после термообработки; 2) высокой
теплостойкостью, т. е. способностью сохранять высокую твердость
(HRC^60) при нагреве. Это особенно важно, так как в процессе
резания инструмент нагревается до очень высокой температуры;
3) высокой износостойкостью; 4) возможно более высокой проч-
ностью. Прочность для инструментальных материалов оценивает-
ся временным сопротивлением на изгиб оИзг; 5) удовлетворитель-
ными технологическими качествами (хорошо поддается ковке,
термообработке, шлифованию, заточке и т. д.); 6) сравнительной
дешевизной и отсутствием остродефицитных элементов.
Инструментальные стали разделяются на углеродистые, леги-
рованные и быстрорежущие. В углеродистых инструментальных
сталях основным элементом, определяющим режущие свойства,
является углерод. Эти стали должны быть свободны от окислов
и мельчайших шлаковых включений, а также иметь ограниченное
содержание кремния, марганца, серы и фосфора. Содержание
указанных элементов не должно превышать соответственно:
0,35...0,4 %; 0,35...0,4; 0,02...0,03 и 0,03 %. Наиболее распространен-
ными углеродистыми инструментальными сталями являются У10А,
У11А, У12А, У13А, где цифрами указано содержание углерода в
десятых долях процента. Основными свойствами этих сталей
является высокая твердость HRC 62...65 и низкая теплостойкость.
Под теплостойкостью понимается температура, при которой инстру-
ментальный материал длительное время сохраняет высокую твер-
дость (HRC 60) после многократного нагрева. Для сталей
У10А...У13А теплостойкость равна 453...493 К. Применяются эти
стали относительно редко, в основном для изготовления метчиков,
27
Таблица 2.1
Марка стали Содержание легирующих элементов (остальное железо),%
С Мп Si S Р Сг W V Мо
9ХС 0,9 0,45 1,4 0,02 0,03 1,1 — — —
ХВГ 1,0 0,9 0,25 0,03 0,03 1,1 1,4 — —
ХВ5 1,4 0,3 0,3 0,03 0,03 0,55 5,0 0,25 —
Х12 2,1 0,3 0,2 0,02 0,03 12 — — —
Х12М 1,5 0,3 0,2 0,02 0,03 11,7 0,2 0,5 0,5
Х6ВФ 1,1 о,3 0,2 0,02 0,03 6 0,6 — —
плашек, сверл малых диаметров и других инструментов, которые
могут работать со скоростью не более 8... 10 м/мин.
Легированные инструментальные стали. В состав этих сталей
в отличие от углеродистых, кроме углерода, вводят легирующие
карбидообразующие добавки хрома, вольфрама; ванадия. Стали
имеют повышенное содержание марганца и кремния. В табл. 2.1
указан средний химический состав некоторых легированных ин-
струментальных сталей в процентах.
Указанные марки сталей имеют большую износо- и теплостой-
кость по сравнению с углеродистыми инструментальными сталями
и применяются для изготовления ручных инструментов, протяжек
и фрез. Хотя они и допускают скорость резания в 1,2... 1,5 раза
выше, чем углеродистые инструментальные стали, однако обеспе-
чить достаточно высокую производительность труда не могут, так
как теплостойкость их ограничивается пределами 623...673 К.
Быстрорежущие стали. Инструменты, изготовленные из бы-
строрежущей стали, могут работать со скоростями резания до
20...40 м/мин. Основой высоких режущих свойств этих сталей явля-
ется наличие в сталях вольфрама, хрома и ванадия. Химический со-
став быстрорежущих сталей приведен в табл. 2.2.
Различают быстрорежущие стали нормальной, повышенной и
высокой теплостойкости. В теплостойких быстрорежущих сталях
при температурах отпуска 723...823 К или при значительном их на-
греве в процессе резания из мартенсита выделяются карбиды воль-
фрама или молибдена и ванадия в виде дисперсных частиц. При
этом твердость стали не снижается, а, наоборот, повышается. Такой
эффект принято называть вторичной твердостью или дисперсион-
ным твердением. Поэтому теплостойкие стали способны работать в
более тяжелых условиях: при повышенной скорости и при резании
более прочных материалов [61].
К сталям нормальной теплостойкости относятся вольфрамовые
(марки Р18, Р12 и Р9), а также вольфрамомолибденовые (марки
Р6МЗ и Р6М5).
В стали Р9 процентное содержание вольфрама в два раза мень-
ше, а содержание ванадия во столько же раз больше. Эта замена
28
Таблица 2.2
Марки стали Содержание легирующих элементов (остальное железо), %
С Si, Мп, каждого не более P.S, каждого не более W Сг V Со Мо
Р18 0,75 0,4 0,03 18 4,1 1,2 — 0,3
Р9 0,9 0,4 0,03 9 4,1 2,3 — 0,4
Р12 0,85 0,4 0,03 12...13 3,3 1,7 — 0,5
Р9К5 0,85 0,4 0,03 9,7 4,1 1,8 5 0,4
Р9Ф5 1,45 0,4 0,03 9,7 4,1 4,75 — 0,4
Р9К10 0,85 0,4 0,03 9,7 4,1 1,8 10 0,4
Р14Ф4 1,2...1,3 0,4 0,03 13,0...14,5 4,0...4,6 3,4...4,1 — 0,5
Р18Ф2 0,85...0,95 0,4 0,03 17,5...19,0 3,8...4,4 1,8...2,4 — 0,5
Р10Ф5К5 1,45...1,55 0,4 0,03 10,0...11,5 4,0...4,6 4,3...5,1 5...6 0,3
Р18Ф2К5 0,85...0,95 0,4 0,03 17,5...19,0 3,8...4,4 1,8...2,4 5...6 0,5
Р6МЗ 0,85...0,95 0,4 0,03 5,5...6,5 3,0...3,6 2,0...2,5 — 3,0...3,6
Р6М5 0,80...0,88 0,4...0,5 0,03 5,5...6,5 3,8...4,4 1,7...2,1 — 5,0...5,5
Р6М5К5 0,8...0,88 0,4...0,5 0,03 6,0...7,0 3,8...4,3 1,7...2,2 4,8...5,3 4,8...5,8
Р9М4К8 1,0...1,1 0,4...0,5 0,03 8,5...9,6 3,0...3,6 2,1...2,5 7,5...8,5 3,8...4,3
обусловлена дефицитностью вольфрама. Ванадий также дефици-
тен, но 1 % ванадия может заменить 3 % вольфрама. Кроме того,
сталь Р9 по сравнению со сталью Р18 дешевле почти в два раза и
лучше обрабатывается в горячем состоянии.
К недостаткам стали Р9 можно отнести: 1) низкую износостой-
кость при невысоких температурах; 2) плохую шлифуемость при
изготовлении инструмента; 3) большую чувствительность к выдер-
живанию интервала температур при ее термической обработке;
4) более низкую красностойкость (температура, при которой ин-
струментальный материал теряет свои режущие свойства).
Из быстрорежущих сталей изготовляют различные виды ин-
струментов, однако сталь Р12 применяется для инструментов
сравнительно простой конфигурации (вследствие плохой ее шли-
фуемости), работающих при сравнительно ребольших скоростях.
Улучшение режущих свойств быстрорежущих сталей нормаль-
ной производительности достигается за счет легирования ее ко-
бальтом, либо за счет увеличения содержания ванадия, либо за счет
одновременного введения кобальта и повышенного содержания ва-
надия. Кобальт сообщает стали повышенную теплостойкость и
твердость до HRC = 67...68, а ванадий — красностойкость. Однако
увеличение содержания кобальта свыше 10 % повышает чувстви-
тельность к обезуглероживанию и снижает прочность, а введение
ванадия ухудшает шлифуемость этих сталей.
Стали повышенной теплостойкости содержат 4...5 % ванадия
при 9... 10 % вольфрама или 6...8 % ванадия при 2...4 % вольфрама
и 2 % молибдена. Введение ванадия особенно эффективно, если в
стали увеличивается одновременно содержание углерода. К числу
таких сталей относится Р9Ф5.
Применяются также кобальтовые стали (6...8 % кобальта) с
повышенным содержанием углерода (0,95...1,5 %) и пониженным
ванадия (1,5...2 %). Такими сталями являются стали марок
Р10К5Ф5, Р9К5, Р6М5К5.
В сталях высокой теплостойкости содержится повышенное ко-
личество кобальта (свыше 12 %), ванадия (до 3,5 %) и углерода
(до 1,4 %). На такие стали благоприятно влияет молибден при сни-
жении содержания вольфрама до 11...14 %. К таким сталям отно-
сятся Р12Ф2К8МЗ, Р9М4К8, Р6М5Ф2К8.
Применяют также дополнительно легированные азотом стали
АР6М5, 10АР6М5, АР 12 и АР 18, которые являются соответственно
модификациями сталей Р6М5, 10Р6М5, Р12 и Р18. Легирование
азотом повышает на 20...30 % режущие свойства инструмента, на
1...2 единицы вторичную твердость по HRC и теплостойкость. Со-
держание азота находится в пределах 0,06...0,09 %. После оконча-
тельного шлифования инструмента, легированного азотом, рекомен-
дуется дополнительно подвергнуть его отпуску при температуре
673...723 К в течение 1,5...2 ч.
В совершенствовании качества инструментальных материалов
перспективным является производство быстрорежущих сталей из
распыленных порошков методом порошковой металлургии. Изго-
30
S<eam Ъу mymg
товленная таким способом сталь допускает легирование ванадием
(3,1 %) и кобальтом (8,4 %).
Сущность метода получения таких сталей заключается в сле-
дующем. Расплавленный металл превращается в порошок, размеры
частиц которого регулируются скоростью и профилем струи ней-
трального газа. Затем порошок прессуют в течение 5...6 ч при дав-
лении ~ 100 МПа при температуре^ 1413 К. После прессования
сталь подвергают ковке или прокатке. Достоинствами инструмен-
тов, изготовленных из этих сталей, являются повышение однород-
ности и вязкости стали, хорошая обрабатываемость на операциях
шлифования, малая деформация при термообработке, повышенная
стойкость и др.
Следует отметить, что режущие свойства быстрорежущих ста-
лей во многом зависят от качества проведения термической обра-
ботки и применения различных методов облагораживания рабочих
поверхностей инструментов [25, 122, 123].
2.2. Металло- и минералокерамические твердые
сплавы, алмазы, эльбор, рубин и лейкосапфир
Твердые сплавы. Эти сплавы получают методами порошковой
металлургии в виде пластинок или коронок путем спекания их в
электрических печах при температуре около 1773 К. Основными
компонентами таких сплавов являются карбиды вольфрама WC, ти-
тана TiC и тантала ТаС, а связующим элементом — кобальт Со.
Прочность твердых сплавов возрастает при воздействии на них
перед спеканием ионизированного или радиоактивного излучения.
Теплоустойчивость определяется температурой плавления карби-
дов компонентов, входящих в твердый сплав. Режущие свойства
твердых сплавов не изменяются при нагреве до 1273... 1323 К- По-
этому они применяются для обработки твердых и даже закаленных
сталей и таких неметаллических материалов, как стекло, пластмас-
са, фарфор и др. Недостатком твердых сплавов является их хруп-
кость.
Различают три группы сплавов: 1) однокарбидные или воль-
фрамокобальтовые —ВК2 (98 % WC + 2% Со), ВКЗ, ВК4, ВК4В,
ВК6М, ВК8, ВК8В, ВКЮМ и др.; 2) двухкарбидные или титано-
вольфрамокобальтовые Т5КЮ (85 % WC+10% Со + 5 % TiC),
Т5К12В, Т14К8, Т15К6, Т30К4 и др.; 3) трехкарбидные или танта-
лотитановольфрамокобальтовые ТТ7К12, ТТ7К15, ТТ10К8Б (3 %
TiC + 7 % (TaC + NeC)+82 % WC + 8 % Со).
Сплавы с небольшим процентным содержанием кобальта (ВК2,
ВКЗ, ВК4) обладают меньшей вязкостью и применяются для ин-
струментов, срезающих тонкие стружки на чистовых операциях.
Наоборот, сплавы, имеющие большее содержание кобальта (ВК8,
Т14К8, Т5К10), являются более вязкими и применяются при снятии
стружек большого сечения на черновых операциях.
Введение в твердый сплав карбидов тантала или карбидов тан-
тала и ниобия (ТТ10К8Б) повышает его прочность. Поэтому трех-
31
и четырехкарбидные твердые сплавы применяются для оснащения
инструментов, работающих с ударами и по загрязненной корке. Од-
нако температура теплостойкости этих сплавов ниже, чем у двух-
карбидных, и составляет 1023... 1123 К.
Из отечественных твердых сплавов с существенно улучшенной
структурой следует отметить (особо мелкозернистые) сплавы
группы ОМ — ВК6ОМ, ВКЮОМ и ВК.15ОМ,— применяемые для об-
работки материалов с большой истирающей способностью, а также
крупнозернистые сплавы группы В, К и КС — ВК8В, ВК6КС,
ВКЮКС, ВК20К,— предназначенные для штампового и высадочно-
го инструментов. Некоторые из этих сплавов, например ВК6КС,
хорошо себя зарекомендовали в качестве режущего инструмента
при резании заготовок по корке с неравномерным припуском.
Перечисленные сплавы группы ОМ обладают плотной, особо
мелкозернистой структурой, а также имеют малый (до 0,5 мкм)
размер зерен карбида вольфрама. Это позволяет затачивать и до-
водить инструмент с наименьшими радиусами закругления режущих
лезвий. Применяются сплавы этой группы для чистовой и получи-
стовой обработок высокопрочных вязких сталей с повышенной
склонностью к наклепу.
Добавление в состав сплавов группы ОМ незначительного ко-
личества карбида тантала и кобальта способствует повышению их
красностойкости, что позволяет использовать сплавы ВКЮОМ и
ВК15ОМ для черновой обработки различных сталей.
Для инструментов, работающих с ударными нагрузками, раз-
работаны крупнозернистые и особо крупнозернистые сплавы груп-
пы КС, которые по сравнению со сплавами ВК15, ВК20 и ВК25 име-
ют более высокие значения циклической прочности и поэтому обе-
спечивают высокую стойкость инструмента.
Находят применение пластины с переменными физико-механи-
ческими свойствами (с покрытием). В качестве материала для по-
крытия в виде равномерного слоя толщиной 5 мкм и более исполь-
зуются карбиды титана (TiC) или нитриды титана (TiN). В каче-
стве покрытия можно применять также кристаллическую окись
алюминия (А120з). Поверхностный слой пластин с покрытием обла-
дает большой твердостью, повышенной прочностью на сжатие и
адгезионной стойкостью при высоких температурах, большой стой-
костью против окисления и лункообразования. Кроме того, при
одинаковых условиях резания в данном случае по сравнению с об-
работкой обычными твердыми сплавами снижаются силы резания,
а в связи с этим и температура в зоне обработки [61].
Применяют также нанесение дополнительного (второго) изно-
состойкого покрытия нитридом (карбонитридом) молибдена, что
позволяет уменьшить на 20...30 % трение и износ пластин при обра-
ботке легированных и труднообрабатываемых сталей и сплавов.
С целью экономии вольфрама, учитывая его дефицитность, в
отдельных случаях твердые сплавы на основе карбида вольфрама
заменяют безвольфрамовыми сплавами. Из отечественных без-
вольфрамовых сплавов следует отметить сплав ТМ на основе кар-
32
бида титана с добавкой карбида ниобия на никелево-молибденовой
связке, который в ряде случаев превышает стойкость сплава Т30К4.
На основе карбида титана на никелево-молибденовой связке вы-
пускаются также сплавы МНТ-2, ТМ1, ТМЗ и ТН20, позволяющие
при чистовой обработке углеродистых сталей повысить стойкость
в 1,5...1,7 раза.
К недостаткам безвольфрамовых сплавов следует отнести их
невысокую прочность, вследствие чего они применяются при высо-
ких скоростях резания на чистовых операциях.
Необходимо учитывать, что эффективное использование твер-
досплавного инструмента всех рассмотренных групп и марок дости-
гается при определенных условиях его эксплуатации и заточки.
К важнейшим из них относятся: высокая жесткость оборудования,
широкий диапазон скоростей (особенно высоких) и подач (в част-
ности, низких), централизованная алмазная заточка и переточка,
правильное использование СОЖ и др.
Минералокерамика. Из новых инструментальных материалов
заслуживает внимания минералокерамика, которая не содержит до-
рогостоящих и дефицитных элементов. Основу ее составляет техни-
ческий глинозем (окись алюминия AI2O3) с небольшой добавкой
(0,5... 1 %) окиси магния MgO, подвергнутый спеканию при темпе-
ратуре 1993...2023 К. Твердость минералокерамики HRA=91...93,
теплостойкость до 1473 К, неокисляемость ее во многом превосхо-
дит эти же параметры металлокерамических твердых сплавов.
Однако по теплопроводности минералокерамика уступает металло-
керамическим сплавам, а ее предел прочности на изгиб в 2...4 раза
ниже, чем этих сплавов. Поэтому минералокерамика нашла ограни-
ченное применение. В промышленности используется минералоке-
рамика марки ЦМ.-332 в виде пластин различных форм. Инстру-
мент, оснащенный такими пластинками, допускает высокие скоро-
сти резания с обеспечением его высокой размерной стойкости. Объ-
ясняется это тем, что обрабатываемый материал имеет меньшую
склонность к слипанию или схватыванию с материалом пластинки,
так как температура схватывания материалов минералокерамики и
обрабатываемого очень высока (1813 К) [36, 130].
Инструменты, оснащенные минералокерамикой, можно исполь-
зовать для чистовой обработки конструкционных, легированных,
жаропрочных и других сталей на чистовых операциях или при от-
сутствии ударных нагрузок.
Керметы. В настоящее время находят применение улучшенные
минералокерамические сплавы, или керметы, состоящие из соеди-
нения окиси алюминия и сложных карбидов вольфрама и молибде-
на. Состав кермета: AI2O3 и 40 % (M02C+WC). Эти материалы по-
лучаются методом спекания в печах в среде водорода при темпера-
туре 2133...2153 К.
Сверхтвердые инструментальные материалы. Одним из направ-
лений по совершенствованию режущих свойств инструментов, по-
зволяющим увеличить производительность труда при механической
обработке, является повышение твердости и теплостойкости инстру-
2 Зак. 639
33
ментальных материалов. Наиболее перспективными в этом отноше-
нии являются синтетические сверхтвердые материалы на базе поли-
кристаллов алмаза (карбонадо, баллас) и кубического нитрида
бора (торговые марки — композит 01, 05 и 10, что соответствует
прежним обозначениям: эльбор — Р, композит и гексанит).
Кубический нитрид бора, или кубонит, состоит из атомов азота
и бора. Поликристаллы кубического нитрида бора превосходят по
теплостойкости все материалы, применяемые для лезвийного инстру-
мента: алмаз в 1,9 раза, быстрорежущую сталь в 2,3 раза, твердый
сплав в 1,7 раза, минералокерамику в 1,2 раза. Этот материал изо-
тропен, обладает микротвердостью, близкой к твердости алмаза,
повышенной теплостойкостью (до 1723 К), высокой теплопроводно-
стью и химической инертностью по отношению к углероду и железу.
Использование кубического нитрида бора при обработке зака-
ленных сталей твердостью HRC 62...64 позволит повысить стойкость
инструмента в десятки раз, а при обработке чугуна в 4...5 раз по
сравнению со стойкостью твердого сплава [ИЗ].
Алмазы. Алмазы и алмазные инструменты широко используют-
ся при обработке деталей из различных материалов. Для алмазов
характерны исключительно высокая твердость и износостойкость.
По абсолютной твердости алмаз в 4...5 раз тверже металлокерами-
ческих сплавов и в десятки и сотни раз превышает износостойкость
других инструментальных материалов при обработке цветных ста-
лей и пластмасс. Кроме того, вследствие высокой теплопроводности
алмазы лучше отводят тепло из зоны резания, что способствует га-
рантированному получению деталей с бесприжоговой поверхностью.
Однако алмазы весьма хрупки, что снижает область их при-
менения.
При изготовлении режущих инструментов широко применяют-
ся искусственные алмазы, близкие по своим свойствам к естествен-
ным. При больших давлениях (более 10 ГПа) и температурах
свыше 2273 К в искусственных алмазах удается получить такое же
расположение атомов углерода, как и в естественных. Вес одного
искусственного алмаза обычно составляет Ve.J/io карата (1 карат
равен 0,2 г). Вследствие малости размеров искусственных кристал-
лов они непригодны для изготовления таких инструментов, как
сверла, резцы и др. Поэтому их применяют при изготовлении по-
рошков для алмазных шлифовальных кругов и притирочных паст
(см. подробнее гл. 24).
Инструменты из синтетических поликристаллических алмазов
типа «карбонадо» и «баллас» имеют большую размерную стойкость
и обеспечивают высокое качество обработанной поверхности. Они
применяются при обработке титановых, высококремнистых алюми-
ниевых сплавов, стеклопластиков и пластмасс, минералокерамики,
твердых сплавов и других материалов.
Рубин и лейкосапфир. В последние годы в качестве инструмен-
тальных материалов находят все более широкое применение синте-
тический корунд в виде рубина, а также монокристаллы бесцветно-
го корунда, или лейкосапфиры.
34
Рубин представляет модификацию а — А12О3 с небольшими
примесями хрома, а лейкосапфир — синтетический монокристалл
А12О3 в виде a-модификации, который почти не содержит примесей.
Последний имеет более высокие механические свойства, чем рубин,
в силу чего область его применения значительно шире. Он выращи-
вается в виде монокристаллов, которые в основном имеют вид були.
Величина и вес булей оговорены ГОСТ 9618—61. Рубин и
лейкосапфир применяются для изготовления резцов, шлифовальных
кругов и паст. Инструменты, изготовленные из них, рекомендуется
использовать в основном для обработки цветных металлов [1].
Более подробная характеристика физико-механических свойств
рубина и лейкосапфира и рекомендации по применению указанных
инструментальных материалов содержатся в работах [6, 45, 88].
2*
ГЛАВА 3. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РЕЗАНИЯ
МАТЕРИАЛОВ
3.1. Процесс образования стружки и ее типы
Впервые процесс образования стружки при резании исследовал
И. А. Тиме [21]. Он тщательно полировал боковую поверхность об-
разца, с которого на строгальном станйе с небольшой скоростью
снимал стружку, и по изменению (потускнению) вида полирован-
ной поверхности судил о зоне пластической деформации, возникаю-
щей под действием резца (рис. 3.1) [5, 130].
При перемещении резца частицы металла сначала упруго сжи-
маются (рис. 3.1, а). Затем наступает пластическая деформация,
которая увеличивается до тех пор, пока не будет преодолена сила
внутреннего сцепления частиц металла. В этот момент происходит
скалывание элементов стружки и дальнейший их сдвиг в плоскости
ВС (рис. 3.1, б). Такое же изменение претерпевает каждый из эле-
ментов 1...6 (рис. 3.1, в). По наблюдениям И. А. Тиме, пластическая
деформация распространяется в зоне, ограниченной углом Т, кото-
рый он назвал углом действия. Соответственно угол Pi назван
36
углом скалывания или углом сдвига, а плоскость ВС — плоскостью
скалывания.
Указанный процесс образования стружки относится к пластич-
ным материалам, обрабатываемым с большой толщиной среза и
при малом угле резания S.
И. А. Тиме впервые дал следующую классификацию стружек:
сливная (рис. 3.2, а), скалывания, или суставчатая (рис. 3.2, б),
элементная (рис. 3.2, в), надлома (рис. 3.2, г). Стружка скалывания
состоит из отдельных элементов. Поверхность стружки, скользящая
по передней поверхности резца, гладкая. Образуется стружка ска-
лывания в результате обработки сталей и других пластичных мате-
риалов при большой толщине срезаемого слоя, относительно низ-
кой скорости резания и небольшом переднем угле. При уменьшении
толщины среза, повышении скорости резания и увеличении перед-
него угла отдельные элементы стружки станут менее отчетливыми
и будут сходить без зазубрин внешней стороны (сливная стружка).
Если увеличить толщину среза, уменьшить скорость резания и
передний угол у, отдельные элементы стружки станут менее связан-
ными, т. е. образуется элементная стружка. Эти три вида стружки
получаются при обработке пластичных металлов.
При больших толщинах среза и больших значениях угла у в
случае обработки хрупких материалов происходит вырывание или
откалывание крупных частиц металла неправильной формы (струж-
ка надлома). Такая стружка получается при обработке чугуна. Чу-
гун плохо сопротивляется растяжению. При больших значениях
угла у в срезаемом слое появляются значительные напряжения от-
рыва Оу (рис. 3.3), под действием которых происходит выламывание
кусков металла. Если увеличить скорость резания, то при обработке
чугуна получится элементная стружка. При резании с высокими
скоростями и чугун дает сливную стружку, которая легко разделя-
ется на элементы по сравнению со сливной стальной стружкой, от-
37
личающейся монолитностью и сравнительно высокой прочно-
стью [129].
Таким образом, на образование стружки влияют скорость ре-
зания, толщина среза, величина переднего угла, свойства обраба-
тываемого материала и другие факторы. Наибольший интерес пред-
ставляет стружка сливная, образующаяся при обработке стали с
высокими скоростями резания.
Рис. 3.3. Напряжения отрыва
стружки надлома при обработ-
ке чугуна
Рис. 3.4. Расположение плос-
кости сдвига (126]
Опыты И. А. Тиме не выявили все детали процесса образования
стружки. Первое уточнение было внесено Я. Г. Усачевым [126]. Он
впервые применил металлографический метод для изучения процес-
са стружкообразования: процесс резания мгновенно прекращался,
стружка вместе с прилегающим металлом (или корень стружки)
шлифовалась, полировалась, травилась, рассматривалась в микро-
скопе и фотографировалась.
Хотя отдельные элементы стружки скалываются под углом рь
внутри каждого элемента сдвиг происходит под углом р2 (рис. 3.4).
При этом Р2>₽ь а разность углов р2—Pi~30°.
Возникает вопрос, почему элемент стружки отделяется в на-
правлении ВС, не совпадающем с направлением деформаций внут-
ри элемента ВК. Известно, что пластическая деформация происхо-
дит по линиям скольжения до определенной величины. После того
как деформируемый материал претерпел значительное упрочнение,
или наклеп, разрушение происходит не по линиям скольжения, а по
так называемым линиям разрыва, которые являются огибающими
линий скольжения [129].
По мнению С. Ф. Глебова [18], линии скольжения ВК, наблю-
даемые на шлифах корней стружки, являются линиями текстуры,
т. е. линиями ориентации наибольших осей зерен металла, которые
в процессе перехода в стружку получают сдвиговую деформацию
именно по плоскости скалывания. При этом зерно, имеющее в пер-
вом приближении форму сферы (рис. 3.5, а), постепенно превраща-
ется в эллипсоид (рис. 3.5, б, в), большая ось которого составляет
с плоскостью скольжения угол р2.
38
Как уже говорилось, процесс образования стружки состоит из
двух стадий: сжатия определенного объема металла, находящегося
вблизи передней поверхности инструмента, а затем его скалывания.
Можно предполагать, что направление деформаций внутри элемен-
та стружки соответствует направлению линий скольжения, по кото-
рым металл течет на стадии сжатия. После того как металл полу-
чит предельное упрочнение, наступит разрушение, которое, как уже
отмечалось, пойдет по огибающей линий скольжения. Разрушение
срезаемого слоя по линии ВС (см. рис. 3.4) и приводит к образова-
нию отдельного элемента стружки.
И. А. Тиме представлял, что скалывание происходит в одной
плоскости, а не в объеме. Еще А. А. Брике [13] в 1896 г. высказал
мнение, что пластические сдвиги происходят в семействе плоскос-
тей веерообразно, плоскости этих сдвигов проходят через лезвие
инструмента. Н. Н. Зорев [40] в 1956 г. подтвердил эту гипотезу.
Процесс отделения срезаемого металла происходит в семействе по-
верхностей ВСС\ (рис. 3.6). Поверхность со следом ВС\ — граница
между исходным металлом и металлом с более сильной деформа-
цией. Металл, находящийся под обработанной поверхностью, тоже
получается пластически деформированным, т. е. имеет место на-
клеп поверхности, хотя степень деформации здесь значительно
меньшая. Таким образом, линии разрушения являются не прямы-
ми, а кривыми. Толщина зоны скалывания металла ВСС\ равна со-
39
тым, иногда десятым долям миллиметра. В силу небольшой вели-
чины этой зоны ее условно заменяют либо одной плоскостью ВС
(рис. 3.7, а), либо ломаной линией ВВХС (рис. 3.7,6).
Граница между деформированным металлом образуемой
стружки и основным металлом проходит при достаточно толстых
стружках по кривой линии, которая для упрощения также может
быть принята в виде ломаной линии ВВ\С. Сливная стружка пред-
Рис. 3.6. Зона пластиче- Рис. 3.7. Упрощенное изображение зоны пласти-
ских деформаций [40] ческих деформаций
ставляет собой сплошную ленту, отдельные элементы которой
трудно заметить. Слои металла, скользящие по резцу, как бы изги-
баются в направлении, обратном перемещению стружки. Причина
искривления заключается в создании большого трения между
стружкой и передней поверхностью инструмента [5, 143].
Таким образом, в стружке отмечаются два направления пла-
стической деформации. Первое — под углом 02 (см. рис. 3.4), вто-
рое — вдоль передней поверхности резца (зона «вторичной» де-
формации) . Толщина зоны «вторичной» деформации невелика и со-
ставляет менее 10 % толщины стружки. Расстояние между зернами
в этом слое в 30...40 раз меньше, чем расстояние между зернами в
недеформированном металле [130].
В результате дополнительной деформации металл стружки по-
лучает значительное упрочнение. Твердость его возрастает в
1,5...2 раза по отношению к твердости исходного материала: чем
ближе к передней поверхности, тем выше твердость. На некоторой
длине стружка контактирует с инструментом, а затем отклоняется
от него и завивается. При увеличении скорости резания радиус за-
вивания стружки увеличивается (при ц^ЮО м/мин; г=оо).
Каждый из элементов стружки (см. рис. 3.4) подвергается не
только сдвигу, но и сжатию. Деформацию сдвига можно считать
равномерной, а деформацию сжатия — неравномерной. Сильнее
сжимается та часть стружки, которая примыкает к передней по-
верхности резца, поэтому отдельные элементы стружки имеют фор-
му трапеции, причем большее основание трапеции находится возле
передней поверхности резца, что и приводит к завиванию стружки.
В соответствии с представлениями И. А. Тиме процесс перехо-
да срезаемого металла в стружку состоит в последовательных
сдвигах слоев металла в направлении, которое определяется углом
Pi, причем переходу элемента срезаемого слоя в элемент стружки
способствует его пластическая деформация [И, 16]. Обозначим
40
толщину элементного слоя через Д X, а его сдвиг через Д s
(рис. 3.8, а). В теории пластической деформации для характери-
стики интенсивности сдвига пользуются величиной в, называемой
относительным сдвигом, которая равна отношению величины сдви-
га As к толщине слоя ДХ, претерпевшего такой сдвиг. Элемент
срезаемого материала ABCD под действием режущего клина де-
формируется в параллелограмм еВСп, (рис. 3.8, б). Изобразим
треугольник CnD в увеличенном виде (рис. 3.8, е), в котором /пС=
= ДХ, Z.KnC=y, nD=ks, ZAf7<C=Pi, ZC/nD=90° (по построе-
нию), Z_nDC=Pi, ZnCm=0.
Угол Pi является внешним углом треугольника КСп, а следо-
вательно,
Р1 = 0+у,
тогда
0 = Pi-y.
nD mD , mn
Следовательно, е = — =------=-------1---;
ДХ тС тС тС
e=ctg Pi+tg0==ctg Pi+tg (Pi-y);
e=ctg Pi+tg (Pi-y). (3.1)
Таким образом, относительный сдвиг при резании зависит от угла
сдвига Pi и переднего угла у. Угол Pi можно определить, зная а и
41
at, а у всегда известен. Практически е = 2...5. Определим, при какой
величине pi относительный сдвиг будет минимальным. Для этого
возьмем первую производную от правой части уравнения (3.1),
приравняем ее к нулю и решим уравнение относительно Рь
Яр
— = — cosec2 Pi + sec2 (рх — ?) = 0.
dpi
Это условие справедливо при (3i = 90°— (Pi — у). Тогда
1Р11е тщ = 45° + (3.2)
т. е. интенсивность пластической деформации будет наименьшей.
Рядом исследователей в последнее время установлено, что зона
деформаций не ограничивается углом действия, как это было пред-
ставлено И. А. Тиме, а распространяется за ее пределами и даже
под обработанной поверхностью, в результате чего возникают оста-
точные напряжения.
В области теоретических и экспериментальных исследований
механизма возникновения напряжений под влиянием усилий реза-
ния в процессе стружкообразования особого внимания заслужи-
вает работа [85], в которой рассматривается направление наиболь-
ших деформаций частиц металла в подрезцовом слое под влиянием
суммарной силы 7? (см. рис. 3.5, г), действующей на передней по-
верхности. Из схемы кристаллических зерен металла поверхност-
ного слоя (см. рис. 3.5, д) видно, что частицы металла подрезцо-
вого слоя претерпевают упругую и пластическую деформации, при-
чем большая ось овала частиц составляет угол Л<45°. При таком
направлении осей деформаций, как известно, весь поверхностный
слой изделия стремится к увеличению своей площади. Однако уве-
личению площади поверхностного слоя препятствует упругонапря-
женный слой металла, лежащий в глубине, с которым остается свя-
занным верхний пластически деформированный слой. В результате
площадь поверхностного слоя не увеличивается до размера, кото-
рый он занял бы при отсутствии нижележащего недеформирован-
ного слоя. Поэтому в поверхностном слое металла под действием
силового поля передней поверхности инструмента (равнодействую-
щая сила R) создаются остаточные напряжения сжатия, а в ниже-
лежащих слоях — уравновешивающие напряжения растяжения.
На основании схемы, представленной на рис. 3.5, г, д,
Б. А. Кравченко утверждает [54], что при обработке малопластич-
ных металлов и сплавов и при определенных условиях их обработ-
ки, способствующих образованию элементной стружки, под дейст-
вием усилий резания в поверхностном слое детали наводятся
остаточные напряжения сжатия. При этом всякое увеличение уси-
лий резания, не сопровождающееся значительным выделением
тепла в зоне резания, будет вызывать увеличение сжимающих на-
пряжений.
При обработке пластичных материалов с обычно применяемы-
ми режимами резания и геометрическими параметрами режущего
42
инструмента напряженное поле стружки оказывает более сильное
влияние на деформацию металла поверхностного слоя, чем напря-
женное поле в зоне под поверхностью сдвига. В результате этого
в поверхностном слое возникают остаточные* напряжения растяже-
ния. Увеличение усилий резания и соответствующих полей напря-
жений, связанное с изменением режимов резания, приводит к росту
остаточных напряжений растяжения.
Кроме того, при обработке пластичных металлов подповерх-
ностный слой деформируется не только под воздействием силового
поля передней поверхности резца, но одновременно деформируется
под воздействием стекающей стружки. В связи с тем что интенсив-
ность пластической деформации металла стружки значительно
выше интенсивности деформации металла под поверхностью сдви-
га, деформированные частицы 2,..5 (см. рис. 3.5, д) под воздейст-
вием верхнего слоя металла IV, уходящего в стружку, дополни-
тельно вытягиваются в направлении сходящей стружки и в момент
отделения ориентируются по отношению к направлению вектора
скорости под углом Х>45°.
Исследования В. А. Кривоухова и П. Д. Беспахотного [54] по-
казали, что при обработке стали ЭИ437Б частицы металла подрез-
цового слоя действительно сначала вытягиваются перед резцом
в направлении резания, а затем (под резцом) вторично деформи-
руются и вытягиваются вверх с углом наклона Х>45° (см.
рис. 3.5, е).
Таким образом, воздействие сил на образование остаточных
напряжений поверхностного слоя оказывается различным в зави-
симости от условий стружкообразования, а именно: 1) при резании
малопластичных металлов и сплавов, когда образуется элементная
стружка, напряженное поле подрезцового слоя формирует остаточ-
ные напряжения сжатия, и всякое повышение сил резания сопро-
вождается ростом сжимающих напряжений; 2) при обработке пла-
стичных металлов и сплавов со снятием сливной стружки прева-
лирующее воздействие оказывает напряженное поле стружки,
формирующее остаточные напряжения растяжения, а всякое уве-
личение усилий резания приводит к росту растягивающих напря-
жений.
3.2. Наростообразование при резании материалов *
Общие сведения. При образовании сливной стружки часто на*
блюдается задерживание обрабатываемого металла на передней
поверхности непосредственно около режущего лезвия. Это насло-
ение в сечении имеет треугольную форму (рис. 3.9). Впервые это
явление обнаружил в 1915 г. Я. Г. Усачев [126], а само образование
назвал наростом. Он обнаружил, что структура нароста представ-
ляет собой тонкие слои металла, которые наложены друг на друга
* Материалы параграфов 3.2, 3. 10, 3. 11, 3.15, 3. 18 изложены по дан-
ным работы [130].
43
и вытянуты вдоль передней поверхности инструмента. Существует
несколько точек зрения о причине образования нароста [43, 55, 102].
Так, А. И. Исаев [43] считает, что наростом является затормо-
женная зона обрабатываемого металла, образование которой вы-
звано значительными силами трения между стружкой и передней
поверхностью инструмента. При снятии стружки возникают очень
высокие удельные давления («100 МПа), в связи с чем металл
Рис. 3.9. Характерная форма нароста:
а — нарост на передней поверхности резца; б—резец
с наростом в процессе работы
сильно разогревается. Поэтому по всей площади контакта наблю-
дается соприкосновение стружки с поверхностью инструмента.
Несмотря на тщательное затачивание инструмента, на передней
поверхности его остаются небольшие зазубрины, углубления и риски.
Деформированный металл стружки, попадая в них, застревает, за-
тормаживается и не перемещается относительно передней поверх-
ности инструмента. Это задерживает и перемещение ближайших
слоев металла. Образуется масса заторможенного металла (слой
его увеличивается, непрерывно питаясь металлом обтекаемой
стружки) (рис. 3.10). Слои наращиваются друг на друга, пока на-
рост не достигает размеров, максимально возможных при данных
условиях. Вследствие чрезвычайно сильной деформации слои ме-
талла, образующие нарост, упрочняются. Их твердость в 2,5...
3,5 раза больше твердости исходного металла. Таким образом, на-
рост как бы принимает на себя функции режущего лезвия. Однако
он не стабилен. Достигнув максимальной величины, нарост разру-
шается, частично уносится стружкой, частично поверхностью
детали.
Влияние нароста на процесс резания. Так как сходящая струж-
ка скользит не по вершине резца, а по передней поверхности наро-
ста. действительный передний угол уд как бы увеличивается
(рис. 3. И), что способствует облегчению процесса резания. Вслед-
ствие высокой твердости нарост, выполняя функции режущего лез-
вия, отчасти предохраняет переднюю и заднюю грани инструмента
от истирания их сходящей стружкой и обработанной поверхностью
и уменьшает нагревание. Это в свою очередь приводит к уменьше-
нию изнашивания инструмента, т. е. к повышению его стойкости.
Вместе с тем наличие нароста увеличивает шероховатость
обработанной поверхности. Еще Я. Г. Усачев [126] заметил, что на-
44
рост является причиной появления неровностей на обработанной
поверхности детали даже в условиях свободного резания.
Схема процесса образования неровностей на обработанной
поверхности по мере снятия сливной стружки сводится к следующе-
му. Нарост, обладающий весьма высокой твердостью, выполняет,
как отмечалось, функцию режущего лезвия. Он удлиняет резец, что
и является причиной некоторого увеличения толщины среза по
Рис. 3.10. Нарост на резце
Рис. 3.11. Увеличение угла у с
образованием нароста
сравнению с номинальной. В определенный момент выступающая
часть нароста оказывается столь большой, что она срезается
(рис. 3.12, а), отделяясь от основной массы нароста. Часть его
уходит со стружкой, а часть остается вдавленной в обработанную
поверхность. Эта частица нароста является выступающим краем
неровностей. Разрушение нароста приводит к мгновенному умень-
шению толщины среза (пунктирная линия на рис. 3.12, б). В даль-
нейшем размеры нароста снова увеличиваются и толщина среза
постепенно возрастает, пока его выступающая часть опять не будет
сорвана и унесена обработанной поверхностью (рис. 3.12, в). Этот
Рис. 3.12. Схема образования нароста и микронеровностей на обрабаты-
ваемой поверхности
45
процесс повторяется периодически, в результате вся обработанная
поверхность оказывается усеянной неровностями.
Отрыв частиц нароста происходит не одновременно по всей
контактирующей длине режущего лезвия, а лишь отдельными раз-
общенными участками, поэтому выступы неровностей расположены
на обработанной " ~
ностей во многом
#нйр&Л
О 3 50 80 120 и,м/мин
Рис. 3.13. Зависимость высоты нароста
от скорости резания
поверхности беспорядочно. Высота микронеров-
зависит от структуры обрабатываемого материа-
ла. При обработке сталей со
структурой пластинчатого перли-
та металл больше деформируется,
увеличивается нарост, усилива-
ются вибрации и в результате
снижается класс шероховатости
поверхности. Сталь со структурой
мелкозернистого перлита обраба-
тывается чище, поэтому рекомен-
дуется перед чистовой обработ-
кой подвергать ее нормализации.
Величина нароста и его устойчивость во многом зависят от ско-
рости резания. Диапазон скоростей можно приближенно разделить
на следующие четыре зоны [4], показывающие интенсивность обра-
зования нароста (рис. 3.13): зону /— скорость меньше 3 м/мин, на-
роста нет или он очень мал; зону// — скорость резания от 3 до
50 м/мин, нарост появляется и увеличивается; зону /// — скорость
резания от 50 до 80 м/мин, нарост начинает уменьшаться; зону IV —
скорость резания от 80 до 120 м/мин и больше, нароста нет.
Следует указать, что в зависимости от физико-механических
свойств и химического состава обрабатываемых сталей указанный
уровень диапазонов скоростей резания несколько изменяется.
Факторы, влияющие на величину и устойчивость нароста. Раз-
меры нароста зависят от соотношения величин сил трения между
образующейся стружкой и передней поверхностью инструмента и
сил внутреннего сцепления (сопротивления сдвигу) обрабатывае-
мого материала. Чем значительней по величине первая сила (сила
трения превосходит вторую), тем больше размеры нароста.
При определенных условиях обработки на величину силы тре-
ния решающее влияние оказывает температура, возникающая
в зоне образования стружки, или температура резания 0рез, вели-
чина которой находится в прямой зависимости от скорости реза-
ния v. Поэтому основной причиной изменения величин нароста
с изменением скорости резания является температура резания. От
величины последней в основном зависит величина коэффициента
трения стружки о переднюю поверхность инструмента. При низких
скоростях, когда температура в зоне резания невелика, коэффи-
циент трения относительно небольшой, поэтому нароста нет или он
очень мал по величине (зона /, рис. 3.13).
При повышении скорости резания растет 0рез, следовательно,
увеличивается и коэффициент трения стружки о переднюю поверх-
ность инструмента. Достигнув определенной температуры, он ста-
46
новится максимальным. В этот момент нарост получает наибольшие
размеры (зона II, рис. 3.13). Дальнейшее повышение скорости и
температуры вызывает размягчение пограничных слоев металла,
уменьшение коэффициента трения и размеров нароста (зона III,
рис. 3.13).
На величину нароста оказывают влияние также физико-механи-
ческие свойства обрабатываемого металла (пластичность и проч-
Рис. 3.14. Влияние условий резания на величину нароста
ность), толщина среза, передний угол инструмента, условия охлаж-
дения и смазки в зоне резания и т. д. Зависимость величины наро-
ста от перечисленных факторов представлена на рис. 3.14 [130].
Как видно, чем менее пластичен материал (ЯВ1<ЯВ2, рис. 3.14, а),
меньше толщина срезаемого слоя (ai>a2>a3, рис. 3.14, б) и боль-
ше передний угол у(у1<Т2<Тз, рис. 3.14, в), тем меньше величина
нароста.
Характер рассмотренных зависимостей объясняется: а) усло-
виями трения стружки о переднюю поверхность инструмента;
б) температурой в зоне резания. Факторы, способствующие увел
личению силы трения, сдвигают кривую влево (увеличивают на-
рост). Факторы, приводящие к уменьшению трения, перемещают
кривую вправо (уменьшают нарост). С применением СОЖ
(рис. 3.14, а) кривая зависимости сдвигается из положе-
ния 1 в положение 2. Таким образом, при данном обрабатываемом
металле и постоянных условиях смазки размеры и форма нароста
определяются только температурой на передней поверхности ин-
струмента. Скорость резания, толщина среза, величина переднего
угла также влияют, поскольку они воздействуют на температуру
резания.
Закономерности изменения размеров нароста совершенно ана-
логичны закономерностям изменения высоты неровностей на обра-
47
Рис, 3,15, Зависимость высоты
микронеровностей обработан-
ной поверхности от скорости
резания
ботанной поверхности в зависимости от скорости резания
(рис. 3.15).
Для устранения процесса образования нароста и, следователь-
но, для уменьшения шероховатости обработанной поверхности
необходимо [130]:
1) работать в такой зоне скоростей резания, когда нарост не
образуется, т. е. очень низких. Так как это влечет за собой сниже-
ние производительности обработки,
выгоднее работать в зоне высоких ско-
ростей, где нарост также не образу-
ется;
2) уменьшать шероховатость пе-
редней поверхности режущего инстру-
мента;
3) по возможности увеличивать пе-
редний угол у. Например, при у=45°
нарост почти не образуется;
4) применять смазочно-охлаждаю-
щие жидкости, уменьшающие трение
на передней и задней поверхностях ин-
струмента;
5) уменьшать пластичность обрабатываемого материала за
счет применения специальной термической обработки, либо исполь-
зовать стали с присадками. Например, применение автоматной
стали с пониженным содержанием марганца и повышенным содер-
жанием серы, а также нормализация заготовок дают возможность
получить хорошие результаты по шероховатости обработанных по-
верхностей.
3.3. Усадка стружки
Пластическая деформация при резании металлов внешне про-
является в том, что толщина стружки at становится больше тол-
щины среза а (рис. 3.16). Но так как при этом происходит измене-
ние формы, а объем остается прежним, оказывается, что длина
стружки L обычно становится короче пути Lq, пройденного резцом.
Явление укорочения стружки по длине и уширения по толщине на-
зывают усадкой стружки. Ее величина характеризуется коэффици-
ентом усадки
= (3.3)
L а
Коэффициент усадки является косвенным показателем интен-
сивности пластической деформации при резании металлов.
И. А. Тиме [121] впервые вывел формулу для определения g.
Действительно, если рассматривать один элемент образовавшейся
стружки (рис 3.17), то коэффициент усадки будет равен:
_ /0 = sin (90 ° — Pi + у) = cos(Px —у)
I sin рх sin Рх
48
Так, например, при угле скалывания 01=30°, переднем угле у=15°
’ = cos <30 ° —15 °) = °’96 ~ 2
S sin 30° 0,5
Практически величина коэффициента усадки стружки равна
1=1,5...4.
Рис. 3.16. Схема к определению Рис. 3.17. Схема для определения
усадки стружки коэффициента усадки стружки [121]
Определим коэффициент усадки стружки при 0>, соответст-
вующем минимальному коэффициенту сдвига. Известно, что
[И. = 45° + х.
Тогда
/ V \
/о ч cos 45° + —— -у
£ = COS (0! — у) _ \____2 7 = |
Sin₽! Sin (45° + -^-)
Таким образом, когда относительный сдвиг имеет минимальное
значение, т. е. стружка получает наименьшую пластическую дефор-
мацию, коэффициент усадки стружки £=1, т. е. усадки не наблю-
дается. Коэффициент усадки стружки косвенно выражает пласти-
ческую деформацию, а количественную характеристику дает коэф-
фициент относительного сдвига 8.
Рассмотрим факторы, влияющие на усадку стружки:
1) изменение переднего угла у. При увеличении
угла у коэффициент усадки стружки уменьшается (рис. 3.18, а).
Это подтверждается рядом исследований, которые показывают,
что при увеличении переднего угла уменьшается трение стружки
о переднюю поверхность инструмента, что в свою очередь приво-
дит к увеличению угла скалывания 01 (рис. 3.18, б, в). Известно,
что чем больше угол 0ь тем меньше коэффициент усадки стружки;
2) по этой же причине применение смазочно-
охлаждающей жидкости также приводит к уменьшению
усадки стружки;
3) изменение толщины среза. Чем больше толщина а
срезаемого слоя металла, тем меньше коэффициент усадки струж-
49
ки, что также связано с изменением угла Рь Например, при
а=0,13 мм Pi = 26°, при а=2,65 мм Pi = 36°;
4) изменение скорости резания. С увеличением
скорости резания происходит немонотонное изменение усадки
стружки. Зависимость с различными значениями угла у
при обработке стали 40Х представлена на рис. 3.19. Характер
объясняется изменением размеров нароста. Минимальный коэффи-
циент усадки стружки соответствует наибольшему размеру наро-
ста. Характерные точки, соответствующие максимальному значе-
нию коэффициента усадки на кривых или точки перегиба,
тем больше сдвигаются в область низких скоростей резания, чем
пластичнее обрабатываемый материал и меньше передний угол и
толщина среза.
Такой вид кривых объясняется тем, что при малых скоростях
резания нарост не образуется и передний угол у мал, т. е. коэффи-
циент усадки стружки § велик.
С достижением скорости резания примерно 50 м/мин, в преде-
лах которой нарост имеет максимальную величину, увеличивается
Рис. 3.19. Зависимость (v) с различными зна-
чениями угла у при обработке стали 40Х
50
действительный передний угол уд и, следовательно, снижается g.
При скоростях резания 80... 100 м/мин нарост отсутствует, поэтому g
становится максимальным. При дальнейшем увеличении v (более
80... 100 м/мин) в прирезцовой зоне под действием высокой темпе-
ратуры граничный слой металла сильно размягчается и выполняет
роль «твердой смазки». В этих условиях коэффициент трения на
передней поверхности инструмента сильно снижается, что сопро-
вождается уменьшением коэффициента усадки стружки.
3.4. Деформация и наклеп материала под обработанной
поверхностью
В процессе снятия стружки деформация слоев обрабатываемо-
го материала возникает не только в области угла действия ф, но
и впереди резца и под плоскостью резания АВ (рис. 3.20). Пласти-
ческой деформации предшествует упругая. Последняя обратима
и поэтому упругодеформированные слои материала восстанавлива-
ются так, что обработанная поверхность после прохождения резца
приподнимается относительно плоскости резания на какую-то ве-
личину Аупр. Другими словами: если бы не было упругой деформа-
ции, след обработанной поверхности проходил бы по линии АВ.
Упругие деформации и соответствующие им напряжения могут быть
выявлены поляризационно-оптическим методом. Известно, что под
действием нагрузки прозрачные изотропные вещества становятся
двупреломляющими. При направлении в зону резания пучка поля-
ризованного света появляются эллиптические линии (рис. 3.21). По
цвету этих линий судят о характере внутренних напряжений. В от-
личие от упругих пластические деформации приводят к тому, что
в поверхностном слое детали металл получает наклеп или обрабо-
точную твердость, которая характеризуется: 1) искажением кри-
сталлической решетки и возникновением внутренних остаточных
напряжений; 2) сильным измельчением зерен металла; 3) появле-
нием текстуры, т. е. преимущественной ориентировки зерен в опре-
деленном направлении.
Для изучения глубины и интенсивности наклепа используются
различные методы.
1. Рентгенографический. Для определения глубины
наклепанного слоя необходимо провести рентгенографическую
съемку исследуемой поверхности образца или детали. При этом
измельчение зерен и наличие напряжений вызывает изменение
рентгенограмм в отличие от рентгенограмм, полученных после
съемки ненаклепанного (ненапряженного) исходного металла. По-
сле съемки первой рентгенограммы стравливается определенный
слой и снова снимается рентгенограмма. Этот процесс повторяется
до исчезновения изменений в характере рентгенограмм, что свиде-
тельствует о полном стравливании наклепанного слоя. По величине
стравленного слоя судят о глубине наклепа.
2. Механический (метод Н. Н. Давиденкова). Метод
сводится к последовательному стравливанию с обработанной по-
51
верхности разрезанного кольца или пластинки наклепанного слоя
и измерению деформаций, происходящих при этом. Следует иметь
в виду, что все поверхности кольца или пластинки, кроме изучае-
мой, покрываются цапонлаком. Величина деформации и толщина
стравленного слоя дают возможность по известным формулам вы-
числить остаточные напряжения, действующие в каждом слое, по-
сле удаления всех предыдущих слоев.
Рис. 3.20. Упругое восстановление металла
после прохождения лезвия режущего ин-
струмента
Рис. 3.21. Вид поляризационных
линий в зоне резания:
1 — сжатие; 2 — растяжение
3. Измерение микротвердости (по М. М. Хрущо-
ву). Определение поверхностной твердости производится на прибо-
рах ПМТ-3 и ПМТ-5 вдавливанием с нагрузкой от 0,2 до 2Н алмаз-
ной пирамиды с квадратным основанием и углом при вершине
между противолежащими гранями 136°. О величине твердости су-
дят по отпечатку диагонали алмазной пирамиды после вдавливания
ее в исследуемую поверхность под определенной нагрузкой. При
измерении глубины залегания наклепанного слоя используется ме-
тод косых срезов, при котором исследуемую поверхность срезают
под очень’малым углом (1о...2°30'). Это позволяет более точно опре-
делить глубину наклепанного слоя, так как измерение микротвер-
дости производится по всей ширине косого среза. Глубина накле-
панного слоя после механической обработки достигает от 0,01 до
2 мм, напряжение — до 500...700 МПа, а микротвердость по срав-
нению с исходной возрастает до двух раз. Повышенная микротвер-
дость свидетельствует о наличии наклепа. Отношение ее к исход-
ной микротвердости характеризует интенсивность пластической
деформации или степень наклепа.
Рис. 3.22. Схема образования
наклепанного слоя обработан-
ной поверхности
Одной из основных причин появле-
ния наклепа при обработке следует
считать округление лезвия [128, 142].
В действительности передняя и зад-
няя поверхности зубьев инструментов
сопрягаются не по линии, а по поверх-
ности (рис. 3.22), которая в сечении
представляет собой дугу окружности
радиусом р. Величина радиуса округ-
ления лезвия составляет р=10...20мкм
даже после самой тщательной заточки
52
н доводки зубьев инструментов. После грубой заточки и у затуплен-
ного инструмента величина р составляет сотые и даже десятые
доли миллиметра.
Так как плоскость скалывания CD будет касательной к окруж-
ности радиусом р, следует отметить, что металл ниже линии FE
подминается режущим лезвием и в стружку не переходит. Дефор-
мированный слой после прохождения резца определяет глубину
наклепа.
3.5. Силы резания
Общие сведения. В процессе резания к режущему инструменту
прилагаются определенные усилия, или силы резания, которые дей-
ствуют на срезаемый слой и стружку. Такой же величины, но про-
тивоположные по направлению, силы действуют на зубья инстру-
мента. Для расчета мощности привода и жесткости станка, а также
для определения прочности и жесткости инструмента и приспособ-
ления необходимо знать величину этих сил. Исследования, прово-
димые в этом направлении в области динамики резания, можно
разбить на две группы [48]: 1) теоретические выводы уравнений для
расчета сил резания на основе анализа процесса снятия стружки
как одного из частных случаев пластической деформации; 2) экспе-
риментальное определение сил резания.
Некоторые положения теоретического определения сил резания.
Рассмотрим систему сил, действующих при свободном резании
«(рис. 3.23,а). На переднюю поверхность резца давит стружка с си-
лой /?0, которая является равнодействующей нормальной силы N
и силы трения стружки о переднюю поверхность FTP, т. е. /?0 =
= N + Лр- В то же время на заднюю поверхность резца вблизи
режущего лезвия действует нормальная сила упругого противодейст-
вия обрабатываемого материала N' и сила трения о заднюю поверх-
ность инструмента F'^. Они дают результирующую силу /?ь Так
рг 7
Рис. 3.23. Схема сил, действующих при свободном резании
53
как задний угол а мал, а при наличии износа на некотором участ-
ке задней поверхности равен нулю, за расчетную схему принимаем
направление сил F'Tp и N'f как показано на рис. 3.23,6, т. е. направ-
ление F'Tp противоположно вектору скорости резания v. Для осуще-
ствления процесса резания или сохранения равновесия резца к нему
извне должна быть приложена сила, равная по величине и проти-
воположная по направлению силе R = Ро + (рис. 3.23,в).
Разложим силу /?, приложенную к резцу, на две составляющие:
1) Pz в направлении главного движения, или перемещения резца;
назовем ее тангенциальной силой и 2) Ру в направлении, совпадаю-
щем с осью резца; назовем ее радиальной силой резания. Спроек-
тируем действующие силы на направление осей у и г. Получим:
Pz = N cos у + FTp sin у + F'p H; (3.4)
Py = —N sin y + Ftp cos y + N' H. (3.5)
Теоретические уравнения [107] для определения сил, действую-
щих на передней и задней гранях инструмента, сложны и, главное,
не совсем точны, так как основаны на ряде гипотез и содержат
коэффициенты, характеризующие свойства обрабатываемого ме-
талла. Эти же коэффициенты в большинстве случаев неизвестны
и их нужно определить. Так, согласно исследованиям В. А. Криво-
ухова [82, 101], с некоторыми допущениями можно принять нор-
мальную силу равной
N = Оо/5ГС , (3.6)
где Оо — предел текучести обрабатываемого материала при его
сжатии; t — глубина резания; S — подача; g — коэффициент усадки
стружки; mQ — показатель политропы сжатия обрабатываемого ма-
териала.
Формула (3.6) получена на основе сопоставления процессов
пластического сжатия и образования стружки. Как известно, зави-
симость сжимающей силы PG и высоты сжимаемого образца hc при
пластическом сжатии имеет вид:
Рс h™c = const. (3.7)
Эта зависимость получила название политропы пластического сжа-
тия, а показатель степени тс — показатель политропы.
Так как
Рс = Ро Л™с,
где Pq — сила, прикладываемая к образцу; hQ — высота образца в
начале пластического деформирования, можно записать
(hn \ / hn \ тс
-М =^оо0(-М , (3.8)
Ас / \ Лс /
где Fq — площадь образца в начале пластического деформиро-
вания.
54
Применительно к процессу стружкообразования примем Pc = N,
Fo = tS, a = В результате подстановки и преобразований по-
лучим формулу (3.6) (формулу В. А. Кривоухова).
Приведенный пример теоретического определения нормальной
силы N показывает всю сложность проводимых расчетов. В общем
случае для определения сил резания необходимо знать характери-
стики пластического деформирования обрабатываемого металла,
параметры сечения среза, коэффициенты трения и усадки стружки
и углов резца. Сложность и неточность теоретических расчетов за-
ключается в том, что, например, коэффициент усадки стружки за-
висит от ряда факторов и существенно влияет на силы резания.
К тому же при определении характеристик обрабатываемого ма-
териала со и тс нельзя создать условий, при которых сходит сре-
заемая стружка. Поэтому для инженерных расчетов чаще всего
пользуются эмпирическими зависимостями сил резания от условий
обработки. Наиболее часто силы резания определяют на основе
непосредственного измерения с помощью специальных приборов.
Рассмотрим некоторые методы измерения сил и конструкции при-
меняемых при этом динамометров.
Методы экспериментального исследования сил резания [5]. Су-
ществует большое количество приборов для измерения сил реза-
ния, называемых динамометрами. Независимо от конструкции они
состоят из следующих основных частей: 1) датчика, воспринимаю-
щего нагрузку. Упругая деформация датчика непосредственно или
с использованием связанных с ней явлений служит основой для
измерения сил резания; 2) приемника, осуществляющего регистра-
цию нагрузки; 3) вспомогательных звеньев, связывающих датчик
с приемником.
Динамометры подразделяются на гидравлические, механиче-
ские, электрические.
Гидравлические динамометры имеют 'следующее
устройство (рис. 3.24). Резец 1 укреплен в коробке, или люльке 2,
которая может качаться относительно опоры 5, а также переме-
щаться на шариках 7 в горизонтальной плоскости. Под действием
силы Pz люлька стремится повернуться и давит через стержень 3
на поршень 4. Последний под давлением вытесняет глицерин из
цилиндра через трубку 5 в манометр 6, снабженный самопишущим
механизмом. Измерение силы Ру производится аналогичным обра-
зом при горизонтальном перемещении люльки.
Гидравлические динамометры находят ограниченное примене-
ние по причине большой инерционности рычажно-поршневой систе-
мы, из-за чего показания отстают от быстропротекающих процес-
сов и искажают картину изменения сил резания во времени и по
величине, а также по причине малой чувствительности.
Принцип работы механических динамометров
(рис. 3.25) основан на том, что под действием сил резания на ре-
зец 9 резцедержатель 8 вследствие деформации упругих стенок 1
корпуса 6 перемещается. Эти перемещения через сухари 2 и нож-
ки индикатора 4, 7 фиксируются индикаторами 3 и 5.
55
Механические динамометры имеют те же недостатки, что и гид-
равлические. Поэтому, несмотря на простоту конструкции, они ши-
рокого распространения не получили.
Электрические динамометры являются наиболее
чувствительными приборами, так как они мало инерционны и по-
зволяют с помощью осциллографа производить запись на пленку
быстропротекающих процессов за тысячные и стотысячные доли
секунды. Такие динамометры преобразуют механическое воздей-
ствие сил резания в легко измеряемые электрические величины.
Электрические преобразователи подразделяются на следующие
основные виды: емкостные, или конденсаторные; индуктивные;
тензометрические.
4 5
Рис. 3.25. Механический динамометр
56
В емкостных преобразователях (рис. 3.26) сила
резания посредством державки резца производит перемещение
упругой пластины конденсатора, изменяя воздушный зазор Дй, а
следовательно, и емкость конденсатора. Изменение емкости при
помощи высокочастотного устройства приводит к колебанию силы
тока, регистрируемой с помощью гальванометра или осциллографа.
Рис. 3.26. Емкостный преобразователь Рис. 3.27. Индуктивный преобразова-
тель
Индуктивные преобразователи (рис. 3.27) осно-
ваны на изменении индуктивности токонесущего контура, а следо-
вательно, и силы тока в обмотке в зависимости от воздушного
зазора Дй между ферромагнитными телами. Изменение силы ре-
зания соответственно влияет на величину регистрируемого тока.
Проволочные или тензометрические первич-
ные преобразователи представляют несколько витков
очень тонкой проволоки диаметром от 0,015 до 0,06 мм. Их изготав-
ливают из специального сплава нихром-константан, который резко
Рис. 3.28. Схема измерения сил резания с использованием тен
зометрических преобразователей
57
изменяет электрическое сопротивление при деформации преобра-
зователя. Витки или решетку из такой проволоки помещают между
двумя склеенными бумажными полосками и наклеивают на упруго-
деформирующийся элемент 6 (державку) (рис. 3.28). Под
влиянием сил резания элемент 6 и приклеенная к нему проволока 5
деформируются. Это вызывает изменение силы тока в электриче-
ской цепи, которая увеличивается усилителем 2 и измеряется галь-
ванометром или другим регистрирую-
щим прибором 1, Чтобы не было иска-
жений в показаниях приборов при из-
мерении сил резания из-за непостоян-
ства напряжения в сети, в электриче-
скую цепь необходимо включать стаби-
лизатор напряжения 3, устанавливае-
мый между регистрирующим прибо-
ром и источником питания 4.
В зависимости от того, сколько со-
Рис. 3.29. Тарировочный график ставляющих сил резания можно изме-
для определения силы резания рить динамометром, ОНИ называются
одно-, двух- или трехкомпонентными.
Кроме того, необходимо учитывать, что динамометры не показыва-
ют непосредственно силы резания, а дают какие-то условные пока-
зания, пропорциональные силам резания, чаще всего в виде осцил-
лограмм. Чтобы получить непосредственные значения сил резания,
необходимо произвести тарировку динамометра. Она заключается
в том, что преобразователям динамометра предварительно сооб-
щают заранее известную нагрузку с помощью простейших механи-
ческих устройств. Затем, замечая показания приборов h, соответ-
ствующих различным нагрузкам, например Pz, строят тарировоч-
ный график (рис- 3.29). В дальнейшем величины сил резания нахо-
дят по показаниям приборов с использованием тарировочных гра-
фиков.
В производственных условиях для определения сил резания
невозможно каждый раз пользоваться динамометрами, произво-
дить их тарировку, использовать дорогостоящие и чувствительные
измерительные приборы. Поэтому обычно заранее опытным путем
выявляется, какие и в какой мере параметры процесса обработки
влияют на силы резания, чтобы в практике по табличным данным
и простым формулам можно было рассчитывать зависимости
Р z, Ру, Px~f(e, а, См, СИн, V, у, а, Лохл---) •
Характер этих зависимостей можно раскрыть после проведе-
ния экспериментов и математической обработки полученных
данных.
Методика математической обработки экспериментальных на-
блюдений. Эта методика с целью математического выражения на-
блюдаемых закономерностей является предметом специальной
отрасли математики [10, 92, 117]. В учебных пособиях дается про-
стейший графоаналитический метод обработки результатов экспе-
58
риментов, наиболее широко применяющийся на практике [128],
Многочисленные исследования показали, что взаимосвязь различ-
ных величин, влияющих на процесс резания металлов, может до-
статочно точно выражаться эмпирической зависимостью, которая
описывается степенной функцией вида у=Ахт. Она изображается
кривой степенного вида (рис. 3.30, а). Нахождение таких функций
возможно в случае использования двойной логарифмической систе-
Рис. 3.30. Графики степенной функции
мы координат, когда вместо декартовых координат по осям откла-
дываются не сами величины, а их логарифмы.
Прологарифмируем выражение у=Ахт. Получим 1g z/=lg Д +
+ tn 1g х, что аналогично уравнению прямой линии у = а + Ьх. Это
означает, что в двойной логарифмической системе координат сте-
пенная функция выражается прямой линией. Причем величина
т соответствует тангенсу угла наклона а прямой к положительному
направлению оси абсцисс, а А — к отрезку, отсекаемому прямой,
на оси ординат при х= 1 (рис. 3.30, б).
Допустим, что надо установить функциональную зависимость
Р2 = / (а) = • Для этого проводим опыты по измерению сил
резания при различных величинах толщины среза а, сохраняя оди-
наковыми все другие условия. Результаты опытов наносим на двой-
ную логарифмическую сетку (рис. 3.31). Затем проводим прямую
так, чтобы сумма расстояний от экспериментальных точек до нее
была минимальной, т. е. наиболее близкой ко всем эксперименталь-
Рис. 3.31. Графическое опре-
деление постоянного коэффици-
ента и показателя степени в
формуле —
59
ным точкам. Это и есть графическое изображение искомой зависи-
мости. Тангенс угла наклона этой прямой даст величину ур*, а от-
резок, который прямая отсечет на оси ординат при а = 1, даст ве-
личину Cpz.
Аналогично находим Рг = f (/), Рг — f (о), Рг = / (s), позволяющие
р ър
получить частные зависимости P2 = C\pzt г, Рг = C$pzv г.
Определим постоянный коэффициент Срг в обобщенной зависимости
хь ур гр
P,=Cpzt zs ги 2, (3.9)
если уже установлены частные зависимости:
хр
Pz=C\pzt 2 при V и s = const, (3.10)
Vp
Pz=C2PzS 2 при t И V = const, (3.11)
гр
Рг = CspzV 2 при S и t = const. (3.12)
Приравняем правые части уравнений (3.9) и соответственно
(3.10.. .3.12) с учетом того, что CPz в каждом отдельном случае ра-
вен Срг, Cpz, Cpz, т. е.
, хр Vp гр хр
Pz^CPzt 2s 2v 2 и Pz = C,pzt 2.
После простых преобразований получим г Clp Ср = ——. УРг ZPZ S г V г (3.13)
Аналогичным образом определим с’ = С2Р* • (3-14)
2 ,Хрг гРг t v z
Ср2= Ур *Р • s z 1 2 (3.15)
Среднеарифметическое значение величин CPz, Срг и Срг и даст ис-
комую величину Cpz. Заметим, что подобным образом находится
постоянный коэффициент Се при установлении зависимости величи-
ны температуры резания от режимов обработки.
Графический метод обработки результатов экспериментов
очень прост, но его недостатком является субъективность в прове-
дении по нанесенным точкам прямой, которая равноудалена от
всех опытных точек. Поэтому наряду с графическим методом обра-
60
ботки экспериментальных данных существуют и аналитические,
которые позволяют по значениям экспериментальных точек и об-
щему уравнению зависимости более объективно найти коэффициен-
ты этого уравнения исходя из условия наибольшего соответствия
всем опытным точкам. Одним из таких методов является метод
наименьших квадратов [46].
Прежде чем приступить к рассмотрению этого метода, отметим,
что вид исследуемой зависимости или уравнения должен быть пред-
варительно определен на основе зрительного впечатления по рас-
положению экспериментальных точек на графике. В исследованиях
по резанию металлов используются уравнения, представляемые в
виде степенных функций, например:
р = с$«А (3.16)
Для определения постоянной С и показателей степени а и р в этом
уравнении можно применить метод наименьших квадратов. С этой
целью уравнение (3.16) путем логарифмирования приведем к виду
lgP = lgC+algs + 01gt
Полагая
\gP=N, 1g s =х, lg/=#, lgC=z и /=1,
получим уравнение
#=ax+pi/+jz. (3.17)
Заметим, что ошибки Е при определении С, а и 0 в уравнениях
£i = axj + + jZi — Nlf'
Ег = ax2 + рг/2 + /г2 — Nt,
Еп сисп 4* ^>Уп + jzn Nn
представляют собой логарифмы чисел, а не сами числа, а поэтому
эти ошибки будут наименьшими. Другими словами, здесь наиболее
подходящими значениями коэффициентов будут те, при которых
сумма квадратов логарифмов ошибок является наименьшей вели-
чиной. Для решения этой задачи необходимо на основе экспери-
ментальных данных иметь п уравнений типа (3.16). Прологарифми-
ровав их, получим п условных уравнений:
a lg$i + 0 Ig^i + IgC = Pi>
algs2 + 01gf2 + IgC = lg^2.
algs„+ 01g/„4-lgC = tgP„.
Для получения нормальных уравнений воспользуемся следую-
щим способом, т. е. умножим каждое из условных уравнений на
коэффициент, стоящий при а, после чего суммируем их. Сделаем
это для 0 и 1g С. В результате получим:
для a: aS (Igs)2 + 0S Igs 1g/ + IgCS Igs = S IgslgP,
ii it
61
для 0:а 2 Igslg^ + 02 (lg/)2 + lgC2 lg/ = 2 Ig/lgP,
1 1 11
для IgC: a2 Igs + 0 2 lg/ + n IgC = 2 IgP,
i i i
откуда и определяем искомые а, р и С.
Рассмотрим конкретный пример обработки опытных данных
по методу наименьших квадратов, согласно работе [118].
Пример 3.5.1. В результате опытов по точению получены следующие вели-
чины силы резания Р для различных значений глубины резания t и подачи s.
s, мм/об 0,6 0,6 0,6 0,6 0,8 0,8 0,8 1,2 1,2 1,2 1,2 1,6 1,6 1,6
t, мм 3,0 5,0 7,0 10 5 7 10 3 5 7 10 5 7 10
Р, даН 153 238 341 477 400 515 800 350 460 680 950 600 800 1000
Задаваясь уравнением вида
P=.Csafi ,
определим значение С, а и Р по методу наименьших квадратов, предварительно
составив вспомогательную табл. 3.1. На основании данных этой таблицы можно
записать систему нормальных уравнений:
0,3861a + 0,4426 — 0,258 lg С = — 0,354,
0,442a+ 9,2460+ 11,1306 lgC = 30,31,
— 0,258a + 11,13060 +14 ]gC= 37,688.
Решив систему этих уравнений с тремя неизвестными, получим
lg С = 1,97; С = 93,4; 0 = 0,93; a = 0,7.
В итоге искомое уравнение будет иметь вид:
Р = 93,4з°-7/0’93.
Если уравнение имеет вид линейной зависимости
г/ = ах + р, (3.20)
для определения коэффициентов а и 0 по методу наименьших квадратов необхо-
димо по аналогии с предыдущим уравнением по п экспериментальным точкам с
индексами i составить сумму*.
= -ax,. -Р)2. (3.21)
Эта сумма будет минимальной, если ее частные производные по параметрам а и
Р равны нулю, т.е.
п п
д^Е2 д^Е2
да. = 0; Эр — °-
Возведем правую часть уравнения (3.21) в квадрат. Взяв частные производ-
ные по а и р от этого уравнения, найдем
* В дальнейшем индекс i, являющийся номером экспериментальной точки,
опущен.
62
Таблица 3.1
Номер п/п Р S t !g р 1g S 1g/ (1g s)2 (Igo* 1g s 1g t 1g s Ig P 1g t IgP
1 153 0,6 3 2,1847 —0,2218 0,4771 0,0490 0,2230 —0,1060 —0,4850 1,060 .
2 238 0,6 5 2,3766 —0,2218 0,6990 0,0490 0,4900 —0,1550 —0,5300 1,640
3 341 0,6 7 2,5328 —0,2218 0,8451 0,0490 0,7100 —0,1880 —0,5600 2,120
4 477 0,6 10 2,6785 —0,2218 1,0000 0,0490 1,000 —0,2218 —0,5900 2,6785
5 400 0,8 5 2,6021 —0,1000 0,6990 0,0100 0,4900 —0,0699 —0,2600 1,8200
6 515 0,8 7 2,7118 —0,1000 0,8451 0,0100 0,7100 —0,0845 —0,2711 2,260
7 800 0,8 10 2,9031 —0,1000 1,0000 0,0100 1,000 —0,1000 —0,2903 2,9031
8 350 1,2 3 2,5441 0,0792 0,4771 0,0064 0,2230 0,0380 0,2020 1,220
9 460 1,2 5 2,6628 0,0792 0,6990 0,0064 0,4900 0,0550 0,2100 1,840
10 680 1,2 7 2,8325 0,0792 0,8451 0,0064 0,7100 0,6800 0,2250 2,400
11 950 1,2 10 2,9777 0,0792 1,0000 0,0064 1,000 0,0792 0,2350 2,978
12 600 1,6 5 2,7782 0,2041 0,6990 0,0415 0,4900 0,1400 0,5600 1,940
13 800 1,6 7 2,9031 0,2041 0,8451 0,0415 0,7100 0,1700 0,1900 2,450
14 1000 1,6 10 3,0000 0,2041 1,0000 0,0415 1,0000 0,2041 0,6100 3,000
Итого . 37,688 —0,258 11,1306 0,3861 9,2460 0,442 —0,354 30,31
8
п п П п
-£-2£2 = “ljJ/x + a14x2 + ₽SX = 0:
1 ill
Таким образом, мы получили для'определения неизвестных коэффициентов
аир два уравнения:
aSx2 + ₽S^ = Sw (3.22)
п п п
aSx + 2p = Sy.
1 1 1
(3.23)
Рассмотрим еще один случай, когда уразнение имеет вид параболы третьего
порядка [46]:
у = Р ajX -> а2х2 а3х3. (3.24)
Для того чтобы сумма квадратов отклонений
2 £2 = 2 (У — ₽ — ai х — а2 х2 — а3 х3)2 (3.25)
была наименьшей, необходимо выполнять следующие условия:
£2? = *
Возведем в квадрат правую часть уравнения (3.25) и возьмем частные произ-
водные от него по р, ах, а2, и а3. Получим следующую систему нормальных
уравнений:
пР + ax 2 х + а2 2 *2 + а3 5 *3 = 2 У*
Р5х + а12ха + а22х3+ аз2*4 = 2-Ч/; 2fn
0 2 х* + ai 2 ** + а2 2 ** + «з 2 х6 = 2 хгу, I
р s *3 + “I 2 ** + а2 2 х8 + аз 2 х* = 2 х3У-
Решив эти уравнения, находим искомую параболу третьего порядка.
Рассмотренный наиболее употребляемый графоаналитический
метод обработки опытных данных не позволяет определить зави-
симость между всеми параметрами процессов работы режущего
инструмента в сложных взаимосвязях. Обычно при эксперимен-
тальных исследованиях в каждой серии опытов изменениям под-
вергают лишь один аргумент, поддерживая все остальные постоян-
ными. В результате требуется выполнить столько серий экспери-
ментов, сколько изучается переменных. Графоаналитический метод
является методом анализа, а не синтеза. Последний позволяет ис-
следовать процессы во всем многообразии и взаимовлиянии дейст-
вующих факторов. Применение метода синтеза становится возмож-
64
ным лишь при рассмотрении процессов резания и работы режущего
инструмента с позиций их статистического, вероятностного харак-
тера. К тому же желательно проводить все эксперименты, применяя
статистические методы планирования.
Математическая статистика позволяет установить новые воз-
можности выявления объективных закономерностей в процессах
работы режущего инструмента, а также дает возможность по-
лучить максимальную информацию при минимальных затратах сил
и средств на проведение экспериментов. Кроме того, статистические
методы используют для оценки достоверности результатов, полу-
ченных при исследованиях процессов резания.
На конкретном примере, заимствованном из [46], рассмотрим
использование одного из статистических методов при исследовании
режущего инструмента — теории корреляции.
Практически не всегда можно создать такие условия, когда
все факторы постоянны, а изменяется только исследуемый. Так,
при изучении влияния различных факторов на стойкость инструмен-
та не все факторы, действующие на стойкость, могут быть извест-
ными, выдержаны неизменными и измерены. При их измерении
возможны ошибки. Поэтому даже при очень тщательном повторе-
нии всех условий эксперимента из-за случайных причин получает-
ся значительное различие в функциональной зависимости стойко-
сти инструмента.
Если в условиях эксперимента исключить влияние случайных
причин на изучаемое явление, получается определенная строго
функциональная зависимость. Однако достичь этого весьма
сложно, а поэтому одному и тому же значению факториального
признака из-за влияния случайных причин будет соответствовать
целый ряд значений результативного признака. Эти значения воз-
никают с определенной вероятностью и образуют распределение.
Вместе с тем, несмотря на эту неопределенность, изучаемая зави-
симость проявляется в закономерном изменении средних значений
указанных распределений. Такие зависимости называются корре-
ляционными, а раздел математической статистики, посвященный их
изучению,— теорией корреляции.
Следует отметить, что понятию функция в теории корреляции
соответствует результативный, а понятию аргумент — факториаль-
ный признаки. Теория корреляции ставит перед собой следующие
задачи: отыскание уравнения зависимостей между факториальным
и результативным признаками, т. е. корреляционных связей; опре-
деление тесноты корреляционной связи, т. е. степени близости ее к
функциональной.
у В случае исследования зависимости результативного признака
от нескольких факториальных признаков применяется метод мно-
жественной корреляции. Этот метод позволяет варьировать много-
численными факторами одновременно, что особенно важно в произ-
водственных условиях. Однако при слишком большом числе факто-
ров, т. е. переменных, резко возрастает трудоемкость вычислений
при составлении корреляционных уравнений. В таком случае расчет
3 Зак. 639
65
корреляционных уравнений необходимо выполнять с помощью
электронно-вычислительных машин. __
Пусть линейная функция результативного признака у от двух
факториальных признаков Xi и Xz имеет вид
~у = а0 + atx + О2Ха, (3.27)
где а0, ai, аг — параметры линейной функции, численные значения
которых необходимо определить.
Для нахождения численных значений указанных параметров
используют метод наименьших квадратов, основное требование ко-
торого заключается в том, чтобы обеспечивать условие
^lm[y — (a0 + + а^)]2 = min, (3.28)
где т — число экспериментальных точек; у — фактические значе-
ния результативного признака.
Другими словами, требование способа наименьших квадратов
сводится к тому, чтобы сумма квадратов отклонений фактических
значений у от его значений, полученных по уравнению (3.27), была
наименьшей. Для выполнения условия (3.28) обязательно равенство
нулю частных производных его левой части:
— =—22/п [у —(а0+ ai^i + a2^2)] = 0;
/-= —2'2im[y — (aa + ам + а^)]*! = 0;
7^- = — 2%т[у — (fl0 + ai*i + 02*2)1*2 = О-
После несложных преобразований получаем систему нормаль-
ных уравнений:
та0 + а1^1х1т+ О2^х2т = ^ут;
а0 5*im + ах2*1^ + 025*1*2^ = х^ут;
ао5*гт + 012*1*2^+ «г 2*2/п = Xz^ym.
(3.29)
Полученную систему уравнений решаем относительно неизвестных
2*? — „ „ 5*0 — о
Оо, alt az. Учитывая, что ---- — х? = о? и —------х? = о?, полу-
п 1 1 п * i
чаем
О] 01 + а2 Г12 <^2 = По <хо Я
• I (u.Ov)
01 Г1201 + 02 02 = Г20О0 ,J
где xt — средняя величина переменных x;(i = O, 1, 2); о/ —среднее
квадратичное отклонение; г12 — коэффициент парной корреляции меж-
ду Xi и Хг; По и Г20 — коэффициенты парной корреляции между у
и Xi, х2 соответственно.
Поясним смысл коэффициента парной корреляции. Если известны
отклонения конкретных (фактических) значений Хф от средней пере-
менной хв , равные Хф—хв, можно определить средний квадрат
отклонений величины Хф — хв, обозначив последний через о^:
66
S (*ф — )2
(3.31)
Ст»/Ф - „
В свою очередь средний квадрат отклонений (дисперсия) сг| вычисля-
ется по формуле
>2
(3.32)
Ф
П
Следовательно, степень близости значений х$ и хв можно опреде-
лить сопоставлением величин о! и о2*
Ф в/Ф
^-^в/ф
°ф
Квадратный корень из этого выражения называется коэффициен-
том парной корреляции. При наличии функциональной связи зна-
ения £ точно совпадают с соответствующими значениями . Сле-
овательно, в этом случае а®/ф = 0, а коэффициент корреляции
г. т/Ч"0 -
К 4
Если нет необходимости производить расчет уравнения связи,
а требуется определить только ее тесноту, для расчета коэффициен-
та корреляции удобнее пользоваться формулой
_______"£*1 *2—S*1 S*2_________
V П 2 *1 — (2 Х1 « S*2 — *2 )2
где п — число наблюдений.
Уяснив понятие коэффициента корреляции, вернемся к нашему
примеру. Из уравнений (3.30) определим значения ai и а2:
(3.33)
(3.34)
Г10 Г20 r12
«1 = —:-------2—
1 “r12
„ r20 Г10 r12
g2 = ' i ~ r2~
1 r12
°0 .
»
а1
g0
а2 ’
(3.35)
Разделив первое уравнение системы нормальных уравнений
(3.29) на п и зная значения а\ и а2, получим
«о = У — at Xi — а2х2.
Вычисленные значения а0» Oi и а2 подставляем в _ уравнение
(3.27) и получаем уравнение множественной корреляции у от Xi и х2.
По значениям парной корреляции определяют все факторы,
влияющие на изучаемый результативный признак. Для нахождения
факторов, оказывающих наибольшее влияние, вычисляют коэффи-
циент множественной корреляции по формуле
з»
67
Здесь индексы от 1 до k обозначают, например, параметры инстру-
мента, а индекс 0 — стойкость (например, Гю — коэффициент кор-
реляции со стойкостью первого параметра).
Таблица 3.2
Уравнение связи стойкости
с различными параметрами
Коэффициент
корреляции г
Среднее значение
параметра
Пределы колебания
параметров
Т = — 7,29 + 38,59/
Т = 19,21 + 0,25ф
Т = 3,54 + 0,36а
0,27 0,48
—0,31 35,62
0,29 16,17
1 г12 Из • • • По
r12 1 г23 • • • г20
ПО Г20 Но • • • 0
1 Иг Из • • • И*
Иг 1 Из • • • И*
Из Пз 1 . .. Н*
0,4...0,8
12...65
5...25
(3.36)
Пл r2k r3k • • • 1
Определители вычисляются согласно правилам линейной
алгебры. Для двух переменных Xi и х2 коэффициент множествен-
ной корреляции рассчитывается по формуле
Я =
/4р + ~ 2r10r20Г12
1-Г?2
(3.37)
При независимых переменных, т. е. когда Г12^0, коэффициент
множественной корреляции определяется по формуле
Я = У rf0+rfo. (3.38)
Пример 3.5.2. Для партии сверл диаметром 5 мм в количестве 59 штук
уравнения парной корреляции на основе анализа уровней вероятности коэффици-
ентов корреляции позволили выделить следующие параметры, влияющие на стой-
кость: задний угол а, угол наклона поперечной кромки ф и ширину ленточки f
(табл. 3.2.). Кроме того, установлено, что первые два параметра взаимосвязаны,
а третий — независимый. Это следует из коэффициентов парной корреляции:
гаф = = rfa = 0,03.
Требуется получить уравнение Т — Да, ф, /).
Так как параметры а и ф взаимосвязаны (га^ = — 0,37), a f независимо
от а и ф, для получения уравнения Т = /(а, ф, f) надо найти сначала уравне-
ние Т = /i(a, ф), которое учитывало бы взаимозависимость а и ф, и к нему
прибавить уравнение Т = /2(/).
Получить линейное уравнение множественной корреляции Т = /\(а, ф) мож-
но после составления и решения системы нормальных уравнений по ^статистичес-
ким характеристикам (табл. 3.3), полученным при расчете уравнений парной кор-
реляции и нахождении параметров a0, ai и а2:
Т = а0 + + агФ*
68
Таблица 3.3
Параметры сверл и стойкость Среднее квадра- тическое отклоне- ние Среднее значение параметра Коэффициент кор- реляции
Задний угол, град Оа = 5,96 "а = 16,17 гаГ = 0,29
Угол наклона попереч- ной кромки, град Оф = 10,34 ф = 35,62 гфТ=—0,31
Стойкость, мин ОТ = 8,82 Т=9,92 гфа=='-0’37
По формулам (3.35) определим alt а2, а$.
0,29 —(—0,31) (—0,37) 8,82 Л OQA*
Ot — • = u,zyo,
1 1—0,1369 5,96
—0,31 —0,29 (—0,37) 8,82 Л on.
CLn = —U,ZU|
2 1 — 0,1369 10,34
а^Т — а^ — а2ф = 9,92 — 0,30 • 16,17 — (—0,20) 35,62 = 12,19.
Подставив значения а0» ai и а2 в искомое уравнение, получим
Т = 12,19 +0,За —0,2ф.
После сравнения фактического Т и расчетного Т путем подстановки средних
значений а и ф получаем их полное совпадение, т. е.
Т = 12,19 + 0,3 • 16,17 — 0,2 • 35,62 = 9,92 мин.
Вместе с тем уравнение связи стойкости сверл в этой партии при ширине лен.
точки /, согласно табл. 3.3, имеет вид
Т = —7,29 + 38,59/; г =0,27; /=0,48 мм.
Так как / является фактором, не зависящим от а и ф, сложим последние
два уравнения Т = /Х(а, ф) и Т2 = /2(/):
Т= 12,19 + 0,3а — 0,2ф
+т= —7,29+ 38,59/
2Т = 4,90 + 0,30а + 38,59/ — 0,20ф;
Т = 2,45+ 0,15а + 19,3/ — 0,1ф.
Полученное выражение является уравнением множественной корреляции
стойкости с рассматриваемыми параметрами сверла диаметром 5 мм.
По формулам (3.37) найдем коэффициенты корреляции стойкости с тремя ис-
следуемыми параметрами сверла:
7?! = 1 / Г(х,т г^т rwb
' 1 гфа
_ ,/0,0841 +0,0961 —2 • 0,29(—0,31)(—0,37)
«1= И -----------------Г-0,1369---------------- =0,364.
Совокупный коэффициент корреляции стойкости с тремя параметрами
Л = = V0,1323 + 0,0729 = /0^05" = 0,45.
69
Достоверность вычисленного коэффициента R можно проверить
по критерию Фишера [90].
Влияние ширины и толщины среза на величину силы Pz. Еще
в 1893 г. К. А. Зворыкин показал, что толщина а и ширина b среза
не в одинаковой степени влияют на величину сил резания. Более
поздние и обстоятельные исследования, проведенные в 1922—
1925 ,гг. А. Н. Челюсткиным, позволили установить, что сила реза-
Рис. 3.32. К определению влияния параметров поперечного сечения среза
на величину силы резания при исходном значении ширины и толщины
среза (а), увеличенных значениях ширины (б) и толщины (в) среза
ния возрастает пропорционально увеличению ширины среза [5]. Од-
нако рост силы резания отстает от увеличения толщины среза. На
рис. 3.32 показаны различные условия резания при одинаковой
площади среза (ab). Найденная закономерность Pz=f(a, b) име-
ет вид
хр 9р
Рг=СРгЬ га г. (3.39)
При обработке различных материалов (стали, чугуна, бронзы) в
среднем приближении А. Н. Челюсткин определил Хрг=1,0, Црг =
= 0,75, Ср* = 150...200. Указанные значения показателей степеней
получены другими исследователями, и в настоящее время являются
общепринятыми.
Отставание роста силы резания от увеличения толщины среза
можно объяснить следующим [129]: с увеличением толщины среза
нагрузка на единицу длины режущего лезвия возрастает. В связи
с этим увеличивается температура резания 0рез, что приводит к
уменьшению сил трения, усадки стружки и снижению сопротивле-
ния обрабатываемого материала пластическому деформированию;
пластические деформации и напряжения распределяются по тол-
щине стружки неравномерно. Они значительно больше в слоях,
прилегающих к передней поверхности зуба инструмента. Поэтому
возрастание толщины среза приводит к уменьшению относительной
величины слоя с максимальными деформациями; сила трения F\ по
задней поверхности зуба, входящая в качестве одного из слагае-
мых при расчете сил резания, с изменением толщины среза остается
неизменной или изменяется очень мало.
70
Таким образом, при снятии слоев с заданным сечением или
площадью поперечного сечения среза силы резания тем меньше,
чем меньше ширина и больше толщина среза.
Для весьма приблизительного определения силы резания Pz
исходя из площади поперечного сечения среза иногда используют
удельную силу резания, т. е. силу, приходящуюся на 1 мм2 попереч-
ного сечения среза:
р = -у-МПа,
гце-f=ab — площадь поперечного сечения среза, мм2.
Зная для данного обрабатываемого металла и данных усло-
вий резания удельную силу р, можно определить Pz—pf. Так как
сила Pz по-разному зависит ото и 6, удельная сила р при обработ-
ке данного материала является величиной переменной в зависимо-
сти от элементов срезаемого слоя.
Величина удельной силы резания возрастает с уменьшением
толщины среза и особенно при очень тонких стружках
(а=40...60 мкм). Для примера отметим, что удельная сила реза-
ния при точении в зависимости от изменения толщины среза в ши-
роком диапазоне колеблется в пределах от 200 до 1500 МПа,
а при протягивании, когда срезаются весьма тонкие стружки,
р=6...8 ГПа. Кроме того, не рекомендуется работать с глубиной
резания менее 0,02 мм, так как почти весь снимаемый слой смина-
ется из-за наличия радиуса округления режущего лезвия.
Влияние свойств обрабатываемого металла на силы резания.
При снятии стружки металл не только срезается, но и претерпе-
вает сильную пластическую деформацию. К тому же заметное
влияние на величину сил резания оказывают силы трения струж-
ки и обрабатываемого материала соответственно о переднюю и
заднюю поверхности зуба инструмента. Однако необходимо учи-
тывать, что в процессе обработки металл в зоне резания сильно
разогрет. Значит, его свойства могут отличаться от свойств, кото-
рые характерны для него при обычной комнатной температуре, т. е.
при статических испытаниях. Поэтому точной и однозначной зави-
симости между силой Pz и пределом прочности на разрыв <тв обра-
батываемого материала, а также твердостью его НВ и другими
механическими характеристиками не имеется. Вместе с тем уста-
новлено [127], что силы резания растут при увеличении ов, НВ,
пластичности и вязкости обрабатываемого материала. На практике
для узких групп металлов (сталей и чугунов) при расчете силы
Рг в зависимости от ств и НВ используются следующие эмпириче-
ские формулы:
Рг = С «о ft Рг = См НВ’, (3.40)
где q «0,5. Этот показатель степени всегда меньше единицы.
Влияние свойств инструментального материала на величину
силы резания Рг. Это влияние может быть вызвано только разли-
чием в силах трения (коэффициентов трения) между обрабатыва-
71
емым и инструментальным материалами. Внутри групп быстроре-
жущих сталей и вольфрамокобальтовых твердых сплавов коэффи-
циенты трения и усадки не отличаются, а следовательно, Pz не
изменяется.
При обработке инструментами, оснащенными вольфрамотита-
нокобальтовыми твердыми сплавами, величина Pz немного умень-
шается с увеличением содержания карбидов титана TiC. Для срав-
Рис. 3.33. Зависимость сил резания Pz от скорости резания и
величины переднего угла при обработке стали 40Х с элемен-
тами среза а=0,2; 6=4 мм
нения отметим, что если при обработке инструментом из быстроре-
жущей стали принять Pz = l, для тех же условий работы
инструментами, оснащенными твердыми сплавами группы ВК
Pz= 1, а группы ТК Pz=0,9...0,95.
Влияние скорости резания на величину силы Pz. До сравнитель-
но недавнего времени считалось, что скорость резания практически
не влияет на величину сил резания. Объясняется это проведением
работ в сравнительно узком диапазоне скоростей, а также недо-
статочной чувствительностью используемых при этом динамомет-
ров. В последние годы в этот вопрос внесена полная ясность и
установлено, как изменяется сила резания в широком диапазоне
скоростей резания. В обобщении данных о характере зависимости
Pz—f(v) особо следует отметить исследования А. М. Розенберга и
А. Н. Еремина [107], Н. Н. Зорева [40] и др. Выясним эту зависи-
мость на примере тех же опытов для условий свободного резания
стали 40Х, которые проводились при изучении усадки стружки.
Прежде всего необходимо отметить полную идентичность зависи-
мостей Pz=f(v) и g = cp(u). В тех областях скоростей резания, где
уменьшается усадка стружки, снижается и сила резания и наоборот.
Однако это не случайное совпадение, а закономерность, так как
при увеличении скорости резания сила резания изменяется так же,
как и коэффициент усадки стружки (рис. 3.33). Возрастание усад-
ки свидетельствует об уменьшении угла скалывания Pi и соответ-
ственно об увеличении поверхности, по которой происходит сдвиг.
При этом повышается степень деформации металла, т. е. происходит
его упрочнение, а значит, возрастают напряжения, при которых
72
происходит сдвиг. А так как увеличиваются напряжения и площадь
сдвига, то это неминуемо приведет к росту силы резания Р2. Кроме
того, сила резания и усадка зависят от коэффициента трения при
деформировании срезаемого слоя [129].
Горбообразный вид кривых Pz=f(v) объясняется появлением
нароста на передней поверхности зуба инструмента. Минимум на
кривых Pz=f(v) соответствует максимально возможной величине
Рис. 3.34. Зависимость Pz=f (v)
при обработке чугуна
Рис. 3.35. Длина линии контак-
та детали и резца по его зад-
ней поверхности
нароста. При малой скорости резания, когда нарост не образуется,
сила резания велика. В диапазоне скоростей, где имеется макси-
мальное наростообразование, сила резания и усадка стружки
уменьшаются, так как с увеличением размеров нароста возрастает
действительный передний угол инструмента. По мере дальнейшего
повышения скорости резания высота нароста, а следовательно, и
действительный передний угол уменьшаются. Одновременно с этим
возрастает коэффициент усадки стружки и увеличиваются силы
резания. Как уже ранее отмечалось, работа на очень высоких ско-
ростях резания приводит к значительному повышению температу-
ры резания, в результате чего уменьшается коэффициент трения,
а следовательно, и сила Р2.
Минимум и максимум силы Pz на графиках выражаются тем
рельефнее, чем меньше передний угол. Объясняется это тем, что
большой нарост может образовываться (и образование его интен-
сивнее) при меньших значениях переднего угла инструмента.
Отметим, что при обработке чугуна нарост образуется в мень-
шей степени, а поэтому зависимость Pz=f(v) имеет вид плавной
кривой (рис. 3.34).
Влияние переднего и заднего углов на величину силы резания
Р2. Как известно, при увеличении переднего угла у облегчается
врезание зубьев инструмента в деталь, улучшается сход стружки,
уменьшается деформация обрабатываемого металла и снижается
коэффициент усадки стружки, а следовательно, уменьшается сила
Pz [5, 130].
Влияние величины заднего угла на величину силы резания
устанавливается исходя из свойств металла упруго восстанавли-
ваться. С уменьшением угла а увеличивается контакт задней по-
73
верхности инструмента с обрабатываемой деталью, что приводит
к росту сил трения и резания. Этому способствует то обстоятель-
ство, что после прохождения режущего лезвия металл приподни-
мается, или упруго восстанавливается, образуя дополнительную
площадку контакта инструмент — деталь на длине I (рис. 3.35).
Чем больше а, тем меньше длина контакта I, а следовательно, и
сила Pz-
В заключение отметим, что интенсивность влияния а на силы
резания невелика. С увеличением заднего угла а от 2 до 10° Pz
уменьшается всего на 6 %, а Ру — на 17 %. При дальнейшем увели-
чении а силы резания остаются почти постоянными.
3.6. Тепловые явления при резании материалов
Тепловые явления в процессе резания играют очень важную
роль. Именно они определяют температуру в зоне резания, которая
оказывает прямое влияние на характер образования стружки, на-
рост, усадку стружки, величину сил резания и микроструктуру
поверхностного слоя. Еще более существенно воздействует темпе-
ратура резания ©рез на интенсивность затупления инструмента
и его стойкость [128].
Выделение тепла при снятии стружки объясняется тем, что в
тепло преобразуется механическая работа, затраченная на про-
цесс срезания стружки. Эту работу можно представить как сумму
А = А деф “Ь А т.п.п + Ат.з.ш
где Адеф, Ат.п.п.+Ат.з.п — работа, затрачиваемая соответственно на
упругую и пластическую деформации срезаемого слоя, на преодо-
ление сил трения по передней и задней поверхностям.
Работа резания
A = PZL Дж, (3.41)
где Pz — сила резания, действующая в направлении скорости ре-
зания, Н; L — путь, проходимый режущим инструментом, м.
На долю частей общей работы резания приходится примерно:
Дд=55 %; Лт.п.п=35; Ат.з.п= 10 %. Если возьмем путь, пройден-
ный инструментом в одну минуту, получим минутную работу
А = Pz v = Ps Vs + Fvf + Fi Vf 1 Дж, (3.42)
где v — скорость резания, м/мин; Ps —сила сдвига, или сила в плоско-
сти сдвига, Н; vs — скорость сдвига, м/мин; F — сила трения по перед-
ней поверхности зуба инструмента, Н; Fi —сила трения по задней
поверхности зуба инструмента, Н; vF = о/£—скорость движения
стружки по передней поверхности зуба, м/мин; vP, = v — скорость дви-
жения обработанной поверхности относительно задней поверхности
зуба инструмента, м/мин.
Практически в теплоту переходит вся работа резания (боль-
74
ше, чем 99,5 %). Следовательно, количество тепла, выделяемое при
резании,составляет
Q = А = Рг v Дж. (3.43)
Образующаяся при резании теплота распространяется от то-
чек с высшей температурой к менее нагретым точкам [12, 104, 147].
Она главным образом выделяется вследствие работы, затраченной
Рис, 3.36, Схема образования и распространения тепла:
1 — зона сдвига; 2 — изотермы
на пластическую деформацию, и уходит в основном со стружкой,
а частично остается в инструменте. Схема тепловых потоков при
резании показана на рис. 3.36. Теплота от трения по передней Ill
и задней IV поверхностям зуба инструмента идет соответственно в
переднюю и заднюю его поверхности, в стружку 11 и деталь /. Незна-
чительная ее часть уходит в окружающую среду. В основном она
распространяется между стружкой, деталью и инструментом. Зная
количество теплоты, выделяемой в процессе резания и распростра-
няемой между стружкой, обрабатываемой деталью и инструмен-
том, можно записать тепловой баланс при резании:
Q= <2деф+ Qi.n.n + Qt.3.h= Qc + Quh + Qa+ Qo.c, (3.44)
где Qc, Qhh, Qu, Qo.c — соответственно теплота, переходящая в
стружку, инструмент, деталь и окружающую среду.
Эксперименты показывают, что при работе резцами с неболь-
шой скоростью резания (до 30...40 м/мин) относительная доля тепло-
ты составляет: Qc—60...70 %; Qhh —3; Q„ ~30...40; Qo.o ~1...2 %.
Установлено, что чем ниже теплопроводность детали, тем больше
ее уходит в инструмент. По мере увеличения скорости резания зна-
чительно растет относительное количество теплоты, уходящей в
стружку. По опытам С. С. Можаева [72], при скорости и = 400...
500 м/мин она распределяется так: Qcos97...98 %, a Qira^l %.
75
При обработке пластичных материалов стружка у передней
поверхности зуба инструмента нагревается больше, чем наружная
ее сторона. Это является следствием работы трения стружки о пе-
реднюю поверхность инструмента. Неравномерность нагрева
стружки по ее сечению относительно велика. Концентрация тепла
в прирезцовых областях стружки и их высокотемпературный нагрев
в условиях высоких давлений при резании является причиной того,
что тонкие слои обрабатываемого металла приходят в состояние
оплавления, образуя текущий слой. В прирезцовом слое макси-
мальная температура 0 возникает на расстоянии (0,4...0,5) I
(I — длина контакта стружки с передней поверхностью зуба ин-
струмента).
При d=10 м/мин максимальная температура ©max на передней
поверхности зуба инструмента приблизительно составляет 813 К,
а на расстоянии 0,2 мм в глубь передней поверхности инструмен-
та ~ 723 К; при v = 200 м/мин — соответственно 1538 и 673 К. При
обработке материалов низкой теплопроводности, например тита-
нового сплава ВТ2, в резец уходит значительно больше тепла, чем
при точении обычных материалов.
Необходимо отметить, что температура резания 0pe3 в разных
точках зоны резания различна по величине. Отдельные точки по-
верхностей инструмента и стружки имеют неодинаковую темпера-
туру. Кроме того, в каждой данной точке температура может изме-
няться с течением времени. Наиболее высокая температура наблю-
дается в центре давления стружки на резец и у режущего лезвия.
Распределение температур во всех точках рассматриваемого
участка металла в данный момент времени принято называть тем-
пературным полем. Приводим его уравнение в общем виде:
©= f (х, у, z, т), (3.45)
где х, yt г — координаты исследуемой точки; т — время действия
источника тепла.
Если процесс резания осуществляется с постоянным режимом,
температура различных точек зоны резания растет лишь в первый
момент, а затем температуру каждой точки можно считать прибли-
зительно неизменной. Такой температурный режим называется
стационарным и для него уравнение температурного поля будет
0=f (х, у, z). (3.46)
Решение задачи о температурном поле в зоне резания теоре-
тическим путем на основе теории теплопередачи является очень
сложным. Получаются чрезвычайно громоздкие и сложные урав-
нения, включающие коэффициенты, зависящие от физических
свойств обрабатываемого и инструментального материалов, ко-
торые нам обычно неизвестны.
Рассмотрим в качестве примера схему теоретического решения
задачи относительно температур контактной поверхности стружки:
®С.КОНТ = 0Д + ©тр, (3.47)
тде 0д — температура, возникающая от теплоты в результате де-
76
Рис. 3.37. к расчету темпе-
ратуры, возникающей от
теплоты трения:
1 — эпюра температур элемен-
тарной полоски
формации срезаемого металла; 0тр — температура, возникающая
от теплоты трения.
В свою очередь
(3-48)
Си
где Лд' — удельная работа деформации на 1 мм3;
Лд = Ps vs = Рг v — Fvf — Fi vF p (3.49)
C — теплоемкость металла нагретой стружки; d — удельный вес
металла стружки.
При этом считается, что все возни-
кающее тепло остается в стружке, а в
действительности часть его уходит в де-
таль. При достаточно больших скоростях
резания этим можно пренебречь.
Температура 0тр, возникающая в ре-
зультате трения, находится следующим
образом. Выделим в стружке элементар-
ную полоску длиною dL (рис. 3.37). За
время нахождения полоски в контакте
с передней поверхностью инструмента
к ней подводится теплота трения. Время
контакта полоски с передней поверх-
ностью зуба инструмента равно
£ с.
V
Рассмотрим эту элементарную полоску как стержень, на одной
стороне которого поддерживается температура 0тр. Величина этой
температуры в теории теплообмена определяется по формуле
©тр
F V у
bVKC^L *
(3.50)
где F — сила трения; v — скорость резания; b — ширина среза;
X — теплопроводность стружки; С — теплоемкость стружки; d —
удельный вес; g — коэффициент усадки стружки; L — длина кон-
такта стружки с передней поверхностью инструмента.
Таким образом, зная величины 0Д и 0тр, для расчета темпера-
туры контактной поверхности стружки можно воспользоваться
формулой (3.47).
3.7. Влияние различных факторов на температуру
в зоне резания
Общие сведения. Оценивая влияние какого-либо фактора на
температуру резания, следует учитывать изменение условий под-
вода и отвода тепла в этой зоне. Другими словами, можно сказать,
что на температуру резания оказывают влияние те же факторы, что
77
и на изменение баланса тепла. Рассмотрим, как будет изменяться
температура резания в зависимости от скорости резания, ширины
и толщины среза, физико-механических свойств обрабатываемого
материала и других факторов.
С увеличением скорости резания возрастает количество тепла,
выделяющегося в зоне резания, а также температура нагрева де-
тали, стружки и инструмента. Однако рост температуры в зоне
Рис. 3.38. Зависимость величины Рис. 3.39. Длина активной
0рез от скорости резания части режущего лезвия рез-
ца при различных глубинах
резания
резания отстает от роста скорости резания. Это отставание особенно
усиливается в зоне высоких скоростей, что видно на отдельных уча-
стках кривых, представленных на рис. 3.38. Кривые линии можно
заменить отдельными прямыми и получить простые зависимости
0рез = Cq vVa, (3.51)
где Се v — коэффициент, учитывающий влияние на температуру ре-
зания всех остальных факторов, кроме скорости резания; a — пока-
затель степени, указывающий интенсивность влияния скорости^ ре-
зания на повышение 0рез. Обычно a < 1 и при обработке стали со
скоростями резания v = 10.. .20 м/мин a = 0,5; при v = 25.. .45 м/мин
a = 0,4; при v = 45... 185 м/мин a = 0,2.
Температура в зоне резания при тяжелых условиях работы
может достигать 1273... 1373 К. С увеличением и растет работа ре-
зания (A = Pzv) и, следовательно, количество выделяемой теплоты.
Но непосредственно в резец переходит очень небольшая часть этого
тепла, а основное количество уносится стружкой. Поэтому хотя с
увеличением скорости резания v температура резания повышается,
этот рост все время замедляется. Кроме того, допущение о том, что
A = Pzv изменяется пропорционально и, не совсем правильно, так
как по мере увеличения v сила резания Pz уменьшается. Унос тепла
стружкой тоже растет с повышением скорости резания и поэтому
нет прямой зависимости изменения температуры резания 0рез от
изменения v.
Влияние элементов среза. С увеличением ширины среза b пря-
мо пропорционально растет сила, работа резания и количество вы-
деляющейся теплоты. Во столько же раз увеличивается и длина
78
активной части режущего лезвия (рис. 3.39, а, б), а соответственно
и отвод тепла. Поэтому с увеличением Ь температура резания изме-
няется незначительно. Экспериментально установлена зависимость
©рез^Се/, (3.52)
где Сев — коэффициент, учитывающий влияние на температуру ре-
зания всех остальных факторов, кроме ширины среза; Р — показатель
степени, учитывающий влияние ширины среза на повышение 0рез.
Обычно Р~0,1.
В зависимости от толщины срезаемого слоя а увеличивается
сила Pz примерно в степени 0,75, а следовательно, работа резания
и количество выделяемого тепла. Одновременно растет площадь
контакта стружки с передней поверхностью резца. Это улучшает
условия отвода тепла, поэтому увеличение температуры отстает от
роста толщины среза:
©рез = С0ва\ (3.53)
где ус^0,2...0,3.
А. М. Даниелян [28] экспериментальным путем получил фор-
мулу зависимости 0рез=|(«, t, s) при обработке стали 40Х:
0рез= 148,5u°-4so.2^o>i. (3.54)
Этой формулой подтверждается рассмотренное ранее относитель-
ное влияние режимных факторов на температуру резания.
Влияние физико-механических свойств обрабатываемого мате-
риала на ©рез- На силы резания, а следовательно, на работу реза-
ния и количество выделившегося тепла, а также на условие
теплоотвода оказывают влияние физико-механические свойства
обрабатываемого материала. На температуру резания они влияют
так же, как и на силу резания Рг, т. е. имеется тенденция к увеличе-
нию ©рез с повышением прочности, твердости и пластичности обра-
батываемого материала. Большое воздействие на температуру ре-
зания оказывает теплопроводность обрабатываемого материала
и характер его микроструктуры. Чем выше теплопроводность обра-
батываемого материала, тем ниже ©Рез, так как отвод тепла от
места его выделения в стружку и в деталь более интенсивен. Кроме
того, при обработке сталей со структурой зернистого перлита сила
и температура резания значительно выше, чем при обработке ста-
лей со структурой пластинчатого перлита. Это объясняется тем, что
пластичность структуры зернистого перлита гораздо выше, чем у
пластинчатого перлита.
В настоящее время довольно широко применяются жаропроч-
ные, нержавеющие и другие труднообрабатываемые стали с высо-
ким содержанием таких элементов, как Cr, Ni, W, Мп и т. д. Эти
стали имеют чаще всего аустенитную структуру и отличаются
весьма низкой теплопроводностью. При обработке таких сталей
температура резания значительно выше, чем при обработке обыч-
ных сталей перлитного класса. Еще меньше теплопроводность ти-
тановых сплавов, а поэтому ©рез при обработке их очень высокая.
79
Влияние геометрических параметров инструмента на 6рез.
С изменением переднего угла изменяются условия подвода и от-
вода тепла, а следовательно, и температура резания. С увеличением
у уменьшается сила, а следовательно, и работа резания, а также
количество выделившегося тепла. Однако при этом ухудшаются
условия отвода тепла, так как уменьшается величина угла заостре-
ния р, т. е. массивность головки резца. Поэтому существует неко-
Рис. 3.40. Зависимость температуры резания
от переднего угла в плане
Рис. 3.41. Зависимость температуры резания
от главного угла в плане
торое оптимальное значение угла у, ПРИ котором уменьшаются
силы резания и количество выделившегося тепла. С увеличением у
выше оптимального значения уменьшается массивность головки
резца, ухудшаются условия отвода тепла, растет температура ре-
зания (рис. 3.40).
С уменьшением главного угла в плане ср увеличивается угол
при вершине е, что приводит к возрастанию массы головки резца и
улучшению теплоотвода, а следовательно, к уменьшению 0рез и на-
оборот (рис. 3.41).
3.8. Методы измерения температур в зоне резания
Наблюдение за цветами побежалости. Этот метод является
наиболее простым для определения температуры в зоне резания.
Цвета побежалости появляются при высокой температуре на по-
80
верхности стружки в результате ее окисления. При этом светло-
желтому цвету соответствует температура около 493 К, пурпурно-
му — 543 и светло-синему — 593 К. Этот метод чрезвычайно при-
митивен, субъективен и точных результатов дать не может.
Метод термокрасок. Данный метод основан на изменении цве-
та специальных красок, нанесенных на рабочие грани инструмента,
в зависимости от температуры.
Калориметрический метод. Для определения средней темпера-
туры стружки пользуются специальными калориметрами, в кото-
рые попадает горячая стружка. Исходя из ее веса, веса воды,
налитой в калориметр, и перепада температур воды до и после
попадания стружки в калориметр находят температуру стружки.
Искусственная и полуискусственная термопары. Большой ин-
терес представляет непосредственное измерение температур в зоне
резания. Еще Я. Г. Усачев в 1914 г. впервые произвел измерение
температуры методом искусственной термопары (рис. 3.42, а). Для
этого в резце снизу просверливается отверстие диаметром 1,5 мм,
которое на 0,5 мм не доходит до передней поверхности резца.
В отверстие вставляется термопара из изолированных медной и
константановой проволок возможно меньшего диаметра (0,02...
0,05 мм). Под действием высокой температуры резания в термо-
паре возникает термоэлектродвижущая сила, регистрируемая мил-
ливольтметром или гальванометром. При помощи тарировочного
графика показания милливольтметра переводятся в градусы. Одна-
ко такая термопара дает заниженные показания вследствие значи-
тельного удаления ее горячего спая от режущего лезвия.
Кроме этого, Я. Г. Усачев предложил и другой метод измере-
ния температур в зоне резания. С этой целью в резце сверлится
канал диаметром 1 мм, который около задней поверхности перехо-
дит в отверстие диаметром 0,4 мм. В это отверстие затягивается
константановая проволочка, изолированная от широкой части ка-
нала стеклянной трубочкой. Конец проволочки на задней поверх-
ности расклепывается. Элементами термопары являются прово-
лочка и резец. Такая термопара называется полуискусственной
(рис. 3.42, б). Недостатком ее является сложность изготовления
специальных резцов, которые допускают малое количество перето-
чек. К тому же показания термопары дают заниженные значения
температуры резания, так как горячий спай термопары расположен
не на самом режущем лезвии, а на некотором удалении от него.
От этих недостатков свободен метод естественной термопары
(рис. 3.42, в), хотя он позволяет определить усредненную темпера-
туру в зоне резания вдоль режущего лезвия. Элементами такой
термопары являются разнородные металлы резца 2 и детали 1.
Разность между температурой контакта резец — деталь в процессе
резания и холодными концами резца и детали приводит к возник-
новению термоэлектродвижущей силы. Если замкнуть электриче-
скую цепь между резцом и деталью посредством медного кольца 3
и ртутной ванночки 4, включенный в цепь регистрирующий при-
бор 5 покажет величину термоэлектродвижущей силы. Указанную
81
«схему можно упростить, исключив ртутную ванночку. В этом слу-
чае термопровод подключают непосредственно к заднему неизо-
лированному центру.
Следует отметить, что при таком методе измерения темпера-
туры резания будет появляться паразитная термоэлектродвижу-
щая сила, возникающая в месте контакта деталь — задний центр.
Но величина ее будет значительно меньше, чем термоэлектродви-
жущая сила в зоне резец — деталь, так как температура резания
значительно превосходит температуру трения детали и заднего
центра. Поэтому влиянием термоэлектродвижущей силы, возни-
кающей при трении детали и заднего центра, можно пренебречь.
Чтобы исключить влияние паразитной термоэлектродвижущей
. 82
силы, которая может возникнуть между державкой резца и при-
паянной пластинкой, необходимо пользоваться цельными резцами.
Для того чтобы перевести показания милливольтметра в гра-
дусы, необходимо протарировать естественную термопару. Для
этого в огнеупорном тигле (рис. 3.43) расплавляют олово или сурь-
му и погружают в эту ванну головку резца и стружку или стержень
из обрабатываемого материала. Холодные концы резца и стружки
соединяют проводником,
включая в эту цепь милли-
вольтметр. Температуру ван-
ны при этом регистрируют
контрольной термопарой.
В дальнейшем при рабо-
те показания милливольт-
метра расшифровывают по
тарировочному графику.
Здесь же необходимо ука-
зать, что процесс такой та-
рировки громоздкий. Кроме
того, свойства обрабатывае-
мого материала и условия
контакта при тарировании и
в процессе резания будут
различными. Таким образом,
Рис. ЗАЗ. Установка для тарирования тер-
мопары резец—деталь:
1 — обрабатываемый материал; 2 — контрольная
термопара; 3 — инструментальный материал
такая тарировка дает при-
ближенные данные о температуре резания.
Метод двух резцов. Этот метод [128] позволяет не тарировать
милливольтметр при обработке различных материалов. Он при-
меняется для относительного сравнения температур при обработке
различных материалов. Резание заготовки / (рис. 3.42, г) произво-
дится одновременно двумя резцами 2 из различных инструмен-
тальных материалов, например из быстрорежущей стали и твер-
дого сплава. Геометрия заточки резцов и режимы резания совер-
шенно одинаковы. Поэтому можно считать, что приближенно на
режущих лезвиях каждого резца возникает одинаковая темпера-
тура резания. Но так как резцы изготовлены из разных материалов,
их можно уподобить элементам термопары, и включенный между
ними гальванометр 3 будет показывать ЭДС, которая тем больше,
чем выше 0рез. Здесь обрабатываемый материал служит только
электрическим проводником и на показания гальванометра не
влияет. Если один раз такой прибор протарировать, можно оце-
нивать температуру резания при обработке различных металлов.
Правда, абсолютная точность показаний здесь не очень велика,
так как 0ре» на резцах будут несколько отличаться из-за разной их
теплопроводности и разной величины сил резания. Поэтому область
применения метода двух резцов ограничена. В основном он исполь-
зуется для относительной оценки величины 0рез и сравнения ее при
обработке различных металлов. Кроме того, метод естественной
термопары дает усредненную температуру в зоне резания контакт-
83
ных поверхностей инструмента с обработанной поверхностью и
стружкой, т. е. это как бы среднее арифметическое из множества
показаний мелких термопар. Усреднение достигает ошибки до
30...40 %.
Метод искусственной термопары конструкции ВНИИ. Данный
метод применяют для получения температуры в любой точке зоны
резания, что достигается установкой большого количества термо-
Рис. 3.45. Характер кривых измене-
ния температур, измеренных различ-
ными термопарами
шар (до 80 штук) в одной головке резца (рис. 3.44), причем край-
ние из них находятся от режущего лезвия на расстоянии 0,7 мм.
Различие в показаниях естественных и искусственных термопар в
зависимости от времени резания показано на рис. 3.45. Характер
более медленного подъема кривой изменения температуры 2 для
искусственной термопары объясняется тем, что для прогрева тер-
мопары необходимо некоторое время. Наоборот, естественная
термопара очень быстро реагирует на изменение температур
(в 2...3 с), а поэтому кривая изменения температуры 1 во времени
идет круче, чем для искусственной термопары.
Метод микроструктурного анализа. Данный метод разработан
А. П. Гуляевым и Б. И. Костецким [26] и основан на определении
остаточных изменений микроструктуры и твердости материала ре-
жущей части инструмента, возникающих вследствие тепловых
явлений, происходящих при резании. Для того чтобы судить о тем-
пературе резания, предварительно следует знать, какие микро-
структуры, фазовые состояния и твердость соответствуют различ-
ным температурам. Недостатком метода является его большая
трудоемкость и невозможность определения низких температур.
Оптический метод. Этот метод основан на принципе собирания
лучеиспускаемой теплоты. Сконцентрированнные при помощи линз
тепловые инфракрасные лучи направляются через диафрагму на
место спая термоэлектродов, в цепь которых включен гальвано-
«84
метр. При этом можно получить данные о нагреве стружки и заго-
товки в различных точках их боковой поверхности. Недостатком
метода является трудность тарировки, сложность применяемых
приборов, неудобство их крепления, а также неточность показаний
из-за существующих тонких пленок окислов.
3.9. Влияние температуры в зоне резания на различные
стороны процесса резания
Температура, возникающая в зоне резания, может оказывать
влияние на процесс резания из-за изменения: а) свойств материа-
ла инструмента; б) свойств обрабатываемого материала; в) усло-
вий взаимодействия инструмента и обрабатываемого материала на
контактных поверхностях.
При оценке влияния температуры на свойства обрабатывае-
мого материала необходимо учитывать два фактора: 1) время, или
продолжительность, воздействия высокой температуры; 2) ско-
рость деформирования.
Закономерности, установленные в условиях статических испы-
таний, получаются после длительного прогрева образцов. Стружка
срезается со скоростями в сотни тысяч раз большими, чем при ста-
тических испытаниях. Так, при скорости резания и=100 м/мин, g =
= 2,5, длине контакта стружки с передней поверхностью /п=2 мм и
задней поверхностью /3=0,1 мм время контакта стружки с передней
поверхностью резца составит
т _ Zn60
" 1000гстр
—61V = °’003 С
1000-тг
а с задней поверхностью
__ 1з • 60 __
Тз ~ ЮООи “
о,1 .60
1000 • 100
= 0,00006 с.
Так как контактные площадки передней и задней поверхностей
инструмента нагреваются постоянно, т. е. длительное время, зако-
номерности изменения свойств инструментального материала в
зависимости от температуры целиком приложимы к режущему
инструменту. Действие высокой температуры в течение тысячных
и даже стотысячных долей секунды совершенно недостаточно для
протекания в толще срезаемого металла структурных превращений
и для изменения механических свойств обрабатываемой детали.
Поэтому воздействие высокой температуры в зоне резания на обра-
батываемый металл ограничивается его тончайшими слоями, со-
прикасающимися с рабочими поверхностями инструмента, и про-
является в изменении условий трения.
85
3.10. Влияние СОЖ на процесс резания и качество
обработанной поверхности
Типы СОЖ и методы охлаждения. Практикой установлено, что
смазочно-охлаждающие жидкости (СОЖ) оказывают существен-
ное влияние на процесс резания и на качество обработанной по-
верхности. При различных видах механической обработки находят
применение следующие виды смазочно-охлаждающих сред:
s——-^=----------------1) жидкости: а) вода с не-
сЖу
Рис. 3.46. Эпюра расклинивающего
действия СОЖ в микротрещине
большой добавкой веществ, пре-
пятствующих коррозии станка и
детали, например соды; б) эмуль-
сии, представляющие собой раст-
воры в воде специальных эмуль-
солов или паст, т. е. раствор спе-
циальных мыл в воде; в) масла
растительные (льняное, сурепное,
касторовое), минеральные (ин-
дустриальное 20) и осерненные
(сульфофрезол — индустриальное 20 масло с добавкой 2...3 % се-
ры) ; г) специальные (смесь керосина и масла);
2) распыленные жидкости;
3) газообразные среды.
Наибольшее применение на практике получили смазочно-
охлаждающие жидкости. Роль СОЖ в процессе резания обуслов-
лена тремя физико-химическими действиями: 1) смазывающим дей-
ствием и уменьшением деформации поверхностных слоев обраба-
тываемого материала; 2) охлаждающим; 3) смывающим.
Смазывающее действие жидкости заключается в том, что на
трущихся поверхностях стружки, детали и инструмента образу-
ются весьма стойкие пленки, препятствующие непосредственному
контакту этих поверхностей и вызывающие снижение сил трения.
Пленки состоят из поверхностно-активных веществ, содержа-
щихся в жидкости, т. е. таких веществ, которые уменьшают поверх-
ностное натяжение жидкости и вследствие этого обладают силь-
ным молекулярным сцеплением с металлической поверхностью
[93, 125]. К таким веществам относятся органические кислоты: олеи-
новая, стеариновая и другие, их соли, а также соединения серы,
хлора и других элементов.
Исследования показывают, что жидкость не только уменьшает
внешнее трение, но при этом облегчается деформирование срезае-
мого металла. Объясняется это тем, что на поверхности металла
в зоне предразрушения всегда имеются микротрещинки. Активная
жидкость проникает в них, оказывая расклинивающее давление
на их стенки. Эпюра расклинивающих сил СОЖ в микротрещине
приведена на рис. 3.46.
Опыты показали [93], что добавки к чистой воде около 1 % по-
верхностно-активных веществ (стеариновой кислоты, натриевого
мыла) примерно в два раза облегчают процесс резания.
86
При попадании поверхностно-активных компонентов жидкости
в зону предельно деформированного срезаемого слоя возможно
распадение ее на атомы Н, О, N, которые внедряются в кри-
сталлическую решетку наиболее сильно деформированных зерен
металла. В результате этого металл упрочняется и переходит
в хрупкое состояние. При этом уменьшается величина предель-
ной пластической деформации перед разрушением и удельная рабо-
та резания.
Таким образом, смазывающее действие жидкости выражается
в уменьшении трения на контактных поверхностях; развитии ми-
кротрещин в зоне деформации срезаемого слоя, т. е. в увеличении
зоны предразрушения; уменьшении пластического течения металла
из-за внедрения атомов в кристаллическую решетку и охрупчи-
вания.
Охлаждающее действие СОЖ заключается в поглощении теп-
ла в зоне резания, охлаждении стружки, детали и инструмента.
Оно зависит от теплоемкости, теплопроводности и скрытой
теплоты парообразования СОЖ. Смывающее действие жидкости
сводится к механическому удалению мелкой стружки и предот-
вращению прилипания ее к поверхности станка, инструмента и де-
тали.
Все современные смазочно-охлаждающие жидкости разделя-
ются на три основные группы.
К первой группе относятся минеральные масла различной вяз-
кости. К маслам в зависимости от их назначения обычно добавля-
ют в различных комбинациях специальные присадки: антифрикци-
онные, противоизносные, противозадирные, смачивающие, моющие,
антикоррозийные и т. д. В отдельных случаях в масла вводят жи-
вотные и растительные жиры.
Во вторую группы входят масляные эмульсии, представляю-
щие собой раствор эмульсола в воде. Эмульсолы состоят из
следующих компонентов: базовое масло, эмульгатор, антифрикцион-
ные и противозадирные присадки, смачивающие присадки, ингиби-
тор, или пассиватор коррозии, бактерицидная присадка, антивспе-
ниватель.
Третью группу составляют синтетические или химические жид-
кости, не имеющие в своем составе масла. Они содержат, как пра-
вило, вещества, которые пассивируют поверхность обрабатываемой
детали, смачивающие средства, некоторые виды мыл. Улучшение
их эксплуатационных свойств достигается за счет введения приса-
док, обеспечивающих повышение противозадирных и антифрикци-
онных свойств растворов и повышение их моющих и смачивающих
свойств. По сравнению с маслами и водомасляными эмульсиями
третья группа жидкостей характеризуется отсутствием разложения,
прозрачности, обладает повышенными охлаждающими и другими
свойствами, что делает их более прогрессивными видами СОЖ.
Однако, как правило, синтетические жидкости являются более до-
рогими, а некоторые теряют свои свойства при попадании в них
масла из гидросистемы станка.
87
Таблица ЗА
Марка СОЖ Характеристика Область применения
Эх Эмульсия без присадок BD
Э2 Эмульсия с присадками BD
Э3 Эмульсия для шлифования
Э4 Эмульсия с присадками для об-
работки титановых сплавов
Cj Универсальная синтетическая
жидкость для лезвийной обработки
С2 Синтетическая жидкость для аб-
разивной обработки
Mi Легкое масло с присадками для
хонингования
М2 Масляная СОЖ с небольшим
количеством активных присадок
М3 Многоцелевая масляная СОЖ
МЛ Масляная СОЖ со средним ко-
личеством присадок
М6 Масляная СОЖ с высоким коли-
чеством присадок BD
Ме Масляная СОЖ с присадками
для обработки титановых сплавов
Широкий круг операций лезвий-
ной обработки различных матери-
алов
Обработка труднообрабатываемых
материалов
Шлифование чугунов, сталей
Широкий круг операций обработ-
ки титановых сплавов
Широкий круг операций обработ-
ки чугунов, сталей, тугоплавких
сплавов
Шлифование различных мате-
риалов
Обработка с легкими режимами
резания, чистовые операции
Обработка на автоматах, фасон-
ное фрезерование, зубообработка
алюминиевых сплавов
Обработка на токарных автома-
тах, смазка станков; рабочая жид-
кость в гидросистемах
Протягивание, шлифование раз-
личных материалов
Лезвийная и абразивная обра-
ботка труднообрабатываемых мате-
риалов
Лезвийная и абразивная обработ-
к а титановых сплавов
Некоторый отечественный унифицированный ассортимент СОЖ
для обработки металлов резанием, согласно [84], приведен
в табл. 3.4.
Результаты, получаемые при применении смазочно-охлаждаю-
щих средств, зависят также и от способа подвода жидкости в зону
резания. При охлаждении режущего инструмента свободно падаю-
щей струей жидкости (рис. 3.47, а) необходимо соблюдать следую-
щие требования [133]:
1) жидкость должна подводиться непрерывной струей, начи-
ная с первого момента резания;
2) количество жидкости должно быть достаточно большим,
но не больше 15 дм3/мин, так как дальнейшее увеличение количе-
ства подаваемой жидкости нецелесообразно. С повышением напора
жидкости стойкость инструмента увеличивается, что происходит до
определенного предела. При различных видах обработки требуется
разное количество охлаждающей жидкости. Так, например, при
точении и сверлении рекомендуется подводить жидкость в коли-
честве 10...12 дм3/мин; точении с охлаждением сульфофрезолом —
88
8 дм3/мин; фрезеровании — 10...20 дм3/мин; черновых зуборезных
работах — 8...10 дм3/мин; чистовых зуборезных работах —
2...3 дм3/мин; нарезании резьбы плашками с охлаждением сульфо-
фрезолом — 3...4 дм3/мин; при протягивании — 10... 12 дм3/мин;
3) характер подвода, направление и форма струи должны
быть отрегулированы в соответствии с проводимой обработкой.
Например, при нарезании резьбы с большой скоростью СОЖ долж-
От насоса
Рис. 3.47. Методы подвода СОЖ в зону резания
на подаваться обильной струей. При точении струю направляют
в то место, где отделяется стружка. Это позволяет отводить наи-
большее количество тепла;
4) необходимо следить за состоянием и количеством СОЖ,
своевременно менять и доливать ее в баки. Предельный срок рабо-
ты эмульсии при обработке стали достигает 30, а чугуна и лату-
ни — 15 дней. При появлении коррозии деталей станка необходимо
добавлять антикоррозийные вещества.
Особенности внутреннего охлаждения. Для достижения боль-
шого эффекта по повышению стойкости инструмента используют
внутреннее охлаждение. При этом жидкость подается по каналам
резцедержавки к твердосплавной пластинке и непрерывно цирку-
лирует в ней (рис. 3.47, б). Такой способ охлаждения даже при об-
работке высокопрочных сталей позволяет увеличить скорость ре-
зания на 25...40 %. Для подачи жидкости через внутренние каналы
89
сверла (рис. 3. 47, в) применяется специальный патрон. Стойкость,
сверл с внутренним подводом СОЖ повышается в 3...10 раз по срав-
нению с обычными.
Высоконапорное, или напорно-струйное, охлаждение. На
рис. 3.47, г показана схема такого охлаждения. В этом случае
СОЖ направляется под высоким давлением 1,5...2 МПа к режуще-
му лезвию резца со стороны задней его поверхности, т. е. снизу.
Подача жидкости осуществляется с помощью насосов через фильтр
и гибкий шланг с насадкой, имеющей отверстие диаметром
0,4...0,6 мм. Расстояние от выходного отверстия до лезвия резца
должно быть как можно меньше, чтобы уменьшить рассеивание
струи.
К недостаткам высоконапорного охлаждения следует отнести:
1) необходимость точного и непрерывного попадания струи в зону
резания; 2) сложность защиты от брызг; 3) необходимость оснаще-
ния станка специальным насосом.
При таком виде охлаждения стойкость резцов из быстрорежу-
щей стали Р12 и Р18 возрастает в 3...7 раз по сравнению со стой-
костью при обычном охлаждении и в 10..20 раз — при сухом точе-
нии. Применение высоконапорного охлаждения при обработке
резцами, оснащенными твердым сплавом, менее эффективно. Стой-
кость таких резцов возрастает лишь в 1,5 раза по сравнению со
стойкостью при обычном охлаждении.
Охлаждение распыленной жидкостью. В этом случае СОЖ с
помощью сжатого воздуха распыляется на мельчайшие капельки
и вместе с воздухом в виде тумана с большой скоростью подается
в зону резания. Расход жидкости очень мал. Стойкость же инстру-
мента повышается от 2 до 4 раз по сравнению со стойкостью при
обычном охлаждении свободно падающей струей.
Распыленная жидкость оказывает наибольший охлаждающий
эффект по сравнению с остальными способами охлаждения, так
как: 1) смесь жидкости и воздуха расширяется при выходе из соп-
ла и при этом ее температура снижается до 277...285 К; 2) распы-
ленные частицы жидкости очень малы и, попадая на разогретую
поверхность стружки и инструмента, легко испаряются, интенсивно
поглощая дополнительное тепло; 3) имея меньшую вязкость, рас-
пыленная смесь легче проникает в микротрещины.
При охлаждении распыленной жидкостью стойкость инструмен-
та выше в два раза по сравнению со стойкостью при высоконапор-
ном охлаждении. Кроме того, способ охлаждения распыленной
жидкостью более удобен, так как не требует точного направления
струи.
При выборе смазочно-охлаждающей жидкости учитываются
режимы резания, свойства обрабатываемого металла, требования
к шероховатости и точности обработки и т. д.
Влияние смазочно-охлаждающих жидкостей на силу резания
Pz можно охарактеризовать некоторыми относительными коэффи-
циентами, принимая Pz равной единице при работе без охлаждения.
При применении водных растворов коэффициент равен 1, мине-
90
рального масла — 0,85, растительного и осерненного минерального
масла — 0,8, осерненного растительного масла — 0,75.
Большое значение имеет расширение объемов производства
новых СОЖ и их применения. На основании анализа и обобщения
опыта эффективности использования СОЖ необходимо решить, ка-
кие из них можно включить в базовый ассортимент унифицирован-
ных СОЖ после соответствующей доработки.
3.11. Износ режущих инструментов. Понятие о физической
сущности явлений изнашивания режущих инструментов
Потеря режущей способности инструментов вызывается: изна-
шиванием или истиранием контактных поверхностей на рабочих
площадках инструмента; выкрашиванием мельчайших частиц на
режущем лезвии, которое характерно для инструментов из более
хрупких материалов. Основной причиной затупления инструментов
при нормальных условиях работы является износ в результате исти-
рания их рабочих поверхностей. Такой износ характерен для всех
применяемых инструментов в обрабатывающей промышленности.
В зависимости от режимов резания, свойств обрабатываемого
материала, условий охлаждения и других факторов превалирую-
щее истирание контактных площадок может быть: по задней по-
верхности (рис. 3.48, а); передней поверхности (рис. 3.48, б); одно-
временно по задней и передней поверхностям (рис. 3.48, в).
Превалирующий износ по задней поверхности обычно наблю-
дается при обработке сталей с малой толщиной среза (не более
0,15 мм) и низкими скоростями резания, а также при обработке
чугуна. Объясняется это следующим: 1) при малых толщинах среза
радиус округления режущего лезвия соизмерим с толщиной среза;
2) при тонкой стружке возрастает относительное значение упругой
деформации поверхностного слоя (йупр); 3) путь трения по задней
поверхности больше, чем по передней (из-за наличия усадки
стружки).
Рис. 3.48. Виды лимитирующего износа режущего ин-
струмента
91
Преимущественное затупление по задней поверхности наблю-
дается при работе протяжками, метчиками, зуборезными долбяка-
ми, фасонными резцами. Как известно, перечисленные инструмен-
ты работают на низких скоростях резания и при малых толщинах
среза.
Преимущественный износ по передней поверхности наблюда-
ется в случае большого удельного давления на контактной пло-
щадке, когда возникает высокая температура. Эти условия бывают
при обработке стали без охлаждения с высокими скоростями реза-
ния и большими толщинами среза (а>0,5 мм). При обработке ста-
лей без охлаждения быстрорежущие резцы изнашиваются в основ-
ном по передней поверхности, а при работе с охлаждением износ
происходит как по передней, так и по задней поверхностям.
Износ резцов по передней поверхности происходит следующим
образом. В процессе резания ширина В и глубина лунки hn посте-
пенно увеличиваются. При этом ширина лунки растет быстрее
в сторону, противоположную режущему лезвию резца. Кривизна
лунки постепенно уменьшается, а площадка износа увеличивается
и, когда ширина перемычки f достигнет нуля, наступает полный,
или катастрофический, износ инструмента.
На практике чаще всего наблюдается одновременный износ
инструмента по задней и передней поверхностям. Он является наи-
более общим видом износа. Кроме этого, происходит округление
режущего лезвия инструмента. Таким образом, в зависимости от
скорости резания, толщины среза и других факторов изменяется
характер износа режущих инструментов.
Основной мерой величины износа для большинства инструмен-
тов в производственных условиях является ширина изношенной
площадки по задней поверхности зуба А3, а для инструментов с пре-
обладающим износом по передней поверхности — глубина hn и ши-
рина лунки В. При экспериментальном изучении износа зубьев
инструментов h3 и В измеряют с помощью луп или специальных
микроскопов с точностью до 0,02...0,05 мм. Для измерения глубины
лунки пользуются индикатором. Эти измерения называются микро-
метрическими. В производственных условиях иногда ограничива-
ются величиной Аз, определяемой с точностью до 0,1 мм.
Одним из ускоренных методов изучения процесса износа явля-
ется метод радиоактивных изотопов [74]. Он осно-
ван на облучении пластинки твердого сплава нейтронами. Это при-
водит к появлению изотопов вольфрама (W187). Радиоактивность
стружки характеризует интенсивность износа инструмента, так как
оказывается, что 90...98 % продуктов износа уносится стружкой.
Недостатком этого метода является относительная оценка интен-
сивности износа инструмента, а не наглядная картина характера
износа. Кроме того, измерение износа этим методом связано с не-
обходимостью проведения больших работ по защите от радиоактив-
ного излучения.
Графическое изображение закономерности нарастания величи-
ны износа (рис. 3.49) за время работы инструмента называется
92
кривой износа. В общем случае на кривой износа можно выделить
три участка: 1 — период приработки, или начального износа, про-
должительностью всего несколько минут. На этом участке наблю-
дается ускоренный износ, являющийся следствием истирания
выступающих участков исходных неровностей на заточенной поверх-
ности инструмента; 2 — период нормального износа. Он начинает-
Рис. 3.49. Характер изменения износа инструмента за
время его работы
большой. При этом износ постепенно увеличивается приблизительна
пропорционально времени работы инструмента. Это наиболее про-
должительный период работы; 3 — период быстрого (катастрофи-
ческого) износа, сопровождающегося выкрашиванием и даже по-
ломками инструмента. Этот вид износа недопустим для нормальной
работы инструмента.
Признак, по которому инструмент считается затупленным
(предельная величина его износа), называется критерием затупле-
ния или критерием износа. При точении стали сильно затупленным
инструментом вследствие значительного возрастания сил резания
на обработанной поверхности появляется блестящая полоска, а при
обработке чугуна — полоска желтого цвета или пучок искр; Ука-
занные критерии затупления режущих инструментов соответствуют
началу периода катастрофического износа и не могут быть реко-
мендованы для производства. О чрезмерном увеличении износа
инструментов можно также судить по быстрому росту сил резания.
Такой критерий затупления называется силовым. Он может приме-
няться в лабораторных условиях, так как для регистрации роста
сил резания требуются специальные приборы, размещение которых
в цеховых условиях нецелесообразно в связи с усложнением обслу-
живания станков и др.
Если к выполняемой операции не предъявляются высокие тре-
бования точности и шероховатости обработанной поверхности, це-
лесооборазно доводить инструмент до такой степени износа, при
которой общий срок его службы наибольший. Такой износ называ-
ется оптимальным или наивыгоднейишм.
9S
Чтобы восстановить режущую способность инструмента, его
необходимо переточить. Для каждого инструмента имеется опреде-
ленная зона стачивания, на которой можно производить переточку.
На рис. 3.50 пунктирными линиями показаны слои, удаляемые при
каждой переточке (К=5). Количество переточек К, которое допу-
скает инструмент, определяется делением длины зоны стачивания
Рис. 3.50. Зоны стачивания
на толщину снимаемого слоя металла за одну переточку. Общий
срок службы инструмента рассчитывается по формуле
ST = T(K-|-1), (3.55)
где ST — суммарная стойкость или общий срок службы инструмен-
та; Т — стойкость инструмента. Единица в формуле соответствует
заточке, производимой при изготовлении нового инструмента.
Таким образом, оптимальным следует считать износ инстру-
мента, соответствующий ординате точки А кривой износа, с кото-
рой начинается резкое нарастание его величины или начало уча-
Рис. 3.51. К определению величины оптимального износа
стка III (рис. 3.51, а). На участках I и II происходит соответственно
приработка инструмента и нормальный его износ.
Для определения оптимальной величины износа Л3 (0ПТ), при ко-
тором общий срок службы инструмента ST будет максимальным,
необходимо провести серию экспериментов. При этом следует про-
извести переточку инструментов после достижения некоторой опре-
деленной величины износа h3. Определив и нанеся значения ST
и ha на график, как это сделано на рис. 3.51,6, можно определить
ha (опт)» соответствующую максимальной суммарной стойкости режу-
щего инструмента.
Затупление, или степень износа, инструмента может ограничи-
ваться требованиями обеспечивания необходимых классов шерохо-
94
ватости и точности обработанной поверхности. В этом случае сте-
пень затупления режущего инструмента характеризуется техноло-
гическим критерием. Так, при износе резца по задней поверхности
на некоторую величину ha (рис. 3.52, а) ухудшается шероховатость
обработанной поверхности и, кроме того, наблюдается увеличение
диаметра обработанной детали на удвоенную величину радиально-
го износа hr (рис. 3.52, б).
а $
Рис. 3.52. Изменение размеров обработанной де-
тали при наличии радиального износа резца
Стойкость инструмента, соответствующая некоторой величине
радиального износа, называется размерной стойкостью. Высокую
размерную стойкость должны иметь инструменты, предназначен-
ные для чистовой или окончательной обработки, а также инстру-
менты, устанавливаемые на автоматизированных станках и авто-
матических линиях.
Процесс изнашивания режущих инструментов имеет следую-
щие особенности: 1) высокая твердость инструментального мате-
риала по сравнению с обрабатываемым; 2) большие удельные дав-
ления на инструмент; 3) высокая температура контакта трущихся
поверхностей инструмента и детали; 4) постоянное обновление
трущихся поверхностей и удаление продуктов износа.
Существует несколько гипотез процесса изнашивания режущих
инструментов. Так, согласно абразивно-молекулярной гипотезе
[60], различные структурные составляющие обрабатываемого мате-
риала с точки зрения их участия в процессе изнашивания инстру-
ментов из быстрорежущей стали могут быть разделены на две
группы.
1. Цементит и избыточные карбиды легирующих элементов.
Износ инструмента происходит в результате абразивного действия
этих составляющих на материал инструмента. Это действие усили-
вается из-за высокой температуры резания, в результате которой
твердость инструментального материала уменьшается.
2. Феррит и аустенит. Износ инструмента является следствием
молекулярного сцепления (схватывания или адгезии), приводяще-
го к образованию «мостиков» схватывания между материалом де-
тали и инструментом. В результате этого взаимодействия происхо-
дит отрыв мельчайших частиц материала инструмента и постепен-
ный его износ.
95
Поскольку в обрабатываемом металле имеется либо феррит
и цементит, либо аустенит и карбиды, при изнашивании инстру-
ментов всегда действуют оба процесса, т. е. наблюдается как абра-
зивное, так и молекулярное изнашивание. Интенсивность его
зависит от различного соотношения между структурными состав-
ляющими, а также от формы частиц цементита или карбида и их
величин.
Между силами трения обрабатываемого материала о контакт-
ные поверхности зубьев режущего инструмента и интенсивностью
изнашивания этих поверхностей нет соответствия. В ряде случаев
при малых силах трения износ больше. Это можно объяснить абра-
зивным действием острых частиц твердого цементита на материал
инструмента: чем они острее и легче «режут», тем меньше сила
трения. Однако износ инструмента при этом будет больше.
Процесс износа инструмента из твердых сплавов, работающих
при высоких скоростях резания, значительно сложнее. Основную
роль в износе передней поверхности таких инструментов играют
явления диффузионного растворения зерен карбидов вольфрама
в стальной стружке. Протекание диффузионного процесса
обусловлено высокими температурами контактных слоев
(1173... 1473 К).
Наряду с диффузионным твердые сплавы подвергаются также
молекулярному и абразивному износам. Молекулярный износ в
результате адгезии между твердым сплавом и обрабатываемым
металлом наблюдается при температурах контактных поверхно-
стей ниже 1173 К. Абразивный износ заключается в воздействии
цементита и карбидов обрабатываемого материала только на
мягкую составляющую твердого сплава — цементирующую ко-
бальтовую связку. В результате ее износа зерна карбидов воль-
фрама и титана как бы оголяются и облегчается их удаление из
связующего материала инструмента [60].
Диффузионные процессы играют главную роль в износе пе-
редних поверхностей твердосплавных инструментов, работающих
с высокой скоростью. Молекулярный и абразивный виды износа
обычны при сравнительно невысоких скоростях, а следовательно,
и при сравнительно невысоких температурах резания. Чаще всего
эти явления отмечаются при наличии износа инструмента по зад-
ним поверхностям.
3.12. Стойкость инструмента и допускаемая им скорость
резания
Продолжительность непрерывной работы инструмента до его
затупления (в минутах), т. е. время его работы между двумя смеж-
ными переточками, называется стойкостью инструмента Т, Иногда
для выражения технологических возможностей стойкость инстру-
мента дается в метрах пути резания (линейная стойкость) TL и в
количестве деталей, обработанных между двумя переточками.
•96
Стойкость инструмента и процесс изнашивания связаны между
собой. Чем больше интенсивность изнашивания, тем меньше стой
кость. Последняя служит количественным выражением интенсив-
ности изнашивания инструмента. Его стойкость сильно изменяется
в зависимости от условий резания, т. е. режимов резания, геомет-
рических параметров режущей части инструмента, применяемой
СОЖ и т. д. Одним из основных факторов, определяющих стойкость
Рис. 3.53. Зависимость износа режущего инструмента
от времени его работы
инструментов, является скорость резания. Уровень скорости реза-
ни§ влияет на стойкость инструмента постольку, поскольку в зави-
симости от скорости изменяется температура в зоне резания.
Чтобы получить график зависимости T=f (v) для определен-
ного инструмента, его используют до полного затупления при вы-
бранных условиях. При этом все условия сохраняются постоянны-
ми, за исключением v. Затем строят графики зависимости износа от
времени резания h3=f (r) (рис. 3.53). По этим графикам находят
соответствующие значения Т при предельном износе А3=Д и строят
кривые T—f(v) или v=f (Т). Как видно, чем больше величина
скорости резания (и4>Оз>v2>vi), тем меньше стойкость инстру-
мента. Если получить зависимости T=f(v) в широком диапазоне
скоростей при малой толщине среза (при малых подачах), обнару-
живается, что стойкость с повышением скорости v увеличивается
до определенного значения (рис.
3.54). При каком-то максималь-
ном значе&ии стойкость умень-
шается. Такой горбообразный
вид кривых v—f (Т) особенно ха-
рактерен для обработки твердым
сплавом.
При увеличении толщины
среза (подачи) вся кривая v =
=f(T) как бы сдвигается влево
(пунктирная кривая), минимум Б
исчезает и обнаруживается толь-
ко ветвь AAi. В практических ус-
4 Зак. 639
97
ловиях работы на обдирочных и полуобдирочных операциях такими
инструментами, как резцы, сверла, фрезы, в большинстве случаев
обнаруживается только правая ветвь кривой ЛЛЬ
3.13. Общий характер зависимости стойкости от скорости
резания T=f (v)
Исходя из анализа кривых износа инструментов получаем за-
висимость величины площадки износа от продолжительности работы
инструмента т, скорости резания v, толщины а и ширины b срезае-
мого слоя в виде следующей формулы [5, 83, 91]:
h3 = Cxav^aybe. (3.56)
Условимся, что а=const и b = const. Кроме того, критерий затупле-
ния Лз=Д=const. Тогда Д=С'таО₽. Отсюда
Но х=Т, тогда
Т — ( & \ 1
I, С' / «₽/а ’
Получим
Т = Ст 4г или v = -%, (3.57)
где Ст и Cv — постоянные величины для данных условий резания,
зависящие от материала инструмента, обрабатываемого материа-
ла, сечения среза, геометрии инструмента, условий охлаждения
и т. д.;|л=1/т или т=1/р,; иг — показатель относительной стойко-
сти, характеризующий интенсивность изменения скорости резания в
зависимости от изменения стойкости инструмента.
Если результаты опытов изобразить графически в прямоуголь-
ных координатах, получим закономерность T=f(v) в виде кривой
линии (рис. 3.55, а). В логарифмических координатах указанная
зависимость изображается в виде прямой линии (рис. 3.55, б)-
Действительно, прологарифмируем уравнение
Ст
т = тг’ <3-58)
которое справедливо только для ветви кривой ААц когда ц>1
и т<1:
Ig^lgCr-p.lgv,
где р, — тангенс угла наклона линии к оси и, т. е. p,=tg а. Получен-
ное уравнение соответствует уравнению прямой линии у=Ь — ах.
98
Значение т не является постоянной величиной. На нее влияют
как свойства инструментального материала, так и все другие усло-
вия процесса резания и особенно величина скорости резания. При
очень малых скоростях резания эта величина может быть меньше
или больше единицы.
Рис. 3.55. Последовательность обработки результатов опытов
при определении зависимости T=f (v)
Необходимо помнить, что уравнение
справедливо только для того диапазона скоростей резания, в кото-
ром проводились эксперименты. Только в этих границах допусти-
мо пользоваться постоянными величинами т, иначе можно полу-
чить неправильные результаты.
Общая закономерность изменения т такова: чем тяжелее усло-
вия работы инструмента в отношении высоких температур и силь-
ного истирания и чем хуже инструмент сопротивляется износу, тем
меньше показатель относительной стойкости. Приведем примерные
величины т для некоторых случаев обработки: 1) точение быстро-
режущими резцами стали без охлаждения — т = 1/8... 1/10; 2) тоже
с охлаждением — /п=1/5; 3) точение чугуна быстрорежущими
реЬцами — /п= 1/10...1/12; 4) точение стали и чугуна твердосплав-
ными резцами — т = 1/3...1/5; 5) нарезание резьбы, протягива-
ние — т = 1/2...1/3 и даже больше 1.
Полученная зависимость T=f(v) имеет большое значение,
так как позволяет при изменении v определять стойкость Т. Кроме
того, эта зависимость дает возможность решать ряд практических
задач, возникающих на производстве. В частности, она позволяет,
зная скорость резания t>i и стойкость инструмента 1\, определить
путем расчета Т2 или v2 при сохранении прочих условий резания
без изменений [127]:
Т = ; v*T = Ст = const. (3.59)
99
Следовательно,
vfTt = v$T2 . (3.60)
Разделим обе части уравнения (3.60) на v\T2. Получим
или
Л_ = f
Г2 \ /
(3.61)
При решении практических задач необходимо учитывать, что
даже небольшое увеличение скорости резания может вызвать рез-
кое падение стойкости и наоборот.
Пример 3.13.1. Пусть р. = 8; = 20 м/мии; 7\ = 45 мин; = 30 м/мин.
Требуется определить Т2:
Увеличение v на 10% приведет к уменьшению Т в два раза. Но если пере-
ходить на высокие скорости порядка 500 м/мии и более, пользование этой зависи-
мостью может дать неправильные результаты. Например: при Ti — 60 мин ско-
рость резания = 15 м/мин. Если же принять v2 = 10 м/мин, то Т2 = 26 ч. Такое
количество времени инструмент никогда не простаивает. Это пример того, как
важно критически относиться к эмпирическим формулам. Иными словами, при ис-
пользовании эмпирических формул необходимо учитывать диапазон изменения пе-
ременных величин, при которых были получены эти формулы.
3.14. Влияние толщины и ширины среза на скорость
резания
Скорость резания, допускаемая инструментом, зависит от его
режущих свойств и является скоростью при определенной, заранее
обусловленной стойкости инструмента. Такая скорость при постоян-
ной стойкости обозначается ит. Тогда пишут v2o, яво» уэо. Это озна-
чает, что скорость резания соответствует стойкости Г=20, 60,
90 мин. Для проходных резцов обычно Т=60 мин. Зная vT, можно
определить частоту вращения детали:
lOOOty
Очевидно, что на стойкость инструмента влияет не только ско-
рость резания, но и многие другие факторы. В теории резания ме-
таллов обычно выясняют влияние различных факторов не на
стойкость, а на скорость резания при постоянной стойкости, т. е.
вместо функциональной зависимости
Т—<p(v, а, Ь, См, Син, у, а, К.о*л> • •)
(3.62)
раскрывают зависимость у = ф (Т, а, Ь, См, Син, у, а, Лохл,.. •).
100
Часть этой зависимости, касающаяся Т, уже раскрыта, поэто-
му рассмотрим зависимость:
= /(а, См , Син, ^ОХЛ, Y> • • .). (3.63)
Характер и степень влияния на скорость резания Vt толщины
среза а и ширины b можно установить, во-первых, теоретическим
путем, используя уже известные данные. Общая зависимость изно-
са инструмента от различных факторов имеет вид [128]:
=Ст“п₽ау&8. (3.64)
Устанавливаем критерий затупления Л3=Д и T=T=const. Тогда
Д = СдТ%₽а'’&8,
отсюда
aV/₽ Ье/р’
Обозначим
у/₽ = ^о*» е/₽ = х0 иА = С0.
Тогда
= (3’65)
где У, > *„ •
Данные, полученные А. М. Даниеляном [27, 28] при обработке
стали 40ХН, имеют вид:
/i3=Cv8-5SW.n. (3.66)
При точении проходными резцами
Vt ~ а3,06/5.5^1,11/5,6 ~ О0,56 60,2’ (3.67)
Во-вторых, зависимость vT=f (а, Ъ) можно получить экспери-
ментальным путем. При постоянном обрабатываемом материале
интенсивность изнашивания инструмента изменяется в зависимо-
сти от режимов резания и температуры врез- При повышении врез
ускоряются структурные превращения в быстрорежущей стали,
приводящие к уменьшению ее износостойкости. Для твердосплав-
ного инструмента износостойкость также уменьшается с повыше-
нием врез, хотя и значительно медленнее, чем для инструментов из
быстрорежущей стали. При неизменном обрабатываемом мате-
риале и материале" режущего инструмента режимы резания, соот-
101
ветствующие одинаковой стойкости, являются режимами с одинако-
вой температурой резания, т. е.
vT = fa = const. (3.68)
Тогда, зная
9рез= С9хРаТ', (3.69)
можно определить
vr= /, . (3.70) Л’
где II Й| •ио <2 II * <* || “С© | 00
По данным, полученным А. М. Даниеляном [28] при обработке
стали 40ХН,
0рез= 148,8 о°Л $о,24/о,1. (3.71)
Из этого уравнения определим
Ср °7 ао,24/0,4^0.1/0,4 а0,6&0,25‘ (3.72)
Из приведенных примеров можно сделать выводы: 1) показа-
102
тели степени при а и Ь, полученные приведенными выше методами,
близки по своей величине; 2) оба показателя степени меньше еди-
ницы; 3) показатель степени при а больше, чем при b примерно
в 2,5 раза. Это значит, что на vT гораздо сильнее влияет толщина
среза, чем ширина. Таким образом, при снятии слоя металла с за-
данной площадью поперечного сечения среза стойкость инструмен-
та и допустимая скорость резания тем выше, чем больше ширина
(глубина) резания и чем меньше толщина (подача) среза. Чтобы
получить зависимость vT=f (а, Ь), обычно проводят две серии
стойкостных испытаний, доводя инструмент до затупления.
Вначале при нескольких значениях сечения среза, т. е. при
неизменной ширине b и различной толщине а, получают зависи-
мость T=f (v) и наносят ее на график в логарифмических коорди-
натах (рис. 3.56, а). Затем производят то же при неизменной а и раз-
личной b (рис. 3.56, б). Далее ведут обработку полученных данных
графоаналитическим способом (рис- 3.56, в) и выводят уравнения:
л
vT =----- при b = const, (3.73)
а°
где у„ = tga;
vT --------- при а = const.
bx°
(3-74)
Решив систему этих уравнений, получают общую зависимость
vT = f (a, b), т. e.
или, имея в виду следующие соответствия a-*-s,
°г=-7777м/с- (3-75)
где Cv — коэффициент, учитывающий влияние свойств обрабаты-
ваемого материала и материала инструмента, степени охлаждения
и прочего, т. е. учитывающий все условия и режимы обработки,
кроме а и Ь.
Экспериментальным путем для точения стали быстрорежущи-
ми резцами установлено:
При S 0,25 ММ/об С»®) =----^25^ оТ “/“и*1!
при s^0,25 мм/об о6о=------олг’б8 Об м/мин-
Как видно, показатели xv и yv в данных формулах достаточно
близки к тем, которые найдены теоретическим путем. Показатели
степени xv и yv, так же как и показатель относительной стойкости
т> не являются постоянными величинами, а изменяются в зависи-
мости от условий резания. Показатель степени у? при толщине
103
среза увеличивается с ростом абсолютных значений а и Ь, но
уменьшается с увеличением отношения а/b. Показатель степени при
ширине среза также увеличивается с возрастанием абсолютных зна-
чений а и Ь, но уменьшается с увеличением b/а. Таким образом,
показатель степени увеличивается при относительном уменьшении
соответствующего параметра.
Показатели xv и yv зависят также от свойств обрабатываемого
металла — с увеличением его пластичности увеличиваются, от
свойств инструментального материала — для твердосплавного
инструмента они меньше, чем для быстрорежущего.
При прямых стружках, если Ь/а>\ и значение показателей
степеней yv>xv, на скорость резания, допускаемую инструментом,
толщина среза влияет больше, чем его ширина, т. е. увеличение
толщины среза (или подачи) сказывается на уменьшении скорости
резания сильнее, чем увеличение его ширины (или глубины реза-
ния). Такой характер влияния а и Ь на Vt аналогичен их влиянию
на температуру резания и вызывается теми же причинами, т. е. при
увеличении толщины среза возрастает количество выделяемой теп-
лоты, а длина активной части режущего лезвия остается неизмен-
ной. При увеличении ширины среза наряду с возрастанием количе-
ства выделяемой теплоты 0рез активная часть режущего лезвия
становится длинней и усиливается отвод теплоты. В последнем
случае тепловая нагрузка на единицу длины режущего лезвия бу-
дет меньше и, следовательно, ниже 0рез. Поэтому увеличение шири-
ны среза в меньшей степени сказывается на повышении интенсив-
ности изнашивания инструмента и снижении его стойкости, чем
увеличение толщины среза.
Таким образом, при снятии слоя материала поперечного сече-
ния среза заданной площади стойкость инструмента и допускаемая
скорость резания тем выше, чем меньше толщина и больше шири-
на среза.
Этот вывод противоположен сделанному при рассмотрении сил
резания, где отмечалось, что для уменьшения силы Pz необходимо
увеличивать а за счет уменьшения Ь.
3.15. Влияние на vT свойств обрабатываемого
металла
Способность металлов поддаваться резанию принято называть
обрабатываемостью. Понятие обрабатываемость охватывает сово-
купность нескольких технологических свойств материала, характе-
ризующих его влияние на различные стороны процесса резания.
С точки зрения практики наибольший интерес представляют сле-
дующие основные показатели обрабатываемости: 1) относительный
уровень скорости резания, с которой целесообразно производить
обработку данного материала; 2) возможность и легкость получе-
ния требуемой шероховатости обработанной поверхности на отде-
лочных операциях; 3) относительная величина сил, затрачиваемых
при осуществлении процесса резания.
104
Единой универсальной характеристики обрабатываемости нет.
Металл, обладающий хорошей обрабатываемостью с точки зрения
уровня целесообразных скоростей, не может обеспечивать доста-
точной шероховатости поверхности, при этом возникает слишком
большая величина сил резания, и наоборот. Кроме того, необходи-
мо учитывать, что оценка обрабатываемости имеет всегда относи-
тельный характер. Например, величина допускаемой скорости ре-
зания зависит не только от свойств обрабатываемого материала,
но и от качества режущего инструмента. Шероховатость обрабо-
танной поверхности тесно связана с геометрическими параметрами
инструмента и с условиями резания, в частности со скоростью ре-
зания, при изменении которых можно получить самые различные
результаты.
Наконец, сравнительная оценка обрабатываемости нескольких
металлов в большей степени зависит от специфических особенно-
стей процесса резания и может сильно отличаться для таких раз-
нородных процессов, как точение проходными резцами и зубодолб-
ление, фрезерование, протягивание и т. д. Таким образом, нельзя
говорить об обрабатываемости без конкретного указания о том, ка-
кая сторона этого комплексного понятия имеется в виду и каковы
особенности производимой операции.
Во всех случаях наиболее важным показателем обрабатываемости
металлов является влияние свойств металла на интенсивность затуп-
ления инструментов, характеризуемое уровнем целесообразных ско-
ростей резания vp. Количественной мерой этого показателя обычно
служит величина скорости резания, например и6о> которая при опре-
деленных условиях резания обеспечивает шестидёсятиминутную
стойкость инструмента.
Интенсивность затупления режущих инструментов обусловлива-
ется действием двух факторов: температурой режущего инструмента
и истирающей способностью обрабатываемых материалов.
Величина допускаемой скорости vp или обрабатываемость метал-
ла с точки зрения уровня скоростей резания, определяется также
двумя особенностями обрабатываемого металла: истирающей способ-
ностью, от которой зависит активность истирания рабочих поверх-
ностей зубьев инструмента сходящей стружкой и обработанной
поверхностью изделия, и влиянием на возникающую температуру
в зоне резания.
Разнообразные свойства металла — механические, физические
и другие — оказывают влияние на интенсивность затупления инстру-
ментов и на величину Vp лишь постольку, поскольку они связаны
с двумя указанными особенностями, т. е.
Vr — f (0рез> Кист)- (3.76)
Истирающая способность металла обусловлена его химиче-
ским составом и структурой [128]. При обработке сталей наблюда-
ются следующие явления: 1) истирающая способность возрастает
с увеличением содержания углерода и карбидообразующих леги-
105
рующих элементов; 2) наименьшей истирающей способностью об-
ладает структурная составляющая феррита, небольшой коэффици-
ент Лиет имеет аустенит; 3) истирающая способность перлита
зависит от формы цементита, у пластинчатого перлита она больше,
чем у зернистого. Истирающая способность зернистого перлита
тем меньше, чем меньше зерна цементита; 4) у высоколегирован-
ных сталей истирающая способность значительно увеличивается,
если карбиды расположены в виде скоплений или сетки.
Исходя из этого можно охарактеризовать влияние структуры
обрабатываемого материала на допустимую скорость резания vT
следующим образом: при обработке сталей величина vT уменьша-
ется с увеличением содержания углерода и легирующих элементов.
Существенное влияние на обрабатываемость сталей данного соста-
ва оказывает микроструктура.
Наибольшая величина vT достигается при резании феррита,
а затем в порядке усиления интенсивности затупления инструмен-
тов идут зернистый и пластинчатый перлит, сорбит, троостит.
Для хорошей обрабатываемости стали должны иметь следую-
щую микроструктуру: 1) малоуглеродистые стали (С<0,3 %) —
пластинчатый перлит и феррит. Резко выраженная строчечность
феррита и крупные скопления его ухудшают обрабатываемость. Это
вызвано тем, что при больших скоплениях феррита он наволакива-
ется на режущее лезвие зубьев инструмента; 2) стали со средним
содержанием углерода (С=0,35...0,55 %)—пластинчатый перлит
и феррит в виде сетки или некрупных зерен. При структуре зерни-
стого перлита величина vT для обдирочных инструментов выше, но
на отделочных операциях получается большая шероховатость по-
верхности и сильное налипание обрабатываемого металла на зад-
нюю поверхность инструмента; 3) высокоуглеродистые, конструк-
ционные (00,55 %) и инструментальные стали — зернистый
перлит.
При обработке серого чугуна величина допустимой скорости
резания Vt также уменьшается с увеличением содержания углерода
в виде цементита Fe3C и легирующих элементов. Цементит резко
ухудшает обрабатываемость чугуна, вызывая быстрое истирание
инструмента, а графит улучшает его обрабатываемость. Наилучшая
обрабатываемость чугуна обеспечивается при наличии графита
в свободном виде и малом содержании цементита.
В производственных условиях весьма важно увязать обрабаты-
ваемость материалов с их прочностью и твердостью. В общем случае
существует известная связь между Vt и механическими свойствами
металлов. Но иногда эта связь имеет большие отклонения. Поэтому
механические характеристики сталей не могут служить основой для
достаточно точного суждения о величине допустимой скорости реза-
ния Vt Обрабатываемость зависит от механических свойств, а также
от теплопроводности и характера микроструктуры обрабатываемого
материала. Рассматривая связь между величиной Vt и механически-
ми свойствами металла, необходимо иметь в виду, что последние не
могут оказывать прямого влияния на интенсивность изнашивания
106
режущих инструментов, так как допустимая скорость, как отмеча-
лось выше, определяется двумя факторами: истирающей способностью
обрабатываемого металла и температурой резания 0рез. Однако может
существовать непосредственная связь, установленная эксперименталь-
ным путем, между механическими свойствами металла, например
НВ И О® С ^Сист И Орез*
Поскольку существует такая связь, наблюдается влияние меха-
нических свойств на допустимую скорость резания Ут.
В практике часто пользуются следующими приблизительными
зависимостями между и механическими свойствами металлов:
,, СНВ
-------й-- ИЛИ VT = ——
(нв)"р
(3.77)
где — показатель интенсивности влияния твердости НВ и преде-
ла прочности <тв на vt . Для оценки величины этого показателя при
обработке различных материалов приведем некоторые данные [129].
Так, например, при точении быстрорежущими резцами незакаленных
сталей nv = 1,5... 1,75, твердосплавными резцами закаленных и не-
закаленных сталей соответственно п0 = 1... 1,5, п0 = 2.
Для серого чугуна зависимость между vT и НВ точнее, чем для
стали, а/г0=1,7. Зная vr при обработке определенного материа-
ла твердостью НВ', а также твердость НВ" материала другой мар-
ки, можно легко определить допустимую скорость резания vT для
его обработки
(3.78)
Пример 3.15.1, При точении стали 40Х с твердостью НВ 2070 v'T= 1/2”м/с.
Требуется определить Vj-, если необходимо обрабатывать сталь с твердостью
НВ 2550.
Так как п5 = 1,75 в случае обработки стали,
. , / НВ' 1 / 2070 \1.75 1
НВ" ) “ 2 2550 ) “3 М/С'
При обработке отливки с отбеленной коркой, окалиной или песком допусти-
мую скорость резания vT необходимо уменьшать на 10...20% [127].
3.16. Влияние на vt качества инструментального материала
и геометрических параметров инструмента
Общие сведения. Различные инструментальные материалы
обладают разной красностойкостью и износостой-
костью. Этими качествами и определяются режущие свойства
инструментальных материалов.
При сравнении режущих свойств инструментальных материа-
лов для одного из них, принятого в качестве эталона при опреде-
ленных условиях резания, получают величину vt, затем находят
107
Таблица 3.5
Материал режущего инструмента Обрабатываемый материал Значения коэффици- ента ДННо
Р18, Р9, Р12, Р6М5 Сталь 1
Чугун 1
Т5КЮ Сталь 3
Т14К8 » 3,5
Т15К6 » 4,5
Т15К4 » 5,5
ВК8 Чугун 3
ВК6М » 3,5
вкз » 4
Минералокерамические Сталь 5,5...6
пластины
Vt для других инструментальных материалов и сопоставляют по-
лученные величины. В результате получают коэффициент относи-
тельного увеличения скорости резания.
иг->Т15К6
^^Р18(эталов) •
(3.79)
Примерные значения Кт0 при точении резцами из различных
материалов приведены в табл. 3.5.
Система нормативов [95] содержит рекомендации скорости, до-
пускаемой для одной марки материала, а при переходе на инстру-
мент из другого материала пользуются коэффициентом Кин0-
Понятие об оптимальной геометрии инструмента. На интен-
сивность изнашивания контактной площадки инструмента боль-
шое влияние оказывает форма его режущей части и величина углов
заточки, т. е. его геометрические параметры. Изменение параметров
влечет изменение стойкости инструмента, сил резания и т. д.
Геометрические параметры, при которых достигаются наиболь-
шие величины стойкости и допустимой скорости резания Vt, назы-
ваются оптимальными или наивыгоднейшими. При назначении
оптимальных геометрических параметров инструментов следует
помнить, что иногда целесообразно допускать некоторые отклоне-
ния от оптимальных значений а и у на 2...3°, что позволит умень-
шить номенклатуру применяемых инструментов.
3.17. Основные положения по назначению оптимальных
геометрических параметров инструментов
Выбор заднего угла а. Задний угол устанавливается с целью
уменьшения трения задней поверхности режущего инструмента об
обработанную поверхность детали. С увеличением значения угла а
до каких-то определенных пределов условия резания улучшаются.
Однако увеличение а приводит к уменьшению угла заострения р,
в результате чего ухудшаются условия теплоотвода. Иными слова-
108
ми, с увеличением а стойкость сначала растет, а затем падает
(рис. 3.57). Чтобы полнее выяснить характер изменения стойкости
режущего йнструмента в зависимости от величины заднего угла,
необходимо еще учитывать толщину срезаемого слоя. Обнаруже-
но, что при обработке сталей большая величина оптимального
угла а соответствует меньшей толщине срезаемого слоя. Так, за-
Рис. 3.57. Зависимость стойкости инструмента от
его заднего угла при различных значениях тол-
щины срезаемого слоя (a3>a2>ai)
висимость величины оптимального заднего угла от толщины среза
имеет вид
с
sin а0Пт = —Z—. (3.80)
а4
При обработке стали ? = 0,3; С=0,13.
Для практических целей при обработке сталей рекомендуются
следующие значения задних углов: а) для обдирочных резцов при
s>0,3 мм/об а=8°; б) для чистовых резцов при s<0,3 мм/об
а=12°; в) для торцовых и цилиндрических фрез а=12...15°; г) для
прорезных фрез а = 25...30°. Значения величины задних углов при
обработке чугуна несколько меньше, чем для обработки сталей.
Рис. 3.58. Зависимость стойкости инструмента от
его переднего угла при различной твердости об-
рабатываемого материала
(НВ'<НВ"<НВ"')
Выбор переднего угла у. Как известно, чем больше передний
угол у, тем легче протекает процесс резания, т. е. тем меньше силы
и температура резания, деформация срезаемого слоя, а следова-
109
тельно, выше стойкость режущего инструмента. Однако следует
учитывать, что с увеличением угла у уменьшается угол заостре-
ния р и тем самым ухудшается отвод тепла. Поэтому кривые
T=f(y) имеют характер, аналогичный графику T=f(a) (рис. 3.58).
Передний угол должен быть тем больше, чем меньше твердость
и прочность обрабатываемого материала и чем больше его пластич-
ность. Для резцов из быстрорежущей стали при обработке мягких
. Рис. 3.59. Форма передней поверхности резца:
а — с отрицательной фаской; б — с лункой
сталей угол у=20...30°, сталей средней твердости — у=12...15, чу-
гуна— у=5...15 и алюминия — у=30...40°. У твердосплавного
инструмента передний угол делается меньшим, а иногда даже отри-
цательным в силу того, что этот инструментальный материал менее
прочный, чем быстрорежущая сталь. Однако уменьшение у приво-
дит к росту сил резания. Для уменьшения сил резания в таком
случае применяют двойную заточку по передней поверхности
(рис. 3.59, а). Она целесообразна как для твердосплавного, так и
для быстрорежущего инструмента. Величины у, у/ и f в этом слу-
чае для твердосплавного инструмента соответственно равны 15°,
— 5°, (1...1,5) s и для быстрорежущего инструмента 30е, 0° и 0,8s.
Для обеспечения завивания стружки при скоростном точении
на передней поверхности зуба делают уступы, или порожки, либо
мелкие лунки (рис. 3.59, б). Последние обеспечивают лучшее зави-
вание стружки.
Выбор главного угла в плане <р. При постоянных значениях s и
t изменение угла <р приводит к изменению ширины и толщины
срезаемого слоя, так как
, t
о =------ и a = s sin ср.
sin <p
Чем меньше значение угла <р, тем больше ширина среза b и вели-
чина угла в и тем лучше отвод тепла. Иными словами, малые углы
Ф способствуют увеличению стойкости инструмента (рис. 3.60, а).
При точении стали твердосплавными резцами для ф = 45° следует
принять /C<pt>=l, при ф=10° /Сф1>=1,5, при ф=30° /C<pv=l>13> при
Ф = 60° /Qpt>=0,92 и при ф=90° кФ1,=0,81. Отсюда следует, что для
увеличения стойкости инструмента надо стремиться к уменьшению
угла ф. Однако с точки зрения вибраций чрезмерное уменьшение
угла ф оказывается вредным, так как при этом наблюдается резкое
110
возрастание радиальных сил резания Ру и увеличение вибраций.
При обработке нежестких деталей для уменьшения радиальных
составляющих Ру главный угол в плане следует увеличивать до зна-
чения <р = 90° (рис. 3.60,6 и в). Однако в отдельных случаях вели-
чину угла <р назначают из конструктивных соображений. Например,
у метчиков для нарезания глухих резьб угол ф берется большим
(ф=40°), чем у метчиков для нарезания сквозных резьб (ф = 20°).
Рис. 3.60. Зависимость стойкости инструмента от главного угла в плане:
а — график T=f (<р); б, в — изменение силы Ру с изменением угла <р; г — углы
Ф и ф1 для метчиков
В этом случае увеличение <р до 40° улучшает условия нарезания
резьб в глухих отверстиях (рис. 3.60, г).
Выбор вспомогательного угла в плане <рь Назначение этого угла
заключается в уменьшении трения вспомогательной поверхности
инструмента об обработанную поверхность. Однако чем больше
угол фь тем больше величина остаточных гребешков на обработан-
ной поверхности. Кроме того, угол при вершине е меньше, а следо-
вательно, хуже отвод тепла. График зависимости стойкости резца
от величины вспомогательного угла в плане, т. е. 7'=f(<pi), пред-
ставлен на рис. 3.61. Для отдельных видов инструментов величина
угла ф! колеблется в пределах от 0 до 2...3'. Например, у сверл и
метчиков ф] = 2...3, а у отрезного резца ф1 = 1...30 [130].
111
a — прямолинейные; б — радиусные
ти инструмента от вспомога-
тельного угла в плане ф1
Рис. 3.63. К выбору угла наклона режущего лезвия зуба инстру-
мента:
а — положительное и отрицательное значения X; б — при обработке преры-
вистых поверхностей с +Х и —X; в — направление схода стружки при наре-
зании резьбы метчиком с углом +Х; г, д, е — направление схода стружки
при точении резцов с Х=0; Х>0 и Х<0
Переходные режущие лезвия обеспечивают плавное сопряже-
ние главного и вспомогательного режущих лезвий. При наличии
переходного лезвия уменьшается шероховатость обработанной
поверхности и повышается стойкость режущего инструмента.
Переходное режущее лезвие выполняется либо прямолинейным
(рис. 3.62, а), либо по радиусу — г=0,5...2 мм (рис. 3.62, б). Обыч-
но у проходных и отрезных резцов длина переходного лезвия соот-
ветственно составляет /=2...3 и /=0,5...1 мм.
Выбор угла наклона главного режущего лезвия Л. При выборе
величины угла % необходимо учитывать следующее: 1) чем больше
величина положительного угла А,, тем больше масса металла около
носика (вершины) инструмента (рис. 3.63, а) и лучше отвод тепла.
Необходимо также учитывать, что положительные углы % как бы
соответствуют отрицательным передним углам, а это затрудняет
работу резания; 2) при положительных углах к острие инструмента
оказывается более прочным, что весьма важно для твердосплавных
инструментов, особенно при работе их с ударами и пульсирующими
нагрузками (рис. 3.63,6); 3) угол А, влияет на направление схода
стружки и ее форму (рис. 3,63, в...е).
3.18. Совершенствование конструкций резцов
общего назначения
Технический прогресс и рост производительности труда в совре-
менном машиностроении требуют непрерывного совершенствова-
ния как самих процессов обработки резанием, так и повышения
технического уровня инструмента за счет следующих факторов [84]:
1) изыскания и применения новых, более производительных и
стабильных по своим свойствам марок инструментальных сталей
и твердых сплавов; 2) создания и освоения новых высокопроизво-
дительных конструкций резцов, обеспечивающих эффективную
эксплуатацию высокопроизводительного оборудования, например
станков с числовым программным управлением (ЧПУ), автомати-
ческих линий и т. д.; 3) разработки новых стандартов на инстру-
мент, в частности на резцы, соответствующих уровню лучших за-
рубежных фирм или превосходящих его; 4) повышения точности
изготовления формы режущей части и геометрических параметров
резцов, особенно.фасонных; 5) применения комбинированных рез-
цов (см. параграф 20.1); 6) более широкого использования резцов,
оснащенных неперетачиваемыми многогранными и круглыми пла-
стинками твердого сплава; 7) применения резцов, оснащенных
эльбором, эксплуатация которых особенно эффективна при обра-
ботке деталей из закаленных сталей, чугунов, труднообрабатывае-
мых сталей и сплавов. Это позволяет получать при обточке и рас-
точке деталей поверхности 7...8-го классов шероховатости и 6...7-го
квалитетов точности. Кроме того, применение резцов из эльбора
повышает производительность труда в 2...4 раза; 8) широкого при-
менения конструкции ротационных резцов, разработанных в ФТИ
АН БССР (см. параграф 4.5).
из
ГЛАВА 4. ТОЧЕНИЕ
4.1. Силы резания и мощность при точении
В условиях несвободного резания при точении равнодействую-
щую силу сопротивления резанию R раскладывают на три состав-
ляющие (рис. 4.1): Pz — тангенциальную силу, или главную силу
резания, которая действует в направлении главного движения
станка; Ру— радиальную силу, действующую в горизонтальной
плоскости перпендикулярно к оси детали; Рх — силу подачи, или
осевую силу, действующую параллельно оси детали, противопо-
ложно направлению подачи.
Принято по величине силы Pz производить расчеты прочности
и жесткости резца, а также необходимой мощности на осуществле-
ние процесса резания. Более правильно было бы точные расчеты
резца производить на деформацию косого изгиба от действия силы:
При определении прогиба детали, прочности и жесткости, от-
дельных деталей станка за основу принимают величину силы'Ру,
а прочность и жесткость механизма подачи станка рассчитывают
по величине силы Рх.
Для измерения рил Pz, Ру и Рх при точении используют трех-
компонентные токарные динамометры. Так, например, установле-
но, что при точении конструкционных сталей и чугунов резцом с
геометрическими параметрами <р = 45°, у=15°, Z,=0° имеется сле-
дующее соотношение сил резания: Ру= (0,4...0,5)PZ; Рх=(0,3...
0,4) Pz, а. при точении жаропрочных сталей сила Ру может быть
больше по величине, чем сила Pz. С увеличением угла «рис умень-
шением переднего угла у отношение PV!PZ уменьшается, а отноше-
ние PJPz увеличивается. Кроме того, относительные величины Рх
и Ру возрастают с увеличением износа резца, особенно при затупле-
нии его по задней поверхности. Для точного определения состав-
ляющих силы резания, А, Ру и Рх существуют эмпирические урав-
нения, полученные экспериментальным путем.
114
Равнодействующая /? является диагональю параллелепипеда.
Следовательно,
R = ]/ Pl + P^ + P2x или ~ (1,1...1,2) Рг .
Здесь же отметим, что угол между силами /? и Pz -ф = 25...40°.
Зная величину сил резания, можно определить мощность, не-
обходимую для осуществления процесса резания. Эту мощность
Рис. 4.1. Разложение силы резания на три состав-
ляющие
называют эффективной, так как она не включает затраты мощ-
ности на преодоление сил трения в механизмах станка [16, 83, 102]:
Л^рез = N рг + N Ру + N рх (4.1)
или
М — * I, У У I * % тсРт
«рвз — go . ю» 60 • 10» 60-10» ’
где vz = v — скорость резания, м/мин; vy = 0 — скорость перемещения
резца в радиальном направлении, м/мин; vx = 4^-—скорость пода-
1UUU
чи, м/мин.
Так как величина vx очень мала по сравнению со скоростью
резания, третьим слагаемым при подсчете Мрез можно пренебречь.
Например, при точении с о = 30 м/мин, s=0,3 мм/об и п=800 об/мин,
fx=0,24 м/мин. Тогда
М>ез = 60 * 10» к®т’ ^-2)
115
Определив эффективную мощность Мрез, можно найти мощ-
ность электродвигателя станка по формуле
ЛГДВ =--------------
дв 60.10’г)стКп
кВт,
(4-3)
где т)ст — КПД станка. Обычно Цст принимают равным 0,75; Кп —
коэффициент допускаемой кратковременной перегрузки. В боль-
шинстве случаев Кп= 1,3...1,5, а иногда Кп=2.
4.2. Влияние различных факторов на силы резания
при точении
Влияние подачи и глубины резания. Используя формулу
А. Н. Челюсткина для определения силы Pz в случае свободного
резания Рг=СргЬа°’75 и учитывая, что при точении проходными рез-
цами b = t/sin <p, a = s sin ф, запишем
Рг = С p//sin ф5°>75(5Ш ф)°>75
или
Pz = c'p/sP’16.
Экспериментальными исследованиями установлено, что для
всех составляющих сил резания Pz, Ру и Рх влияние глубины реза-
ния и подачи может быть выражено общей зависимостью
Р = c/psp. (4.4)
Значения постоянных коэффициентов Ср и показателей степеней
хр и ур зависят от свойств обрабатываемого металла, геометриче-
Рис. 4.2. К определению величины В
при работе фасонным (а) и отрез-
ным (б) резцами
Рис. 4.3. Резец конструкции В. А. Ко-
лесова
ских параметров режущей части резцов, условий смазки, охлажде-
ния зоны резания и т. д. fe качестве примера приведем эмпириче-
ские формулы для определения составляющих сил резания при
точении стали проходными твердосплавными резцами:
116
Рг = CP2/s°-78tT-o-,s;
Р„ = Ср /o.9s°-6u-°-3;
У Гу
Рг = Ср /s0’5»-0-4.
х рх
(4-5)
При фасонном точении твердосплавными резцами Рг = С р Bs°>75,
а при работе отрезными и прорезными резцами — Рг = Ср Bs, где
В — ширина обрабатываемой детали или длина лезвия резца, нахо-
дящегося непосредственно в работе (рис. 4.2).
С уменьшением отношения t/s степень влияния глубины резания
на величину силы Рг уменьшается, а подачи — увеличивается. К то-
му же отметим, что при работе резцами конструкции В. А. Коле-
сова (рис. 4.3), имеющими <р0 = 0 на ширине фаски I = (1,1...1,2) s,
значения показателей степеней при t и s в формуле для определе-
ния силы Рг одинаковые, т. е. хр = ур = 0,9.
Влияние свойств обрабатываемого металла. В общих чертах
это влияние было рассмотрено в параграфе 3.5. Для практических
расчетов P2=f(<jB, НВ) можно пользоваться приближенными зави-
симостями
Рг = СМВН? и Р = С о’. (4.6)
В качестве примера отметим, что при обработке сталей с твер-
достью НВ <1700 показатель степени </=0,35, а с НВ>1700 —
</>0,75; при обработке чугуна </=0,55.
Другими словами, чем выше твердость и прочность обрабатыва-
емого материала, тем больше значения сил резания. Эта зависи-
мость позволяет дать формулы отношений, т. е. если НВ' соответ-
ствует Р', а НВ"->Р":
Р' = / НВ' у
Р" \ НВ" /
или
По этой формуле можно определить любую силу резания при
обработке стали с НВ", если известна сила резания Р' для стали
с НВ' [130]. Например, при обработке стали с НВ' = 1800 сила
Ру =150 даН. Требуется определить Ру при обработке стали с
НВ" <2550. Тогда
р - isoу = 293 даН.
у \ 1800 )
Что касается влияния свойств материала инструмента, скоро-
сти резания, смазочно-охлаждающей жидкости, переднего и зад-
него углов на силы резания, то выводы, сделанные для случая сво-
117
бедного резания, целиком применимы к точению проходными рез-
цами.
Влияние главного угла в плане ф. По мере увеличения угла <р
при обработке чугуна сила Pz уменьшается, а при обработке стали
Pz сначала уменьшается, а затем (при ф=50°) возрастает (рис. 4.4).
Такой характер зависимости Pz=f(q>) объясняется тем, что увели-
чение <р приводит к уменьшению ширины b и увеличению толщины
Рис. 4.4. Влияние главного угла в плане <р на
силы резания Рх, Ру, Pz
среза а, хотя при этом глубина резания и подача остаются неиз-
менными.
Указанное изменение величин Ь и а уменьшает силу Pz. Кроме
того, большему значению угла ф будет соответствовать [130]:
1) большая длина криволинейной части главного режущего лезвия
/*, > Zftt, что усложняет условия резания и способствует увеличе-
нию сиды Рг (рис. 4.5, а, б); 2) меньшее значение угла уг вспо-
могательного режущего лезвия в секущей плоскости А — А, в то
время как передние углы у и у2 в главной секущей плоскости
N — N будут одинаковыми при различных значениях угла ф
(рис. 4.5, в, г). А это также приводит к увеличению силы Р.
Таким образом, увеличение угла ф оказывает сложное влияние
на силу Рг. При малых значениях угла ф большее воздействие на
величину силы Рг оказывает изменение ширины и толщины среза,
а при работе резцами с ф > 50° преобладает влияние радиуса кри-
волинейной части режущего лезвия и значения угла уг.
Влияние величины угла ф на силы Ру и Рх легко объясняется
изменением соотношения сил, действующих в горизонтальной
плоскости. Как видно из рис. 4.6, с увеличением угла ф сила Рх
возрастает, а сила Ру уменьшается. При ф = 90° сила Ру=0.
Вспомогательный угол в плане ф] и угол наклона главного ре-
жущего лезвия X. Данные углы оказывают незначительное влияние
на величину силы резания, а поэтому это влияние для практических,
случаев не учитывается.
118
Влияние радиуса сопряжения режущих лезвий г. Увеличение
г, как и уменьшение главного угла в плане <р, изменяет условия ре-
зания (рис. 4.7). При увеличении г как бы растет ширина и умень-
шается толщина среза при неизменных значениях t и s. Кроме того,
это приводит к увеличению деформации срезаемого металла и
уменьшению переднего угла вспомогательного режущего лезвия.
Рис. 4.5. Изменение криволинейной части режущего лезвия резца
и угла Yi с изменением угла ср:
а, б-Иг^1^ ; в, г-у\>Ч(<ц
Рис. 4.7. Влияние радиуса сопряже-
ния режущих лезвий г на величину
составляющих силы резания:
1—Р2 = Срг г0»1; 2—Ру =СРу г 0,25.
*-^.=-7о?г
Рис. 4.6. Влияние главного угла в
плане ср на величину составляющих
сил резания Рх и Ру при ф1<фг<фз
119
Таким образом, рассмотрев влияние различных факторов на
величину сил резания, приведем обобщенные формулы для подсче-
та сил резания при точении:
Р2 = CptXp*sP2-, (4.8)
Ру = Cptpvspy-, (4.9)
X _ у _
Px = Cptp*sp*, (4.10)
где Ср — постоянные коэффициенты, характеризующие влияние
условий обработки на величину сил резания. Величина Ср опреде-
ляется как произведение ряда поправочных коэффициентов:
Ср ~ ^р^нв^м^ф^^сож^л’ • • ’ (4.11)
где Ср — постоянная, характеризующая определенные условия реза-
ния для конкретной марки обрабатываемого материала, принятого
за основу (эталон). Например, для точения твердосплавными резца-
ми стали с сгв = 650 МПа (НВ = 1800) СРг 270; для фасонных
резцов из быстрорежущей стали СРг~ 190; для отрезных резцов
О2~ 220; для серого чугуна с НВ = 1900 Ср2~90.
В свою очередь Д— поправочные коэффициенты, характеризую-
щие влияние: Ды— группы обрабатываемого материала (сталь угле-
родистая, легированная и т. д.); Днв— твердости или прочности
обрабатываемого материала; Дф — главного угла в плане ср, ДсоЖ —
смазочно-охлаждающей жидкости; Дй — величина износа резца и т. д.
Конкретные величины постоянных Ср, поправочных коэффициен-
тов Д и показателей степени хну приводятся в специальных
справочниках по режимам резания. Там же помещены таблицы, по-
зволяющие определить силы резания при различных значениях
глубины резания и подачи.
4.3. Скорость резания при точении
Зависимость vT от параметров обработки. На уровень ско-
ростей резания, допускаемых резцом, оказывают влияние различ-
ные факторы, в том числе стойкость, или продолжительность рабо-
ты резца до износа, принятого за критерий затупления, геометри-
ческие параметры резца, материал его режущей части, глубина
резания, подача и т. д. При рассмотрении влияния указанных фак-
торов на уровень скоростей резания при точении остановимся пре-
жде всего на характере и конкретных величинах критерия износа
резца. Вид и кривые износа для твердосплавных проходных резцов
при обработке стали без охлаждения даны на рис. 4.8, а, б.
Приведем некоторые существующие рекомендации средних ве-
ко
личин допустимого износа резцов по его задней поверхности h3
[16, 60, 83]: 1) резцы из быстрорежущей стали проходные и подрез-
ные при обработке стали с охлаждением — Л3=1,5...2 мм; 2) отрез-
ные и прорезные резцы — й3=0,8...1,0 мм; 3) фасонные резцы —
ft3 = 0,4...0,5 мм; 4) резцы, оснащенные твердым сплавом: а) при
обработке стали — h3—1,0...1,1 мм; б) при обработке чугуна —
/г3=0,8...1,0 мм; 5) резцы, оснащенные минералокерамикой,—
ft3=0,5...0,7 мм.
Рис. 4.8. Вид износа резца и зависимость величины износа от времени
работы инструмента
Многочисленными экспериментами установлено, что зависи-
мость стойкости инструмента от скорости резания имеет вид
ViT”1 = v2Tf = ... = vnT™ = Со = const (4.12)
или
_ Св t _ cv с,
7'{п' Тт'
где Cv — постоянная величина, зависящая от материалов режущей
части резца, и детали, условий резания (подачи, глубины резания,
геометрических параметров резца и т. д.) и других факторов; т —
показатель относительной стойкости, характеризующий влияние
стойкости, инструмента на скорость резания. Величина его зависит
от тех же факторов, что и константа Cv.
Примерные значения показателя относительной стойкости при
точении различных материалов приводятся в табл. 4.1.
Влияние на скорость vT глубины резания и подачи. Для усло-
вий свободного резания при точении ранее приводилась зависимость
vr = f (а, b), имеющая вид:
= С°
vt ау°Ьх°
Учитывая, что 6 =//sin ф, a=s sin ф, получаем
121
где xv и yv<l и, кроме того, yv>xv для случая образования прямых
стружек.
Таблица 4.1
Обрабатываемый материал Материал инструмента Значение т
Сталь при обработке: без охлаждения Быстрорежущая сталь 1 8 * 1 “ 10
с охлаждением То же 1 5
1 1
Чугун 10 * ” 12
Цветные металлы 1 з •• 1 • 4
1
Сталь и чугун Твердый сплав 5
Сталь Минералокерамика 1 3
Известно, что зависимости vT=f(b) и vT=f\(a) в декартовых
координатах выражаются не прямыми, а кривыми, т. е. показатели
степени при b и а являются переменными. Это положение пол-
ностью относится и к следующим зависимостям (рис. 4.9):
vT = f(t) И Vr = fl(s).
Показатели xv и yv, характеризующие степень влияния глуби-
ны и подачи на скорость резания согласно результатам экспери-
ментальных исследований, изменяются соответственно в пределах
0,15...0,25 и 0,2...0,7.
Величины х® и yv зависят от абсолютных значений t и s, их
отношения t/s, а также от свойств обрабатываемого и инструмен-
тального материалов. Коротко влияние перечисленных факторов
на величину показателей степеней х® и yv можно охарактеризовать
следующим образом: 1) с увеличением t и s, а также пластичности
обрабатываемого материала значения х® и yv возрастают; 2) с уве-
Рис. 4.10. Зависимость с>г=
-f (ф)
Рис. 4.9. Зависимости:
/ — vp ~f(t); 2—v r=f(s)
122
личением отношений t/s yv растет, a xv уменьшается; 3) при обра-
ботке твердыми сплавами значения показателей xv и yv меньше,
чем при обработке быстрорежущими сталями.
В качестве примеров приведем зависимости v=f(T, s, t) при
обработке некоторых материалов резцами из различных инстру-
ментальных материалов [130].
1. При точении конструкционной стали с <тв=650 МПа проход-
ными твердосплавными резцами Т15К6 с подачей s = 0,3...0,75 мм/об
V ~ ^0,2^0,15^0,36 • (4-14)
Если <р=45° и ф1 = 10°, Сг~400.
2. При точении серого чугуна с НВ = 1900 резцами, оснащен-
ными твердым сплавом ВК6, с подачей s>0,4 мм/об
° = 741,2^0,15^,4 ’ (4-15)
Если <р=45° и ф1 = 10°, Cv~240.
3. При точении стали с сгв=650 МПа, НВ=1500, t^s резцами
конструкции В. А. Колесова
V = 7-0,18^0,15^,3 • (4.16)
Если ф=45°, Сг~330, а при ф=90° С\,~228.
В справочниках по режимам резания обычно приводятся значения
Со для металлов различных групп, например сталей конструкцион-
ных, высокоуглеродистых, хромистых, хромоникелевых, чугунов,
цветных металлов и других с определенными твердостью НВ или
прочностью ав. Пересчет значений Со для металлов другого состава
и с другими механическими свойствами производится с помощью
поправочных коэффициентов Ки и Кнв.
Влияние на vT геометрических параметров резца. Общие сообра-
жения о влиянии геометрических параметров инструментов на до-
пустимую скорость резания vT были рассмотрены для случая сво-
бодного резания. Здесь же рассмотрим это влияние с количествен-
ной стороны.
Влияние главного угла в плане ф. При увеличении угла ф до-
пустимая скорость резания vT уменьшается (рис. 4.10). В общем
виде можно записать
(417>
гр*
где z — показатель степени влияния угла ф^на величину vT.
Для примера отметим, что при обработке стали твердосплав-
ными резцами с подачей s^0,3 мм/об z~0,4.
123
Влияние вспомогательного угла в плане <рх. Это влияние на до-
пустимую скорость резания vT выражается формулой
Св
= (4-18)
Ф1
Следует отметить, что при увеличении угла Фх свыше 10° допусти-
мая скорость резания vr падает (рис. 4.11). Значение показателя
»КфО
Uy>M/NUti
степени е при этом равно 0,1. В общем случае, если принять vT =
= 1 для ф, = 10°, для ф1 = 20 и 45° vT соответственно будет равно
0,94 и 0,87.
Влияние радиуса при вершине резца г на vT. При увеличении
г допустимая скорость резания vT возрастает (рис. 4.12). Зависи-
мое ть vT = f (г) имеет вид
«г = Сог“. (4.19)
Следует отметить, что более ощутимое влияние оказывает вели-
чина радиуса г на величину vT при чистовой обработке. Так, напри-
мер, при черновом точении быстрорежущими резцами показатель
степени и = 0,1, а при чистовом — и =0,2. Если принять при г = 2
vT = 1, при r= 1 vT~Q,9, то при г =3 1,05.
Влияние размеров сечения державки резца. При увеличении
размеров сечения державки резца улучшаются условия отвода тепла
из зоны резания и увеличивается его жесткость, что позволяет
несколько увеличить допустимую скорость резания v т. Первый фак-
тор, т. е. улучшение условий отвода тепла, оказывает более сильное
влияние на величину vT, чем второй. В целом же влияние обоих
факторов на величину vT на практике не учитывают, так как доми-
нирующим фактором при выборе размеров сечения державки резца
являются силы резания. Чем больше силы резания, тем больше
должно быть сечение державки резца, обеспечивающее его проч-
ность и виброустойчивость.
Влияние смазочно-охлаждающей жидкости на vr. Применение
СОЖ тем сильнее повышает уровень допустимой скорости резания,
124
(4.20)
(4.21)
(4.22)
определен-
и данных
чем больше охлаждающие свойства жидкости. Обычно при точении
сталей применяют водную эмульсию. Количество подаваемой жидкос-
ти при черновом точении составляет 8... 12 дм3/мин, а при чисто-
вом— 4... 6 дм3/мин. Применение СОЖ позволяет повысить скорость
резания на 10...25%, причем в большей степени при обдирочных
и в меньшей при чистовых работах. Применяя распыленное охлаж-
дение, можно повысить стойкость инструмента в 1,5...4 раза по
сравнению с работой всухую и по сравнению с охлаждением по-
ливом.
4.4. Обобщенные формулы для расчета vT при точении
Наружное продольное точение. Учитывая влияние различных
факторов на допустимую скорость резания, формулу для подсчета
скоростей резания в общем виде можно выразить так:
^чАм^ин^СОЖГ ' * *
В упрощенном виде эта формула будет иметь вид
= С°
t*v sy° '
Со = Са/СмКнВ^ин^СОЖ^Ф"-»
где Со — постоянный коэффициент для некоторой марк
ной твердости или прочности обрабатываемого материа.
условий резания; Км, Кнв, Кия — поправочные коэффициенты, учи-
тывающие конкретные условия обработки.
В справочниках нормативов по режимам резания приводятся зна-
чения постоянных коэффициентов C’v, таблицы значений vT при то-
чении соответствующих материалов для различных подач и глубин
резания, а также поправочные коэффициенты /С для измененных
условий резания.
Примерное значение сил, мощности и скорости резания при
точении проходными резцами приведено в табл. 4.2.
Растачивание. Общая формула для подсчета допустимых ско-
ростей резания при растачивании (рис. 4.13) имеет тот же вид, что
и для наружного точения. Однако следует иметь в виду, что усло-
вия работы расточных резцов значительно хуже, чем проходных,
так как при растачивании затруднен подвод СОЖ в зону резания
и хуже условия отвода тепла, а также меньше жесткость (больше
вылет) державки резца. Поэтому чем меньше диаметр растачивае-
мого отверстия, тем меньше допустимая скорость растачивания
^раст, Т. е.
Ораст = УКр, (4. 23)
где v — скорость резания для обтачивания; — коэффициент,
125
Обрабатываемый материал Материал инструмента t X S Ргм 0, м/мин ^рез, кВт
Таблица 4.2
1X0,2 4X0,7 500 4800 100 35 0,8 2,8
1X0,2 360 300 1,7
4X0,7 4140 160 11,1
1X0,2 280 180 0,8
.4X0,7 2850 100 4,7
Сталь конструкционная {Р18
ов = 650 МПа ГТ15К6
1Т15К6
Чугун серый НВ ВК6
180 - 2000
учитывающий ухудшение условий работы расточных резцов. Зна-
чения этого коэффициента зависят от диаметра отверстия. Так, на-
пример, при диаметре отверстия d до 75 мм Кр=0,9; d=75—
150 мм — Лр=0,9; d=250 мм — Кр=0,95 и d>250 мм — Кр=1.
Поперечное точение или подрезка торцов. В этом случае усло-
вия работы резца благоприятнее, чем при продольном точении, так
как при перемещении резца от периферии к центру детали
(рис. 4.14) диаметр ее все время уменьшается, а следовательно,
снижается и скорость резания. Формула для расчета Vr при попе-
речном точении имеет вид:
vT = vKa, (4.24)
где Кп — коэффициент, характеризующий влияние условий работы
при поперечном точении. Этот коэффициент зависит от соотношения
соответствующих диаметров Д = Различным значениям Д
соответствует своя величина Ка. Например, для Д = 0,2; 0,8 и 1
Кп соответственно равен 1; 1,08 и 1,34. Кроме того, в таблицах
нормативов по режимам резания дают поправку Кп допустимой ско-
126
d тт
рости резания при соответствующем отношении —. Например, при
— = 0...0,4; 0,5...0,7; 0,8...1,0 Кп = 1; 0,96 и 0,84.
D п
Работа отрезными и прорезными резцами. Экспериментальные
исследования показывают, что при работе отрезными и прорезны-
ми резцами влиянием ширины среза b на v можно пренебречь
(рис. 4.15). Это можно объяснить тем, что увеличение Ь, с одной
Рис. 4.15. Отрезка детали
или проточка канавки
Рис. 4.16. Обработка фа-
сонным резцом с радиаль-
ной подачей
стороны, приводит к увеличению количества выделяемой теплоты
в процессе резания, но, с другой стороны, делает режущую часть
более массивной, что способствует улучшению отвода тепла. По-
этому показатель степени xv при b в общей формуле
= С°
Vt aVv b*v
равен нулю. Тогда применительно к работе отрезными и прорезны-
ми резцами
С с
vt = ~^ или ит = (4.25)
где Со = сХЯиЛсож ••• Котр, Котр — коэффициент, учитывающий
уменьшение скорости резания при приближении резца к центру об-
рабатываемой детали, т. е. Л’отр = /(А), а А =
Для примера приведем величины Котр в зависимости от А. При
А=0,05; 0,25 и 1 коэффициент Котр соответственно равен 1; 1,08;
1,16. Здесь же приведем средние значения показателя степени yv.
Для быстрорежущих резцов при обработке стали z/o = 0,65, чугуна —
z/o=0,4; для твердосплавных резцов г/о=0,4.
127
Работа фасонными резцами. В случае работы фасонными резца-
ми (рис. 4.16), как и отрезными и прорезными, влиянием ширины
среза Ь на скорость резания vT можно пренебречь. Тогда
где Со — коэффициент, учитывающий свойства обрабатываемого мате-
риала и других условий обработки; Со = СпКиКтКнъКтКн-.- •
Так как глубина врезания для фасонных резцов невелика,
уменьшение диаметра обрабатываемой детали по мере перемеще-
ния резца обычно не учитывается.
Из приведенных ранее данных видно, что твердосплавные рез-
цы позволяют повысить допустимые скорости резания в 3...4 раза
по сравнению с быстрорежущими. Следовательно, машинное вре-
мя будет также в 3...4 раза меньше, а производительность станков
с учетом вспомогательного времени может быть повышена прибли-
зительно в 2 раза. Поэтому необходимость применять резцы с пла-
стинками твердых сплавов очевидна, так как это дает возможность
осуществлять скоростное резание. Под скоростным резанием при-
нято понимать работу твердосплавным инструментом, имеющим
надлежащие геометрические параметры, с максимальными скоро-
стями резания, целесообразными для применяемой марки твердого
сплава в данных условиях.
Твердыми сплавами должны оснащаться проходные, подрез-
ные, расточные, отрезные и другие резцы при обработке сталей,
чугуна и цветных металлов. В случае применения фасонных рез-
цов при обработке указанных материалов они по возможности
должны быть твердосплавными.
Обязательным условием работы на скоростных режимах явля-
ется хорошее состояние станков, достаточная их быстроходность,
мощность, высокая жесткость, а также обеспечение необходимых
требований техники безопасности, особенно в отношении завива-
ния и ломания стружки. Следует иметь в виду, что скоростное
резание твердосплавным инструментом может дать максимальный
эффект только тогда, когда наряду с уменьшением машинного вре-
мени /м проводятся мероприятия по уменьшению вспомогательного
времени /Всп за счет применения быстродействующих приспособле-
ний и других методов автоматизации обработки.
4.5. Ротационное точение
В последние годы в металлообрабатывающей промышленности
находит все более широкое применение новая схема обработки ме-
таллов резанием (ротационное резание), предложенная В. А. Зем-
лянским и разработанная академиком АН БССР Е. Г. Конова-
ловым.
128
Отличительные особенности ротационного резания от обычного
состоят в следующем [51].
1. Относительное скольжение в контактных зонах, сопровож-
дающее любой известный традиционный метод обработки реза-
нием, заменяется качением с той или иной долей проскальзывания.
Осуществление указанной замены сопровождается: а) непрерыв-
ным обновлением в процессе резания контактных поверхностей как
Рис. 4.17. Схема точения ротационным резцом второй группы:
1 — резцедержатель; 2 — рабочая часть резца; 3 — обрабатываемая
деталь
обрабатываемой детали, так и инструмента; б) непрерывным об-
новлением в процессе резания активного участка режущего лезвия,
что беспечивается выполнением предыдущего пункта одновременно
для передней и задней рабочих поверхностей инструмента; в) рез-
ким снижением скорости относительного скольжения в контактных
зонах.
Количественное соотношение между качением и скольжением
характеризует схему резания и конструкцию ротационного инстру-
мента с точки зрения реализации указанного принципа ротацион-
ного резания.
2. Переход от процесса непрерывного резания к периодически
повторяющемуся, прерывистому для каждого элементарного участ-
ка режущего лезвия. Это обстоятельство является важным, так как
периодизация процесса резания улучшает условия работы кон-
тактных поверхностей инструмента, которые в период холостого
цикла покрываются адсорбированными пленками окислов и охлаж-
129
даются. Кроме того, это способствует улучшению теплоотвода из
зоны резания через инструмент, снижению общей тепловой напря-
женности процесса, а следовательно, и увеличению периода стой-
кости инструмента, хотя о = 200...400 м/мин.
Большинство существующих ротационных резцов работает по
схеме, когда функцию передней грани выполняет торцовая плоская
или коническая поверхность его рабочей части, имеющая форму
тела вращения (чашки). Самовращение режущего элемента обе-
спечивается за счет установки оси инструмента под некоторым
углом к вектору главного рабочего движения. Кроме указанных
резцов, которые условно можно отнести к первой группе, имеются
резцы второй группы, у которых ось вращения располагается так,
что функцию передней поверхности выполняет боковая цилиндри-
ческая или коническая поверхность рабочей части.
Преимуществом последней схемы является стабильность само-
вращения в широком диапазоне углов скрещивания осей обраба-
тываемой детали и инструмента, возможность создания более
жесткой опоры по сравнению с резцами первой группы, а также
получение малой шероховатости (порядка 6...8-го классов) обрабо-
танной поверхности даже при резании с большими подачами.
Схема точения свободновращающимся резцом второй группы
показана на рис. 4.17. Ось вращения резца наклонена под углом
Ру к плоскости подач и под углом <ру к плоскости, перпендикуляр-
ной к направлению продольной подачи. Режущее лезвие резца об-
разовано пересечением двух конических поверхностей.
В процессе резания стружка сходит по боковой конической
поверхности круглого резца, а торцовая поверхность (коническая
или плоская) является задней. Обработка ведется по прямой или
обратной схемам резания. При прямом резании передняя поверх-
ность резца обращена к направлению подачи, при обратном —
задняя.
Заметим, что для круглого вращающегося режущего элемента
необходимо определить два следующих понятия: 1) вершина рез-
ца — точка режущего лезвия, наиболее удаленная от оси обрабаты-
ваемой детали (точка В); 2) угол контакта активной части режущего
лезвия с обрабатываемой деталью 0 — центральный угол, изме-
ряемый в плоскости режущего лезвия между радиусом, направлен-
ным в вершину В резца, и радиусом, направленным в конечную точ-
ку контакта С.
Положение любой точки в плоскости режущего лезвия можно
задать через параметр ф — центральный угол между вертикальной
осью и радиусом, проведенным в рассматриваемую точку из центра
окружности режущего лезвия.
Параметр вершины резца фв находят из условия у' = — tg <ру,
где у' — производная от уравнения проекции режущего лезвия на
основную плоскость. В окончательном виде выражение для расчета
фв будет иметь вид
фв = arctg tg(Pi/. (4-26)
В *4
130
Важным параметром при установке вершины резца по отно-
шению к «линии центров» детали, является величина h, т. е. пре-
вышение вершины или наивысшей точки режущего лезвия резца
над «линией центров» станка. Рассчитывается h по формуле
h — г cos (1 — cos фв) мм, (4.27)
где г — радиус режущего лезвия резца, мм.
Положение любой другой точки активной части режущего лез-
вия определяется параметром вершины фв и частью угла контакта 0
из условия фв^ф^фв+0 для прямого резания или —0
для обратного резания.
Следует отметить, что точное значение угла 0 при точении сво-
дится к нахождению радикалов уравнения четвертой степени. При-
ближенное решение этой задачи приводится в работе [52]:
t sin фв / D — t
r sin фу у D + 2p + 2t
0 = arccos 1
(4-28)
где D — диаметр обрабатываемой детали;
p = С1 — cos^cos2^)*7*. (4.29)
Ширина среза b рассчитывается по формуле
b = r(0+0i) мм,
(4.30)
„ . s cos <р
где 01 = arcsin „---------г~
“ 1 2г cos фв
угол контакта участка лезвия, играющего
роль вспомогательного режущего лезвия; s — подача, мм/об.
Принципиальной особенностью рассматриваемого метода реза-
ния является наличие в его кинематике дополнительного движения
вращения режущего лезвия вокруг своей оси. Скорости трения на
задней и передней поверхностях инструмента, а следовательно,
стойкостные и динамические характеристики его работы, а также
геометрические параметры режущей части зависят от скоростей
вращения детали од и резца ор. Последние зависят от углов уста-
новки резца фу, ру и режимов резания. Подробный анализ зависи-
мости Ор/од от условий резания в данном учебном пособии не приво-
дится. Это сделано в работах, например, [51, 52]. Однако отметим,
что отношение vf/vn увеличивается с возрастанием угла фу и умень-
шается с увеличением ру. Режимы резания также оказывают влия-
ние на величину относительной скорости вращения резца. При пря-
мой схеме резания увеличение глубины резания увеличивает эту
скорость, а увеличение подачи несколько уменьшает ее. Изменение
скорости вращения детали не оказывает влияния на отношение
1>р/Од.
Ротационный резец конструкции ФТИ АН БССР с резцедержа-
телем представлен на рис. 4.18 [52]. Резцедержатель стандартный,
за исключением корпуса 1, гнездо которого под резцовый узел 12
выполнено с учетом оптимальных углов установки ру и фу. Установ-
ка вершины резца по высоте линии центров станка производится
131
осевым перемещением резцового узла в отверстии гнезда 11. Его
надежное крепление, исключающее проворачивание и осевое пере-
мещение, производится клеммовым зажимом головки 12 резцедер-
жателя.
Типовой резцовый узел состоит из корпуса 5, в котором на двух
радиально-упорных шарикоподшипниках 6 свободно вращается ва-
лик 7. Для выбора зазоров во внутренней цепи подшипникового уз-
ла служит распорная втулка 8, установленная между внутренними
кольцами подшипников, а также кольцо 4 с двумя гайками 3. Устра-
нение осевого смещения подшипников обеспечивается за счет со-
Рис. 4.18. Ротационный резец и типовая оснастка для ротационного
резания [52]
132
здания предварительного натяга гайкой 2. В собранном виде кор-
пус подшипников заполняется смазкой, вытеканию которой препят-
ствует войлочное уплотнение. На валике 7 напрессована с натягом
в 0,005...0,008 мм твердосплавная режущая чашка 9. Ее опорный то-
рец и посадочное отверстие притираются на чугунном притире ал-
мазной пастой. Окончательное закрепление чашки на оси произво-
дится гайкой 10.
Рекомендации по выбору оптимальных углов установки режу-
щей части ротационных резцов относительно обрабатываемой по-
верхности, углов их заточки и параметров режима резания приве-
дены в работе [52].
ГЛАВА 5. МЕТОДИКА НАЗНАЧЕНИЯ
НАИВЫГОДНЕЙШИХ РЕЖИМОВ
РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
5.1. Критерий правильности выбранного режима резания *
Производительность общественного труда находится в прямой
зависимости от количества продукции, производимого обществом в
единицу времени. Следовательно, наивыгоднейшие режимы реза-
ния— это такие режимы, применение которых обеспечивает при
прочих равных условиях наибольшую производительность общест-
венного труда. Нельзя, однако, считать, что производительность
станка и общественного труда одно и то же, так как их максимумы
не совпадают. Это происходит потому, что производительность стан-
ка определяется затратами живого труда основного производствен-
ного рабочего, тогда как производительность общественного труда
зависит еще от затрат живого труда всех остальных категорий ра-
ботников данного производства (мастеров, слесарей по ремонту
оборудования и т. д.), а также от затрат овеществленного труда или
труда, выполненного ранее.
Учет всех разнообразных затрат общественного труда в рабо-
чем времени не всегда возможен, а поэтому он производится в де-
нежной форме — форме стоимости. Она позволяет учесть затраты
труда всех видов как живого, так и овеществленного, независимо,
когда и где он затрачивался. При этом учитывается не только коли-
чество труда, но и качество его, т. е. профессия и степень квалифи-
кации работников производства и т. д.
Наибольшая производительность общественного труда и наи-
меньшие его затраты на единицу продукции обеспечиваются при
наименьшей себестоимости обработки (120]. Следовательно, наивы-
годнейшие режимы — это режимы, при которых достигается наи-
меньшая себестоимость обработки [62].
5.2. Зависимость производительности станка и стоимости
обработки от периода стойкости инструмента
Поставим перед собой простую задачу: при точении детали с
неизменными условиями резания, т. е. t и s, будем изменять только
скорость резания v. Выясним, как при различных значениях v изме-
* Материалы параграфов 5. 1...5. 5 написаны по данным работы [127].
134
няется производительность станка и при какой скорости резания до-
стигается максимальная производительность. Для этого проанали-
зируем формулу машинного времени
tK — — • — мин, (5.1)
ns t
где L — расчетная длина обработки, мм; ns — подача, мм/мин; Н —
припуск на обработку, мм; у— число проходов.
Рис. 5.1. Изменение производительности станка
(1) и стоимости обработки (2) в зависимости от
стойкости инструмента
Обозначим — = А. Тогда /м = —, но п = 2222Н . Следова-
st п nD
тельно, чем больше значение о, тем меньше машинное время tu и
тем больше будет производительность станка. Однако отметим, что
машинное время непосредственно не зависит от стойкости инстру-
Q
мента, так как Т = —
В то же время известно, что увеличение скорости резания спо-
собствует уменьшению стойкости инструмента. При этом может
оказаться, что чрезмерное увеличение скорости резания приведет
к снижению производительности станка, так как последняя опре-
деляется штучным (общим) временем обработки, в которое, кроме
машинного, входит вспомогательное время (в минутах) и время на
обслуживание станка. Формула штучного времени имеет вид
/шт — /вСП”Ь /обе "I* /ф.П, (5'2)
где /м — машинное время; tBcn — вспомогательное время; /Обс —
время на обслуживание станка; /ф.п — время на физические по-
требности рабочего.
С уменьшением стойкости инструмента возрастают относи-
тельные потери времени, связанные с заменой затупленного ин-
струмента. Другими словами, стойкость инструмента Т падает
значительно быстрее, чем растет скорость резания и при каком-то
малом значении Т простои станка для смены инструмента станут
столь большими, что превысят выигрыш в сокращении машинного
135
времени, а производительность станка начнет уменьшаться. Ока-
зывается, что всегда имеются определенные значения скоростей
резания и соответственно определенные периоды стойкости режу-
щих инструментов, которые обеспечивают самую большую произ-
водительность [127].
Изменение производительности станка П(1) и стоимости
обработки А(2) в зависимости от периода стойкости инструмента
выражается кривыми, показанными на рис. 5.1.
Стойкость инструмента, при которой обеспечивается наиболь-
шая производительность станка или наибольший выпуск деталей
в единицу времени, называется стойкостью наибольшей произво-
дительности (7пр.тах). Стойкость инструмента, при которой обеспе-
чивается наименьшая себестоимость операции, называется стой-
костью наименьшей себестоимости или экономической стойкостью
(Т'стоим.пИп) •
5.3. Определение периода стойкости
наибольшей производительности
Выразим производительность станка П количеством деталей,
обрабатываемых на нем в единицу времени:
П = , 1 , - . (5.3)
^М ^ВСП ^см
где t* — машинное время; /всп — вспомогательное время или потери
времени, идущие на установку и снятие детали, подвод и отвод
инструмента и т. д.; /см — потери времени на смену затупленного
инструмента и настройку его на размер, отнесенные к одной детали;
/см = (5.4)
Здесь /См — время на смену затупленного инструмента, затрачи-
ваемое за период его стойкости; Q — количество деталей, обрабо-
танных за период стойкости инструмента Т;
Q = ~. (5.5)
Тогда
4 = -^. (5.6)
Учтем и то обстоятельство, что /Всп=const, так как оно не за-
висит от режимов резания. Тогда
где Nl—const — некоторая постоянная величина.
136
При обработке детали за один проход машинное время равно
/и = —, (5.8)
ns
1000»
где п —------- или
nD
юоос0 Ср
" = „ВТ" 'ТаК КаК " “ Т* Т™
1„ВГ" .
ЮООСр s
(5-9)
где
С~ lOOOCpS — const-
Подставим полученные значения tu, tBCn и /см в первоначальную
формулу
М
П СТт + 1сиСТт-1 '
(5.10)
Для обеспечения наибольшей производительности необходи-
мо, чтобы знаменатель последней формулы был минимальным.
С этой целью возьмем производную по Т этого уравнения и при-
равняем ее к нулю:
~[CTm + CtCMTm~l] = CmTm~l + С/см (m — 1) Tm~2 = 0.
dT
Разделим все члены полученного уравнения на выражение tnCTm~2
и получим:
гр | tn 1 2 А __ —т. гр 1 tn ,
1 4” ' 4 см — U ИЛИ 1 — —— Гсм«
tn tn
Таким образом, стойкость наибольшей производительности
будет равна
Тпр. max = f----1^см (5.11)
\ tn )
или
Тпр. max— (Н— 1)^см, (5.12)
где ц — величина, обратная показателю относительной стойко-
сти ш.
Пример 5.3.1. Определить стойкость, соответствующую максимальной про-
изводительности станка, если известно, что резец из быстрорежущей стали, при
этом tn = 1/8 и /см = 2 мин.
Получаем
Лф. шах= (И О ^см = (8 О 2 = 14 мин.
5.4. Определение периода стойкости наименьшей
себестоимости обработки
Элементы себестоимости операции можно разбить на две груп-
пы: 1) элементы себестоимости, которые не зависят от скорости
резания и от стойкости инструмента и могут быть приняты постоян-
137
ными на единицу изделия, например стоимость материала, электро-
энергии, расходы на внутризаводской транспорт и т. д.; 2) эле-
менты себестоимости, величина которых на единицу изделия изме-
няется в зависимости от скорости резания и стойкости инструмента.
Переменная часть себестоимости включает: а) заработную
плату станочника, соответствующую машинному времени обработ-
ки; б) оплату по замене затупленного инструмента и настройку
его на размер; в) оплату заточки инструмента; г) накладные рас-
ходы по механическому цеху и заточному отделению и т. д. Сумма
переменных элементов себестоимости
i Q
Лер = 4В + £ + т КОП, (5.13)
где Е — основная и дополнительная заработная плата станочника
за одну минуту, включая расходы и затраты, связанные с эксплуа-
тацией станка в течение одной минуты его работы, коп; S — затра-
ты, связанные с изготовлением и эксплуатацией инструмента за
период его стойкости, коп;
д
S = । -f- Лзат КОП. (5.14)
Здесь ЛИн — стоимость нового инструмента, коп; К. — число допу-
стимых переточек до полного износа инструмента; К+1—коли-
чество периодов работы инструмента до полного его износа с уче-
том того, что один период инструмент работает до первой заточки;
Лзат — затраты на одну переточку инструмента с учетом наклад-
ных расходов заточного отделения, коп.
Для наименьшей себестоимости Лпер должно быть минималь-
ным. Разделим обе части уравнения (5.13) на Е:
где------затраты на изготовление и эксплуатацию инструмента, вы-
Е
раженные в минутах времени работы станочника;
Q
Э=/см + 4-. (5.15)
С
Здесь Э — все затраты, связанные с инструментом за период его
стойкости (изготовление инструмента, смена его после затупления,
переточка в заточном отделении), выраженные в минутах време-
ни работы станочника.
Используя соотношения (5.5) и (5.9), можно выразить вели-
чину Апер/Е через период стойкости инструмента в минутах ма-
шинного времени:
А Э щ
+ о- = ta + = СТт + сэтт~{.
138
S<gam Ъу mym©g
Для нахождения условий, при которых себестоимость операции
или обработки будет наименьшей, возьмем производную этого
уравнения по Т и приравняем ее нулю:
[СТт + СЭ7”"-1] = СтТт~' + СЭ(т — 1) Тт~2 = 0.
Разделим все члены уравнения на СтТт~2 и получим
_ /т — 1\ о Л
Т 4- ------------------------------ 3 = 0
\ т )
или
т __ /1 — т \ о.
1 стоим, min — ---- >-7»
\ т )
Тстоим. min= (Ц 1)э = (И — 0 ('см “1 (5-16)
Это выражение имеет такую же структуру, как и выражение
Т’пр.тах (см. параграф 5.3), но здесь величина ц.— 1 умножается не
на /см, а на tCM+S/E. Таким образом, учитывается не только живой
труд, затрачиваемый на данном станке при смене инструмента,
но и вся совокупность затрат живого и овеществленного труда,
связанных с режущим инструментом.
Таким образом, стойкость наименьшей себестоимости
Тстоки, min всегда больше стойкости наибольшей производительно-
сти станка Тпр. max- Период стойкости наименьшей себестоимости
тем больше, чем дороже инструмент, больше расходы на его
эксплуатацию и время на его смену. Поэтому стойкость наимень-
шей себестоимости обработки для фасонного резца больше, чем
для проходного или отрезного резцов; для сверла большего диа-
метра больше, чем для мелкого; для сложного зуборезного инстру-
мента больше, чем для простой фрезы и т. д. Кроме того, чем до-
роже металлорежущий станок, на котором используется данный
инструмент, тем меньше должен быть период стойкости последне-
го, так как при этом больше затраты на эксплуатацию станка,
входящие в величину Е.
Пример 5.4.1. Найти период стойкости наименьшей себестоимости обработки
для проходного твердосплавного резца при обработке стали, если ^см=3 мин;
/1„„ = 50 коп; К= И; Л.ят = 6 коп; £=1,5 коп; т = -±- = 0,2.
Ил 9 оал 9 К
Получаем
Т'стоим. min = (Р* 0 & ^см ’
Лин 50
S = । + Лзат = 11 । + 6 = 10,2 коп;
/ S \ / , 10,2 \
стоим. min = (Н “ 1) ('см + -^) = (5- О (3 + -jy] = 40 мин.
139
Наивыгоднейшие периоды стойкости режущих инструментов
зависят от конкретных условий производства. Поэтому они не
являются одинаковыми для различных заводов и, строго говоря,
даже для различных цехов одного и того же завода. Однако
вследствие большой сложности точного определения их величины
на практике не прибегают к выполнению соответствующих расче-
тов, а используют данные, полученные для различных инстру-
ментов в некоторых средних условиях его эксплуатации [127].
Необходимости в особо точном предварительном расчете периодов
стойкости и их соблюдении при практическом внедрении режимов
резания нет. Расхождения между расчетными и фактическими
скоростями резания, а следовательно, и соответствующими пе-
риодами стойкости неизбежны хотя бы из-за кинематики стан-
ков. Последние чаще всего имеют ступенчатое регулирование
чисел оборотов шпинделя. Кроме того, надо учитывать, что
стойкость даже при неизменных условиях эксплуатации не
остается величиной строго постоянной. Поэтому стремление к
чрезмерной точности при определении стойкости является неоправ-
данным.
Анализ приведенных данных показывает, что при колебаниях
фактической стойкости р пределах от 0,75 до 1,5 от расчетной
увеличение себестоимости обработки не превышает 2 %, что
практически допустимо. Увеличение стойкости за счет понижения
режимов резания нецелесообразно, так как при этом снижается
производительность обработки. Если же режущий инструмент не
будет дорогостоящим и дефицитным, то желательно, чтобы его
стойкость составляла (0,75—1) 7’СТОим.т1п, так как в этом случае при
ничтожных потерях в стоимости достигается повышение произво-
дительности обработки.
Период стойкости инструмента по выведенным формулам
измеряется в минутах машинного времени, а не в минутах реза-
ния. Это связано с тем, что машинное время (путь), в течение
которого включена подача, всегда больше времени (пути), в тече-
ние которого снимается стружка (рис. 5.2), на величину врезания
и перебега инструмента, которая при сверлении равна 1 мм.
Поэтому период стойкости в минутах резания меньше, чем в ми-
нутах машинного времени. Чтобы перейти от машинного времени
tM к времени резания /рез, вводится коэффициент времени реза-
ния %, который равен
X = _fp£2_<i. (5.17)
С учетом X МОЖНО записать, ЧТО Тстоим. min = Устоим. min = Mll—1)5.
Приведенная методика назначения периода стойкости режу-
щего инструмента исходя из наименьшей себестоимости обработ-
ки, т. е. наибольшей производительности общественного труда,
должна быть положена в основу выбора скоростей резания для
всех случаев, кроме следующих:
140
1) операций, на которых уровень скоростей резания опреде-
ляется не экономическими, а технологическими факторами, на-
пример требованиями к шероховатости обработанной поверхности
или к точности размеров. Например, так называемые технологиче-
ские (низкие) скорости резания устанавливаются для метчиков,
разверток, протяжек и других чистовых инструментов;
2) если в поточной линии или на участке имеются отдельные
Рис. 5.2. К определению коэффициента резания к
при точении и сверлении
станки, производительность которых сдерживает или ограничи-
вает производительность всей линии, то на таких лимитирующих
станках целесообразно работать с режимами наибольшей произ-
водительности, т. е. с уменьшенными периодами стойкости. Это
же относится к условиям, когда возникает необходимость выпуска
продукции в кратчайший срок, не считаясь с затратами;
3) для многоинструментальных станков должен быть обеспе-
чен наивыгоднейший период стойкости всего комплекта инстру-
мента. Эта задача решается особыми методами.
5.5. Последовательность назначения режимов резания
Общие сведения. Можно подобрать бесконечное количество
сочетаний глубины резания, подачи и скорости, при которых
инструмент будет иметь одну и ту же стойкость. Наивыгоднейший
режим резания — режим, обеспечивающий наименьшую себестои-
мость обработки при условии удовлетворения всех требований
к качеству продукции и заданной производительности станка.
На производительность обработки деталей наряду с другими
факторами большое влияние оказывает машинное время, которое
определяется по формуле [127]
/ ; L*
м — nS lOOOus/
ИЛИ
(5.18)
vst
где А — припуск; I — число проходов; LH — нормировочная длина
обработки.
141
Учитывая, что стойкость инструмента должна быть постоянной,
необходимо соблюдать следующее соотношение:
= Ср
Vt tXv Syv
При условии постоянной стойкости инструмента с учетом зна-
чения можно получить в зависимости от элементов сечения
среза следующее выражение для машинного времени:
AtXvsVv _ В
“r=const ts tl~XV s'~Vv ’
где А, В — некоторые постоянные величины, причем — В-, yv>
л
1 Xv 1 У-yi
Проанализируем уравнение (5.19): 1) так как показатели при
глубине резания и подаче меньше единицы, но больше нуля, ма-
шинное время уменьшается при увеличении размеров сечения
среза; 2) так как yv>xv и, следовательно, 1— xv>l— yv, при усло-
вии постоянной стойкости tM уменьшается сильнее при увеличении
глубины резания, а не подачи. Значит, при определенной площади
сечения среза машинное время тем меньше, чем больше глубина
резания.
Для достижения минимального машинного времени при со-
хранении постоянной стойкости режущего инструмента необходимо
соблюдать следующую последовательность при назначении режи-
мов резания [127]: 1) выбирать режущий инструмент с необходи-
мыми характеристиками; 2) устанавливать глубину резания;
3) определять подачу; 4) определять скорость резания, которая
при заданных значениях t и s обеспечит требуемый период стой-
кости инструмента.
Выбор режущего инструмента. К характеристикам резца
обычно относят материал и геометрические параметры режущей
части, размеры сечения державки и его тип.
Материал режущей части выбирают в зависимости от свойств
обрабатываемого материала, состояния поверхности заготовки,
а также от условий осуществляемого резания (обычного или ско-
ростного). При скоростном резании, как правило, необходимо
применять твердосплавные либо минералокерамические резцы.
Геометрические параметры инструмента назначаются в зави-
симости от свойств обрабатываемого материала, жесткости систе-
мы станок — инструмент — деталь, вида обработки (черновой,
чистовой или отделочной) и других условий резания.
При черновой наружной обработке по возможности берут
максимальные размеры сечения державки резца. Предельными
являются габариты резцедержателя станка. При расточных рабо-
тах размеры сечения державки ограничиваются диаметром обра-
батываемого отверстия.
Выбор глубины резания. Необходимо стремиться работать с
максимально возможной в данных условиях глубиной резания.
142
Пределом увеличения глубины резания является припуск на
обработку, который по возможности должен быть минимальным.
На черновых проходах целесообразно снимать весь припуск за
один проход. Величина припуска на чистовой проход определяется
технологическими требованиями к шероховатости и точности обра-
ботанной детали и зависит от степени износа инструмента, высоты
Рис. 5.3. Схемы закрепления детали при обточке
неровностей обработанной поверхности, оставшихся после черно-
вого прохода, глубины наклепанного слоя и т. д.
Для распределения величины припуска между черновым, по-
лучистовым и чистовым проходами пользуются специальными
нормативами по межоперационным припускам.
Выбор подачи. С учетом выбранной глубины резания назна-
чается максимально допустимая подача. Величина этой подачи
ограничивается различными факторами: при грубой черновой об-
работке — прочностью и жесткостью обрабатываемой детали
и способом ее крепления на станке, прочностью и жесткостью дер-
жавки инструмента и механизма подачи станка, а также проч-
ностью твердосплавной или минералокерамической пластинки; при
чистовой и отделочной обработке — требованиями к шероховатости
и точности обработанной поверхности.
Предельные величины подач, допускаемых прочностью и жест-
костью обрабатываемой детали, можно найти приближенно, пользу-
ясь расчетами курса «Сопротивление материалов», уподобляя деталь
балке, закрепленной определенным образом. Например, при крепле-
нии детали в патроне с поджатым задним центром конец балки,
поджатый центром, считается лежащим на свободной опоре, а за-
крепленный в патроне — заделанным наглухо (рис. 5.3, а, б). При
143
этом полагают, что деталь подвергается изгибу силой Q = Р2г + Ру-
Если принять, что Ру т 0,4Р2 > то Q = 1,1 Р2 .
Расчет подач, допускаемых по прогибу детали и способу ее
крепления на станке, производится по следующим формулам:
1) при обработке в патроне (рис. 5.3, г, д) допустимые про-
гиб и подача равны:
f = ^7" < W s = 1У—мм/об; (5.20)
V \,\L*Cptpz
2) при обработке в патроне с поджатым задним
(см. рис. 5.3, а, б):
t QL3 "
? ~ 14OEJ 5 ~ 1
мм/об;
1,1£3Срг< Р*
3) при обработке в центрах:
f - < [fl; s - У 70£-"- мм/об,
70И'1' у
центром
(5.21)
(5.22)
где Q = Р2г + Р2У ; Ру — радиальная составляющая силы резания.
х Ур
Определяется по эмпирической формуле Ру = Cpyt “s « или по со-
отношению Ру = 0,4Р2; L—расстояние между опорами балки или
длина детали; Е — модуль упругости; Для стали Е =
= 200000 МПа; J — момент инерции. Для вала 7=5-10~ 10d,
где d— диаметр вала; [/] —допустимая величина прогиба.
При черновом точении [/] 0,2...0,4 мм. При получистовом и чис-
товом точении [/] = 0,25Д, где Д—допуск на диаметр обрабатыва-
емой детали.
Получаемые формы обработанной детали при закреплении ее
разными способами показаны на рис. 5.3, в, е.
Как видно из приведенных формул, наибольшей жесткостью
обладает деталь, закрепленная по второму способу, т. е. деталь,
закрепленная в патроне и поджатая задним центром. Поэтому
такой способ закрепления детали для ее обработки рекомендуется
применять при силовом и скоростном резании.
Расчет подач по прочности и жесткости державки резца про-
изводится приближенно исходя из условия плоского изгиба с уче-
том действия силы Рг. Например, для державки, имеющей прямо-
угольное сечение стержня, подачу определяют исходя из прочности
и жесткости державки, по формулам:
рг BH3R
S = 1/ -----—мм/об; (5.23)
Г и р*
144
p*/~ BH3Ef
s = l/ ---------/—мм/об, (5.24)
Г *СРИ Рг
где В — ширина державки; Н — высота державки; Rb — допускае-
мое напряжение на изгиб материала державки; I — вы-
лет резца. Обычно Е—модуль упругости материала
державки; f — допускаемая стрела прогиба державки
резца, мм. При черновом точении f = 0,l мм, при чистовом —
/=0,03—0,05 мм.
При работе резцами, оснащенными пластинками твердого
сплава, максимальная подача ограничивается не только проч-
ностью державки резца, но и прочностью самих твердосплавных
пластинок. В связи с этим вводится понятие «ломающих подач»
влом, Т. е. подач, при которых твердосплавная пластинка выкра-
шивается. Например, при точении серого чугуна с /=15 мм
$лом. = 4 ММ/об.
На основании экспериментов и обобщения опыта работы заво-
дов получена эмпирическая формула для определения максималь-
ной нагрузки на пластину Ригл, которая не должна превышать
Р = 340/°>77С -35 (f8 Н, (5.25)
пл \ sin <р /
где t — глубина резания, мм; С — толщина пластинки, мм; ф —
главный угол в плане, град.
Кроме того, для определения силы, допускаемой прочностью
пластинки твердого сплава, составлены таблицы и номограммы,
приводимые в справочнике по нормативам режимов резания.
Расчет подачи по прочности механизма подачи станка произ*
водится по формуле
Урх /-----Р------
s=l/ ----------^СТ—— мм/об, (5.26)
V Ср t P*v Р*
где Рст — значение допускаемой силы по прочности механизма по-
дачи, указанное в паспорте станка.
Приведенный расчет величины подачи по прочности механизма
подачи станка можно не делать. Однако проверку правильности
выбранной подачи по указанному фактору, особенно при черновой
обработке, следует производить обязательно. При этом сравнивают
значение составляющей силы резания Рх = Сpxt Pxs Pxv Рх с величи-
ной силы, допускаемой прочностью механизма подачи станка
Рдоп. ст, приводимой в его паспорте. Необходимо, чтобы соблюдалось
уСЛОВие Рх ^^Рдоп. ст»
При получистовом и чистовом точении максимальная величина
подачи ограничивается требуемой шероховатостью обработанной
поверхности. Последняя во многом зависит от значений вспомога-
145
ностей Rz
тельного угла в плане <pi, радиуса закругления при вершине рез-
ца г и скорости резания v.
Расчет подачи в зависимости от средней высоты микронеров-
производят по формуле
tx^i
(5-27)
Значения коэффициента Cs и показателей степеней у, и, х, z, при-
веденных в формуле, определяют по справочным данным [117].
На практике для определения подач, обеспечивающих требуе-
мый класс шероховатости, используют таблицы или номограммы,
где подачи даются в зависимости от требуемого класса шерохова-
тости обработки с учетом значений q>i, г, t и V. Так как при
получистовом и чистовом точении резцами с углом <pi>0 силы
резания незначительные, проверка подачи по прочности и жестко-
сти резца, детали и станка не производится.
При скоростном точении получистовую и чистовую обработку
следует производить резцами с дополнительным режущим лезвием,
у которого ф1=0, например резцами конструкции В. А. Колесова,
что позволяет получать высокий класс шероховатости обработан-
ной поверхности даже при больших подачах $~3...4 мм/об.
Наименьшая из всех найденных подач и будет оптимальной.
Назначение скорости резания vT и числа оборотов п шпинделя
станка. По выбранным значениям глубины резания и подачи s
определяют vt, обеспечивающую наивыгоднейший период стой-
кости инструмента. При этом значении Vt можно определить по
формуле
а также по таблицам нормативов режимов резания. В этих табли-
цах приводятся также поправочные коэффициенты, позволяющие
учесть различия в условиях резания, т. е. в свойствах обрабаты-
ваемого и инструментального материалов, условиях охлаждения
и т. д. При этом необходимо учитывать, что в таблицах даны
скорости резания, соответствующие стойкости в минутах времени
резания, а не машинного времени.
По найденной скорости резания подсчитывают частоту враще-
ния шпинделя станка
п _ ЮООи
nD ’
где D — диаметр обрабатываемой поверхности (или диаметр ин-
струмента), мм.
Эта частота п уточняется по станку и принимается ближай-
шее из имеющихся на данном станке. Затем по скорректирован-
ному, или действительному, значению пд подсчитывают действи-
тельную скорость резания
nDn„
ft — А
л ~~ 1000 •
146
Выбранный режим резания ty s и v проверяется по мощности
и крутящему моменту станка. Так как
N — v - кВт
уурез — б0 . юз кот»
ТО
Н„ _ кВт,
Лст^п
где Л^рез — мощность, потребная на резание, кВт: ЛГдв — мощность
электродвигателя станка, кВт; т]Ст — КПД станка; Кп= 1,3...1,5 —
коэффициент перегрузки. Он допускается тем большим, чем меньше
время работы станка. Например, при работе станка 10 мин Кп=1,3.
В случае недостаточности мощности электродвигателя станка
для работы с выбранными режимами надо уменьшить скорость
резания v или подачу $. Уменьшение v является более выгодным,
так как машинное время будет такое же, как и при уменьшении $,
но стойкость инструмента значительно возрастет.
Проверка режима резания по крутящему моменту станка осу-
ществляется следующим образом:
Мрез = ЛОоО- С Мст Н • м, (5.28)
где Мрез — крутящий момент резания, Н-м; Мст— крутящий мо-
мент, допускаемый прочностью механизмов привода станка при
данном числе оборотов, Н-м; D — диаметр обрабатываемой де-
тали, мм.
Все изложенное относительно ограничений в увеличении ско-
рости резания относится к работе с неизменным режущим инстру-
ментом. Большие резервы повышения скорости резания кроются
в улучшении режущих свойств инструмента и прежде всего в при-
менении высокопроизводительных инструментальных материалов.
Несмотря на то что табличная форма нормативов проста
и удобна, для сокращения времени работы существуют специаль-
ные графики для назначения режимов резания, т. е. номограммы,
где закон изображен системой прямых. Кроме того, существуют
циклограммы, представляющие собой несколько номограмм,
объединенных в один лист, а также специальные счетные линейки
с прямыми и круговыми шкалами. Использование циклограмм и
линеек дает возможность довольно быстро решать совокупность
нескольких задач.
В последнее время при назначении режимов резания начинают
использовать быстродействующие приборы, основанные на прин-
ципе современной вычислительной техники. Могут применяться
универсальные электронно-вычислительные машины, позволяющие
увеличить скорость решения задач по выбору оптимальных режи-
мов резания примерно в 3000 раз и более.
147
5.6. Особенности расчета режимов резания
для многоинструментных станков
Совокупность инструментов, используемых на многоинстру-
ментном станке, и принятое распределение между ними всей ра-
боты резания, необходимой для выполнения данной операции,
называется наладкой станка.
Общими принципами, лежащими в основе выбора наивыгод-
нейших режимов резания для многоинструментных станков и не
отличающимися от рассмотренных ранее для одноинструментной
обработки, являются [127]:
1) достижение наибольшей производительности обществен-
ного труда (живого и овеществленного), что обеспечивается при
наименьшей себестоимости выполнения операции или в отдельных
случаях при наибольшей производительности данного многоин-
струментного станка;
2) определенная последовательность в назначении элементов
режима резания: а) для каждого инструмента назначается
наибольшая глубина резания, насколько это возможно в данных
условиях; б) выбираются максимально допустимые подачи с уче-
том технологических и конструктивных ограничений для каждого
инструмента в отдельности, а затем для всего суппорта или много-
инструментного шпинделя; в) определяются скорости резания,
которые должны обеспечить для всего комплекта инструментов,
применяемых на станке, наивыгоднейший период стойкости, соот-
ветствующий наименьшей себестоимости обработки. Этот период
при многоинструментной обработке должен быть больше, чем при
одноинструментной, так как в этом случае значительно больше
затраты времени на смену затупленных инструментов, суммарная
стоимость этих инструментов и затраты на их заточку.
При одновременной работе z одноименных й одинаково нагру-
женных инструментов можно считать, что период стойкости их
равен
TCTz~zTCt.i =z(|x — 1)3 мин, (5.29)
где Э= (tCM+S/E).
При одновременной работе разнообразных по конструкции
и неодинаково нагруженных режущих инструментов условия
наивыгоднейшего режима резания обеспечиваются в случае удов-
летворения следующему уравнению [120, 124]:
= ^-М +
уф.1
Лич 2
Х2 + ••• +
Гф.Л
(5.30)
где ТСт — период стойкости наименьшей себестоимости каждого
инструмента при условии, что он работает один, мин машинного
времени; Т$ — фактическая стойкость тех же инструментов при
148
работе на многоинструментном станке, мин резания; X — коэффи-
циент времени резания.
На практике используют упрощенные методы расчета режи-
мов резания для многоинструментных станков. Они основаны на
следующих принципах.
Инструмент, для которого стойкость, выраженная в количестве
деталей, обработанных до затупления, будет наименьшей, принято
называть лимитирующим. Такой инструмент поднастраивается и
меняется наиболее часто, поэтому при расчете режимов резания
для многоинструментных станков в основу может быть положен
расчет по лимитирующему инструменту. Это означает, что для
данной наладки сначала устанавливают лимитирующий инстру-
мент, затем для этого инструмента назначают наивыгоднейшую
скорость резания, обеспечивающую ему достаточно высокую стой-
кость, и по ней рассчитывают необходимый режим работы станка.
Лимитирующий инструмент определяется из сопоставления
условий резания для наиболее нагруженных инструментов,
т. е. работающих на поверхностях большего диаметра, с большими
подачами, глубиной резания, длиной прохода и т. д. Наивыгодней-
ший период стойкости лимитирующего инструмента, выраженный
в минутах машинного времени, должен быть значительно больше,
чем для условий одноинструментной обработки. При назначении
этой величины [77] учитывается сложность наладки и количество
входящих в нее инструментов:
Тлим = №7/, (5.31)
где Ti — стойкость наименьшей себестоимости для каждого инстру-
мента в предположении, что он на станке один; /<<1—коэффи-
циент, учитывающий вид обработки, количество инструментов
в наладке и равномерность их загрузки. Значения /< берутся тем
меньше, чем больше инструментов в наладке:
Число инструмен-
тов в наладке 1 2 3 4 5 6...8 9... 12 12
Коэффициент многоин-
струментности К 1 0,8 0,7 0,6 0,55 0,5 0,45 0,4
Для одношпиндельных автоматов принимают ТЛИм=120 мин,
а для многошпиндельных — ТЛИм = 150 мин.
Исходя из найденного периода стойкости лимитирующего
инструмента назначается скорость резания и по ней подсчиты-
вается число оборотов шпинделя станка. Скорости резания для
остальных инструментов определяются этим числом оборотов
шпинделя и соответствующими диаметрами обработки. Расчет
режимов резания для многоинструментных станков имеет ряд осо-
бенностей, обусловливаемых конструкцией станка, условиями
обработки, главными из которых являются следующие [127].
1. Расчет режимов резания органически связан с разработкой
многоинструментной наладки, типов и количества входящих в нее
инструментов и их загрузки. К тому же необходимо добиваться
149
максимальной загрузки инструментов по времени резания и наи-
выгоднейшего распределения срезаемого припуска между всеми
инструментами наладки. В связи с этим нередко приходится
в процессе расчетов режима резания изменять запроектированную
наладку и производить сопоставление нескольких вариантов.
2. Кинематические особенности многоинструментных станков
накладывают известные ограничения на величину подачи или на
число оборотов для отдельных инструментов. Например:
а) на станках с рабочим вращением детали и неизменным
числом оборотов п все инструменты одного суппорта должны иметь
общую, одинаковую подачу на оборот;
б|) на агрегатных сверлильных станках все инструменты дан-
ной позиции многошпиндельной головки должны иметь общую
минутную подачу и, следовательно, для какого-либо инструмента
увеличение подачи на оборот должно сопровождаться пропорцио-
нальным уменьшением числа оборотов в минуту;
в) на токарных автоматах и полуавтоматах, у которых подача
всех суппортов осуществляется от единого распределительного
барабана, требуемую подачу получает только один лимитирующий
суппорт, а у инструментов других суппортов подачи оказываются
уменьшенными.
3. Важным условием рационального использования много-
шпиндельного агрегатного станка, имеющего несколько независи-
мых суппортов (например, токарный многошпиндельный полу-
автомат 1286) или независимых позиций (например, агрегатный
станок для обработки отверстий), является уравнивание времени
работы всех позиций или суппортов. Если для позиций (или суп-
порта), имеющих наибольшее время рабочего хода, это время не
может быть уменьшено за счет технологических приемов, например
за счет увеличения нагрузки, замены быстрорежущего инструмен-
та на твердосплавный, для остальных позиций время рабочего хода
доводится до той же величины путем соответствующего уменьше-
ния подач или чисел оборотов шпинделей. Такое уравнивание
целесообразно потому, что преждевременное окончание работы
отдельных инструментов или суппортов не даст необходимого по-
вышения производительности, тогда как снижение режима резания
на нелимитирующих позициях повышает стойкость инструмента,
сокращает простои станка и уменьшает стоимость обработки.
Заслуживает внимания предложенная В. И. Ишуткиным [44]
методика расчета режимов резания многоинструментных наладок
для получистовой и чистовой обработок. Он подчеркивает, что наи-
более полный анализ оптимальности режимов резания получисто-
вой и чистовой обработок будет лишь при исследовании надежности
технологической системы, т. е. способности системы сохранять
заданную точность обработки при конкретных производственных
условиях.
Сущность указанной методики состоит в следующем. Как из-
вестно, критериями надежности технологической системы являются
среднее время резания инструментов между поднастройками ТСр
150
и коэффициент использования станка т)г. Как указывалось, при
изменении размеров на настроенном станке при погрешности
настройки Дн, мгновенном рассеивании размеров Др.м и допуске б
ожидаемое среднее время резания инструментом между подна-
стройками
_ 10006и
Т ср =---------
(5.32)
Дн До и
—~-------------часть поля допуска, используемая для
размерного износа инструмента; и0 — удельный размер-
где S„ = 6 —
компенсации
ный износ инструмента; г’ — скорость резания.
Рис. 5.4. Влияние скорости резания v на удель-
ный износ инструмента и0 и коэффициент надеж-
ности системы ц. при чистовой обработке стали
40Х резцами с пластинками Т-15К6
Коэффициент характеризует использование станка по основ-
ному времени с учетом потерь времени на подналадки для восста-
новления заданной точности обработки. Его величина может быть
подсчитана по формуле
1000би
где /Пн — время, необходимое для подналадки станка.
Предложенные критерии ТСр и т]0 хорошо отражают особен-
ности чистовой и получистовой обработок, так как они устанавли-
вают связь работоспособности инструмента и производительности
со скоростью резания, требуемой точностью обработки и продол-
жительностью настройки.
Для рассматриваемого вида обработки особый интерес пред-
ставляет установление зависимости размерного износа инструмента
151
от скорости резания. На рис. 5.4 показана зависимость удельного
износа «о и коэффициента т]„ от скорости резания V. Как видно,
существует оптимальная скорость оопт (в данном случае
0опт = 2ОО м/мин), при которой удельный износ инструмента мини-
мальный. Многочисленные эксперименты показывают, что при этой
скорости лучше используется станок, чему соответствует максимум
коэффициента т]„. В данных условиях обеспечивается максималь-
ная производительность обработки. Следовательно, зная зависи-
мость Mo=/(fl), можно определить оптимальный режим наибольшей
производительности чистовой и получистовой обработок.
Сменную производительность станка определяют по формуле
<2д = , (5.34)
+ /всп
t„ п.
где — = / Усл — условное основное время, учитывающее простои
Ло
станка на поднастройках, мин; 4сп — вспомогательное время, мин.
В работе [44J отмечается, что при многоинструментной обточке
ступенчатых валиков можно предположить, что обрабатывается эк-
вивалентный гладкий вал, имеющий расчетный диаметр dx и длину
L = 2A’ (где h—Длина i-й ступени вала). При этом износ инстру-
мента должен быть примерно равен его износу при обработке сту-
пенчатого вала. Расчетный диаметр определяется по формуле
= 2^., (5 35)
где di — диаметр i-й ступени вала.
Зная зависимость Mo==f(°) для данных условий обработки,
определяют число оборотов шпинделя п при оптимальной скорости
резания кОпт и производительность станка. Расчет режимов резания
для чистовой и получистовой обработок можно производить по
лимитирующему инструменту, обладающему наименьшей надеж-
ностью. Вполне понятно, что быстрее всех потребует поднастройки
резец, износ которого раньше других выведет размеры детали из
поля допуска на обработку. Такой резец и будет лимитирующим.
Износ резца пропорционален произведению диаметра шейки
на длину обтачивания, а коэффициент надежности пропорционален
допуску на обработку. Учитывая сказанное, можно полагать, что
наименее надежным (лимитирующим) будет инструмент, для кото-
рого отношение имеет наибольшую величину.
Расчет режимов резания производят следующим образом. Для
лимитирующего резца выбирают оптимальную скорость резания
цОпт и по ней подсчитывают число оборотов шпинделя п. Затем
определяют стойкость наиболее нагруженного инструмента в на-
ладке по формуле (5.32). Если стойкость остальных инструментов
будет больше стойкости лимитирующего, расчет режимов выполнен
правильно. После этого необходимо по формуле (5.33) вычислить
коэффициент и по формуле (5.34) — производительность станка.
152
5.7. Расчет режимов резания при обработке деталей
на автоматических линиях
Расчет режимов резания для автоматических линий представ-
ляет собой сложную инженерную задачу. Методика ее решения
дана Г. И. Грановским в работе [24]. Коротко рассмотрим ее.
Условия эксплуатации режущих инструментов на универсаль-
ных станках и автоматических линиях весьма различны. Поэтому
установленная методика расчета режимов резания для универсаль-
ных станков не дает удовлетворительных результатов при расчете
режимов для автоматических линий. В последнем случае непре-
рывное наблюдение за работой и состоянием каждого из много-
численных инструментов невозможно. Важное значение приобре-
тает устойчивая работа всех одновременно работающих на линии
инструментов в период между двумя смежными моментами их
групповой замены. Преждевременное затупление отдельных ин-
струментов связано с остановкой всей (или части) линии, что на-
рушает установленный ритм ее работы.
Г. И. Грановский отмечает, что известная методика расчета
режимов резания относится главным образом к обдирочным и
полуобдирочным операциям обработки на универсальных станках.
В ее основе заключено следующее: 1|) довольно узкие пределы
проводимых экспериментальных исследований; 2) графическая об-
работка результатов эксперимента исключительно в двойных лога-
рифмических координатах, часто необоснованное выражение всех
зависимостей только степенными функциями; 3) определение
режимов резания исходя из назначенной стойкости инструмента.
Оказывается, что расчет режимов резания для автоматических
линий исходя из выбранного периода стойкости не приводит к опти-
мальным условиям обработки. В существующей методике мало
уделяется внимания количеству деталей, которое может быть обра-
ботано инструментом за период его стойкости. Это количество
деталей в условиях работы автоматических линий имеет особо
важное значение, так как оно определяет период времени между
групповой сменой инструмента и связанные с этим простои.
Количество деталей, обработанных за период стойкости ин-
струмента Г, выражается формулой
K=F!f,
где /?=1000soT — площадь поверхности, которая может быть об-
работана за период стойкости инструмента Т при подаче s и ско-
рости v, мм2; f — площадь поверхности одной обработанной
детали, мм2.
Применительно к вращательному движению при резании
f=nDl, а к возвратно-поступательному движению f=Bl, где
D, В, I — соответственно диаметр, ширина и длина детали, мм.
Следовательно, количество деталей
1
К = 1000s vT _ 100te vT
nDl Bl
(5.36)
153
Как видно, при определенных значениях s, D, В и I количество
обработанных деталей прямо пропорционально произведению vT,
которое изменяется в зависимости от скорости резания и стойкости
инструмента. Известно, что зависимость стойкости инструмента Т
от скорости резания v выражается кривой, близкой к гиперболе,
или значительно более сложной кривой, имеющей несколько пере-
гибов (горбообразной). Гиперболообразная кривая типична для
Рис. 5.5. Взаимосвязь между зависимостями T=fi(v) и
vT-ft(v)
случаев обработки чугуна инструментами из быстрорежущей стали
и с пластинками из твердых сплавов вольфрамокобальтовой груп-
пы. Горбообразная кривая характерна для обработки сталей твер-
дыми сплавами титано-вольфрамовой группы, а также сталей
и чугунов инструментами с пластинками из минералокерамики.
Г. И. Грановским для конкретных условий обработки построе-
ны графики T=fi(v) и vT—fz(v). Из рис. 5.5 видно, что макси-
мум vT, как определитель количества обработанных деталей за
период стойкости инструмента, не совпадает с максимумом Т.
Скорость, при которой достигается максимальная стойкость, мень-
ше скорости, при которой достигается максимум vT, а следова-
тельно, и максимальная производительность. Безусловно, наивы-
годнейшие условия обработки будут при максимуме произведе-
ния vT, когда отмечается минимальная интенсивность износа
инструмента и наибольший съем обработанных! деталей.
Из изложенного видно, что при работе на автоматических ли-
ниях стойкость инструмента не может служить исходной величиной
для назначения режимов резания, потому что при этом не выяв-
ляются оптимальные условия резания. Более рациональными
определителями являются: количество обработанных деталей за
период стойкости инструмента и скорость резания. При назначении
режимов резания по максимальной выработке или оптимальной
скорости резания стойкость имеет второстепенное значение и опре-
деляется расчетным путем [24, 42].
154
Для построения кривой vT=f2(v) и определения условия, при
котором достигается максимальная выработка, нужно, кроме по-
стоянных факторов, входящих в формулу (5.3Q), для любой точки
кривой знать величину произведения vT.
'При наличии горбообразной кривой T=fi(v) (когда опытные
точки не могут быть удовлетворительно спрямлены в двойных
логарифмических координатах) для выражения указанной зави-
симости Г. И. Грановский предлагает воспользоваться рядом
Фурье. Причем гармонический анализ ряда Фурье может быть вы-
полнен на электронных машинах.
5.8. Расчет режимов резания с применением
электронно-вычислительных машин
Общие . сведения. Применение электронно-вычислительных
машин (ЭВМ) позволяет определять наиболее оптимальные ре-
жимы резания. Известно, что основные формулы теории резания
выражаются степенными зависимостями, которые после логариф-
мирования преобразуются в линейные зависимости. Г. К. Горан-
ский в своих работах [19, 21] впервые показал возможность приме-
нения линейного программирования к расчету режимов резания
при помощи ЭВМ. Кратко остановимся на методике расчета режи-
мов резания, разработанной Г. К- Горанским.
Одной из главных задач указанных расчетов является созда-
ние математической модели, наиболее точно описывающей основ-
ные закономерности процесса резания, которая затем реализуется
с помощью ЭВМ. Для установления математической модели со-
ставляют основные уравнения технических ограничений, характе-
ризующих кинематику и динамику процесса резания, и одно урав-
нение, подлежащее оптимизации.
Рассмотрим методику составления математической модели
и ее решения.
Нахождение уравнения оценочной функции (критерия опти-
мальности) процесса резания. Как уже отмечалось, в большин-
стве случаев при определении режимов резания на металлорежу-
щих станках в качестве критерия оптимальности принимается
себестоимость операции (или одной детали). Иногда в качестве
критерия берется производительность обработки.
Уравнение для определения критерия оптимальности как
функции от элементов режима резания п, s, t предлагается в даль-
нейшем называть оценочной или целевой функцией.
В работе [21] подчеркивается, что при использовании в расче-
тах экономических периодов стойкости наиболее экономичным
будет вариант режимов резания, обеспечивающий наименьшее
штучное время (или время цикла).
В качестве оценочной функции принимается при работе в один
проход
/ = —; (5.37)
155
при работе в несколько проходов
‘5-38>
где С] — постоянный коэффициент; t — глубина резания. Постоян-
ный коэффициент С1 = /реза, где а — припуск на обработку.
Уравнения технических ограничений. Для расчетов влияния
технических ограничений на режимы резания следует иметь урав-
нения, представляющие функции от элементов режима реза-
ния п, s, t. Глубину резания t принимают постоянной, предполагая,
что работа ведется в один проход, что характерно для массового
и крупносерийного производства.
При работе на металлорежущих станках, в том числе на агре-
гатных станках и автоматических линиях, основными ограниче-
ниями, которые надо учитывать, являются следующие:
1) режущие возможности инструмента, зависящие от его
материала, геометрии, расчетной стойкости и условий обработки;
.2 ) мощность электродвигателя привода главного движения
станка или силовой головки;
3) заданная производительность станка или ритм работы
линии;
4) наименьшая возможная скорость резания (число оборо-
тов), регламентируемая наименьшим числом оборотов шпинделя
станка или режущими свойствами инструмента;
5) наибольшая возможная скорость резания, допускаемая
кинематикой станка или режущими свойствами инструмента;
6) наибольшая подача, допускаемая прочностью и жесткостью
системы СПИД, а также требованиями к шероховатости обработки;
7) наименьшая подача, допускаемая кинематикой станка;
8| ) наибольшая подача, допускаемая кинематикой станка;
9) наименьшая технологически приемлемая глубина резания
для данного инструмента;
10) наибольшая возможная глубина резания, равная припуску
на обработку.
Приведем уравнения перечисленных технических ограничений.
1. Режущие возможности инструмента. Первое ограничение
устанавливает взаимосвязь между скоростью резания, обуслов-
ленной принятой стойкостью инструмента, материалом режущей
части инструмента, его геометрическими параметрами, глубиной
резания, подачей, механическими свойствами обрабатываемого
материала, с одной стороны, и скоростью резания, определяемой
кинематикой станка, с другой. i
Унифицированная формула скорости резания для всех воз-
можных видов обработки имеет следующий вид:
где Cv — постоянный коэффициент, характеризующий нормативные
условия обработки; D — диаметр обрабатываемой детали (или
156
инструмента), мм; Kv— общий поправочный коэффициент на ско-
рость резания, учитывающий изменение условия обработки по
сравнению с нормативными; Т — принятая стойкость инструмента,
мин; m — показатель относительной стойкости; t — глубина реза-
ния, мм; s — подача, мм/об (мм/зуб, мм/дв. ход, мм/мин); Z — число
зубьев режущего инструмента; В — ширина фрезерования (или
шлифования), мм; zv, xv, yv, uv, rv — показатели степеней при пере-
менных в формуле скорости резания.
Для конкретного вида обработки в данную формулу войдут
соответствующие только данному виду обработки величины.
Скорость резания, определяемая кинематикой станка, выра-
жается формулой
stDn
1000 *
(5.40)
Приравнивая правые части формул (5.39) и (5.40) и выделяя
в левую часть искомые элементы режима обработки, получим
у 318СЛоОг°-1
ns ---------------
TmtXvZu°Brv
(5.41)
Это уравнение является выражением первого технического ограни-
чения.
2. Мощность электродвигателя привода главного движения
станка или силовой головки. Вторым ограничением устанавлива-
ется связь между эффективной мощностью, затрачиваемой на про-
цесс резания, и мощностью электропривода главного движения
станка.
Унифицированная формула эффективной мощности, затрачи-
ваемой на процесс резания при различных видах обработки, имеет
следующий вид:
х Z п у г и q
C,t ZD zn zszB zZ ZBKZKZ zi_ _
#эф = —----------(5.42)
cz
где Cz — постоянный коэффициент, характеризующий условия обра-
ботки; Вк— ширина шлифовального круга, мм; Kz— общий попра-
вочный коэффициент на мощность, учитывающий измененные усло-
вия обработки против нормативных; Kcz— поправочный коэффици-
ент, учитывающий специфику отдельных видов обработки; xz, zz,
nz, yz, rz, uz, qz — показатели степеней соответственно при t, D,
n, s, B, Z и BK.
В данном случае, как и в предыдущем, из приведенной фор-
мулы путем подстановки соответствующих значений можно полу-
чить формулу мощности для любого конкретного вида обработки
[19]. При этом должно выполняться следующее условие:
Na$=Nnt\ кВт, (5.43)
где Nn — мощность электродвигателя главного привода станка,
157
кВт; т] — коэффициент полезного действия кинематической цепи
от электродвигателя к инструменту.
Приравнивая правые части выражений (5.42) и (5.43) и выде-
ляя в левую часть искомые элементы режима обработки, получим
Сz tz Dz nz z“z Bz Bz Kz
(5.44)
Это уравнение является выражением второго технического ограни-
чения.
3. Заданная производительность станка. Третьим ограниче-
нием учитывается взаимосвязь расчетных скорости резания и по-
дачи с заданной производительностью станка. Оно имеет важное
значение, так как никакой режим не может быть признан опти-
мальным, если он не обеспечивает требуемой производительности.
4 Продолжительность цикла работы станка выражается следу-
ющей формулой:
60/С3 Го г гч
Тц =-----мин, (5.45)
к
где К3 — коэффициент загрузки станка; rR — число деталей, обра-
батываемых одновременно на одной позиции; R — заданная произ-
водительность станка, шт/ч.
Время цикла может быть выражено и таким образом:
7’ц=7'о + 7’в.н мин, (5.46)
где 7'о = 7'м.а — основное технологическое время, мин; Твн— вспо-
могательное неперекрываемое время, мин.
Как отмечалось ранее,
/г I
То = —мин,
ns
где I — длина рабочего хода инструмента (расчетная длина), мм.
Пользуясь уравнениями (5.45) и (5.46), можно написать сле-
дующее выражение:
60К, г»
---%-*- <Т0 + П.н. (5.47)
(5.48)
Подставив в данное неравенство значение То и решив его
относительно искомых величин п и S, получим выражение для
третьего технического ограничения в следующем виде:
л5>—_
60Ks rR — TBHR •
4. Наименьшая допустимая скорость резания. Четвертое огра-
ничение устанавливает взаимосвязь расчетной скорости резания
с кинематикой станка (по минимуму). Вполне понятно, что ско-
рость резания не может быть выбрана меньшей, чем возможная
158
при наименьшем числе оборотов станка. Поэтому запишем следую-
щее выражение [21]:
п> "лВ
лли
„ 318Ут1п
о
(5.49)
Эта формула является выражением четвертого технического огра-
ничения.
5. Наибольшая возможная скорость резания, допускаемая ки-
нематикой станка, или режущими свойствами инструмента. Пятое
ограничение устанавливает взаимосвязь расчетной скорости реза-
ния с технологически допустимой скоростью резания. Действитель-
но, при некоторых видах обработки скорость резания нельзя
принимать больше некоторой величины, установленной экспери-
ментально (или практикой). Так, известно, что развертывание
проводится при скоростях 8...20 м/мин, протягивание при скоростях
4...12 м/мин.
ч Неравенство, отражающее такого рода ограничения, имеет
следующий вид:
318^техн
П D
(5.50)
6. Наибольшая допускаемая подача. Максимальная допусти-
мая подача может ограничиваться одним из следующих факторов:
1) прочностью и жесткостью инструмента (державки резца);
2) прочностью механизма подачи; 3) заданной шероховатостью
обработанной поверхности. В каждом конкретном случае обра-
ботки лишь один из указанных факторов лимитирует величину
подачи.
В качестве примера приведем выражение шестого ограничения
по прочности механизма подачи станка. Оно имеет следующий вид:
Р
________1 под.ст____
CxKxtXxDZxHRnxZUxBrx
(5.51)
где Рпод.ст — усилие подачи, допускаемое прочностью механизма
подачи станка; Сх — постоянный коэффициент для осевой состав-
ляющей усилия резания, зависящий от обрабатываемого металла
и от условий обработки; Кх — общий поправочный коэффициент на
усилие подачи, представляющий произведение нескольких частных
коэффициентов, учитывающих влияние ряда факторов; НВ —
твердость материала заготовки по Бринеллю.
Ограничения по шероховатости обработанной поверхности,
а также по прочности и жесткости инструмента и детали здесь не
приводятся. Они подробно излагаются в работах [19, 21].
7. Наименьшая подача, допускаемая кинематикой станка.
Седьмое ограничение устанавливает взаимосвязь расчетной вели-
159
чины подачи с подачей, допускаемой кинематикой станка (по ми-
нимуму) . Следовательно, технологически допустимая подача
всегда должна быть больше или равна минимальной подаче, имею-
щейся на станке, а именно:
S^^CT.min. (5.52)
Это выражение характеризует седьмое техническое ограничение.
8. Наибольшая подача, допускаемая кинематикой станка.
Восьмое ограничение устанавливает взаимосвязь расчетной вели-
чины подачи с подачей, определяемой кинематикой станка (по
максимуму). Следовательно, технологически допустимая подача
не может быть больше наибольшей подачи, имеющейся на станке,
т. е. должно соблюдаться следующее неравенство, являющееся
восьмым ограничением:
5^SCT.max. (5.53)
9. Наименьшая, технологически приемлемая глубина резания.
Глубина резания не может приниматься меньше некоторой опреде-
ленной для каждого инструмента и обрабатываемого материала
величины /mm В противном случае резко ухудшаются условия ре-
зания и качество обработанной поверхности. Поэтому девятое
ограничение характеризуется следующим выражением:
/ /mln. (5.54)
10. Наибольшая возможная глубина резания. Вполне понят-
но, что глубина резания t не может быть больше припуска на обра-
ботку, а следовательно, должно соблюдаться следующее неравен-
ство:
/<а. (5.55)
Итак, выше перечислены основные технические ограничения,
влияющие на выбор режимов резания. В принципе можно число
ограничений увеличить. Так, в работе [19] было введено 13 огра-
ничений.
Далее перейдем к составлению математической модели, опи-
сывающей в рамках установленных ограничений процесс резания.
Г. К. Горанский [19] пишет, что по заданным исходным данным опре-
деляются элементы режима резания (число оборотов шпинделя
в минуту, величина подач на оборот изделия или инструмента, на
один зуб фрезы, на один двойной ход, величина минутной подачи),
при которых принятый критерий оптимальности достигал бы мини-
мума или максимума в зависимости от его характера. Стоимость
обработки надо сводить к минимуму, а производительность к мак-
симуму.
Для построения математической модели процесса резания
металлов и использования ее с целью определения оптимальных
режимов резания основных положений линейного программирова-
ния необходимо все неравенства технических ограничений и урав-
нение оценочной функции преобразовать в линейные формулы.
Это легко сделать, прологарифмировав данные выражения.
160
Проиллюстрируем это на примере с неравенством (5.41), яв-
ляющимся первым техническим ограничением. Логарифмируя
неравенство, получим
1 , 1 1 (318С#° Ч
In п + yv In S In I ^m^Xv^UvBrv
(5.56)
Введя обозначения
In n=XIt
ln(100s)=X2,
/ lboy°31§C0D2°_ ’кЛ
In I v .. r I b<
\ Tm tXvZUv ВГ v / 1
(5.57)
(5.58)
(5.59)
и подставив их в выражение (5.56), получим линейную форму
неравенства (5.41) в виде
Xi+yvX2^bi.
Преобразовав аналогичным образом остальные неравенства
технических ограничений и уравнение оценочной функции (5.37),
получим систему линейных неравенств и линейную функцию, под-
лежащую оптимизации, которые в совокупности и представляют
собой математическую модель процесса резания, имеющую сле-
дующий вид:
Х\ + yvX2 &i,
У^2 ^2’
/?РХ1 + УрХ2^ЬтУ
nrX[ + у ГХ2 &8,
ПуХ\ + УуХъ ^9,
П3Х\ + У3Х2 &10>
Х2>6ц,
Х2<&12,
Х2<^1з.
W
А
/о = (Х1 + Х2)шах«
(5.60)
(5.61)
(5.62)
(5.63)
(5.64)
(5.65)
(5.66)
(5.67)
(5.68)
(5.69)
(5.70)
(5-71)
(5.72)
(5.73)
Приведенная, математическая модель W представляет описание
процесса резания металлов независимо от вида обработки, типа
161
режущего инструмента, оборудования и других условий обработки.
Для различных видов обрабЬтки различными будут лишь свободные
члены ..., bl3 и величины коэффициентов пу, пр пр, nr, ns,
yv. Ух> У? У? УР> Уг и у,.
Входящая в математическую модель система неравенства А
характеризует технические ограничения, в пределах которых про-
текает процесс обработки. В этой системе неравенство (5.62)
Рис. 5.6. Математическая модель оптимального режима резания при
обработке деталей на металлорежущих станках [19J
характеризует заданную производительность, а уравнение (5.73) —
часть себестоимости операции, зависящую от режима резания.
Определение оптимальных режимов резания математически
сводится к тому, чтобы среди всевозможных неотрицательных зна-
чений Xi и Х2 системы А найти такие значения Хюпт и X2onT, при
которых линейная форма f0 принимает наибольшее возможное
значение.
Математическая модель процесса резания может быть пред-
ставлена в графическом виде (рис. 5.6). Каждому линейному нера-
венству (5.60) ...(5.72) системы А и линейной форме оценочной
функции (5.73) на плоскости соответствуют прямые линии (на
рис. 5.6 над каждой прямой в скобках проставлен номер соответ-
ствующего неравенства и равенства математической модели W).
Чтобы не усложнять рисунок, на нем изображены не все линии,
соответствующие математической модели W.
162
При пересечений линий образуется ряд точек. Координаты
некоторых точек удовлетворяют всем зависимостям (5.60) ...(5.73).
В теории линейного программирования доказывается, что в случае,
если система ограничений не противоречива, т. е. совместна, ука-
занное множество точек является выпуклым замкнутым много-
угольником (на рис. 5.6 многоугольник ABCDEF^, координаты
вершин которого выражают собой корни совместного решения
уравнений, а точки, принадлежащие площади, ограниченной много-
угольником, удовлетворяют всем неравенствам.
Прямая каждого из неравенств системы (А) делит плоскость
на две полуплоскости. По одну сторону от прямой расположены
значения, удовлетворяющие неравенству (эта часть заштрихована
и стрелками показано направление решений, удовлетворяющих
неравенству). Точки, расположенные по другую сторону линий, не
удовлетворяют решению неравенств. Точки, лежащие на самой
прямой, удовлетворяют уравнению. Указанные линии называются
граничными.
Зависимость (5.73), подлежащая оптимизации, показана на
рис. 5.6 прямой, наклонной под углом 45° к осям координат.
Поскольку эту линейную функцию, имеющую выражение /0=
= Л’1 + Х2, необходимо максимизировать, то вполне понятно, что
она будет максимальной в том случае, когда прямая (5.73) займет
положение, при котором расстояние от начала координат по
перпендикуляру М к ней будет наибольшим. Максимум очевидно
будет достигнут, когда указанная линия пройдет через точку С
многоугольника решений. Координаты этой точки и дадут опти-
мальные значения Хюпт и х2оПт. Это значит, что среди всех точек
попарного пересечения прямых (5.60) ...(5.72) найдена точка, кото-
рая минимизирует оценочную функцию (5.73), т. е. та точка, сумма
координат которой *i+x2 наибольшая.
Определив координаты Хюпт и х2оПт, на основании уравнений
(5.57) и (5.58) находим оптимальные значения элементов режима
резания, а именно:
«опт = е*10ПТ; (5.74)
вж2опт
$опт = iqq- . (5.75)
Такова геометрическая интерпретация модели, дающая графи-
ческое решение поставленной задачи. Подобное построение позво-
ляет осуществить аналитическое решение задачи ЭВМ. Важным
этапом при использовании ЭВМ является разработка системы
кодирования, при помощи которой обеспечивается ввод в ЭВМ
исходной информации, заданной в форме чертежа, текстового
описания, а также обратное преобразование закодированной
информации в общепринятые формы технической документации.
Для- кодирования можно пользоваться специальными таблица-
ми [19]. Для решения любой задачи с помощью ЭВМ необходимо
разработать алгоритмы, составить программы и произвести расчет
6*
163
задачи на ЭВМ. Для осуществления программирования создан
своего рода универсальный язык для записи вычислительного про-
цесса любой задачи независимо от типа ЭВМ. Им служит, напри-
мер, язык АЛГОЛ-60 и др'. *
Чтобы выяснить, какие из величин Xi и х2 удовлетворяют всем
зависимостям (5.60) ...(5.72), составляют алгоритм и программу
Рис. 5.7. Операционный эскиз
фрезерования паза в рычаге
определения координат вершин много-
угольника решений. Специальный сиг-
нал указывает, будет ли правая часть
величиной положительной или отрица-
тельной. Последней операцией, как уже
отмечалось, является нахождение коор-
динат вершины многоугольника реше-
ний, которые в сумме дают наибольшую
величину Х1опт + *2опт = П1ах.
Приведем пример, заимствован-
ный из работы [21]. Определить опти-
мальные режимы резания на фрезеро-
вание дисковой фрезой паза 16Н8 в ры-
чаге (рис. 5.7). Решение задачи приве-
дено в табл. 5.1. С более подробным
решением ряда задач по расчету режи-
мов резания и технического нормиро-
вания при помощи ЭВМ можно позна-
комиться в работах [19, 105].
Таблица 5.1
Номер переходов
Определяемая
величина
Данные машины
на печать
Принятые значения
величин
лопт
опт
^опт
/00000003
/23455782
/-00000000
1 13721411
/00000002
118999076
235 об/мии
0,14 мм/зуб
19 мм
ГЛАВА 6. ФАСОННЫЕ РЕЗЦЫ
6.1. Назначение и особенности работы фасонных резцов
Фасонные резцы предназначаются для обработки деталей
сложного профиля. Применяются они в массовом, серийном и даже
индивидуальном производстве.
По принципу работы фасонные резцы подразделяются на ра-
диальные и тангенциальные (рис. 6.1, а, б). По конструкции ра-
диальные фасонные резцы бывают трех типов: дисковые, или круг-
лые, призматические и стержневые (рис. 6.1, а, в, г, д). У стержне-
вого и призматического резцов рабочая часть 1 изготовляется из
быстрорежущей стали, а их державки 2 — из конструкционной.
Кроме того, с целью экономии быстрорежущей стали режущая
часть указанных резцов делается сварной (рис. 6.1, в, д).
Применение твердых сплавов для фасонных резцов затрудне-
но из-за сложности их заточки, особенно сложных профилей. Одна-
ко в последнее время при обработке труднообрабатываемых мате-
риалов находят применение фасонные резцы, оснащенные твердым
сплавом. Чтобы процесс снятия стружки происходил при достаточ-
но выгодных условиях, фасонные резцы снабжаются оптимальными
передними и задними углами. Передний угол у выбирается в зави-
симости от свойств обрабатываемого материала. Для пластичных
материалов обычно его выбирают большим, чем для хрупких. По
данным [111] при обработке можно рекомендовать следующие ве-
личины передних углов (в градусах) этих резцов:
алюминия и меди 20...30
мягкой стали 20
стали средней твердости 15
твердой стали и мягкого чугуна 10
весьма твердой стали и твердо-
го чугуна 5
весьма твердого чугуна, брон-
зы и латуни 0
Задний угол выбирается в зависимости от конструктивных осо-
бенностей резцов. При большом заднем угле ослабляется режущее
лезвие, при малом — наблюдается рост сил трения задней поверх-
165
ности фасонного резца о поверхность обрабатываемой детали. Для
дисковых фасонных резцов а выбирается в пределах 10...15°, а для
призматических — 12...14°. В отдельных случаях, например для
резцов, предназначенных для затылования фасонных фрез, а уве-
Рис. 6.1. Типы фасонных резцов:
а —с радиальным расположением режущего лезвия; б — тангенциальный; в—стержне-
вой затыловочный с у=0; г, д — круглый и .призматический резцы с креплением их в дер-
жавках
166
личивают до 25...300, так как в процессе работы истинная величина
угла а будет намного меньше заднего угла заточки.
Приведенные величины заднего и переднего углов для фасон-
ных резцов относятся только к наружным точкам профиля резца.
С приближением рассматриваемых точек к центру дискового фа-
сонного резца величина переднего угла уменьшается (рис. 6.1,г),
а заднего — увеличивается. Кроме того, на величину а и у влияет
наклон режущей кромки относительно оси детали.
Определим задний угол для любой точки профиля режущего
лезвия. Для этого изобразим режущее лезвие дискового фасонного
резца, наклоненное под углом <р
к линии, перпендикулярной к
оси детали (рис. 6.2), и найдем
зависимость между углами а
(угол в сечении, перпендику-
лярном к режущему лезвию) и
ах (угол в сечении, перпенди-
кулярном к оси детали).
Проведем через точку С две
секущие плоскости Р и Q. В се-
чении плоскостью Р задний
угол будет ах, а в сечении пло-
скоСтью Q — а. Из треугольни-
ков CDE и CDF определим эти
углы:
tg«x = ^; (6.1)
Рис. 6.2. Определение заднего угла ах
tga = ^. (6.2)
Отсюда
tg ссх DE CD DE /с оч
tga ~ CD DP ~ DF ‘ (6'3)
Но из треугольника DEF угол DEF=<f, а следовательно,
DF—DE sin <р. Преобразуя ранее полученное отношение tg ax/tg a,
получим
tg a = tg ax sin q>. (6.4)
Данная формула справедлива лишь в том случае, если точка С
режущей кромки лежит на наружном диаметре резца D = 2R. Если
же точка С лежит на некотором удалении от центра, т. е. на ра-
диусе Rx, полученная расчетная формула (6.4), согласно работе
[112], примет вид
п
tg a* = £—tgasin ф.
(6-5)
167
Анализ полученных формул показывает, что при ф = 0, т. е. на
участках профиля детали, имеющих образующую, перпендикуляр-
ную к оси резца или детали, задний угол а=0. Для обеспечения
положительного значения заднего угла на таких участках режу-
щего лезвия необходимо делать поднутрение с углом ф1 = 1...3°
(рис. 6.3, а) или фаску f (рис. 6.3, б), обеспечивать наклонное рас-
положение оси резца (рис. 6.4, а) или применять резцы с винтовой
поверхностью (рис. 6.4, б).
Ось резца
Рис. 6.3. Форма рабочих участ-
ков фасонных резцов с углом
<р=0
Рис. 6.4. Круглые фасонные резцы
6.2. Коррекционные расчеты размеров профиля рабочей
части призматического и дискового фасонных резцов
последнего создается
Рис. 6.5. Установка
круглого и призмати-
ческого резцов при
у=0 и а=0
Общие сведения. Размеры рабочей части и высота профиля
режущих инструментов будут равны соответствующим размерам
и высоте профиля обработанной детали, если углы а и -у равны
нулю (рис. 6.5). Однако такие геометрические параметры не при-
меняются, так как резание в таком случае практически невозмож-
но. Обычно фасонные резцы затачивают и устанавливают так,
чтобы обеспечить положительное значение переднего и заднего
углов. Передний угол как у призматического, так и дискового фа-
сонного резцов обеспечивается путем заточки. Задний угол а у
за счет смещения центра резца выше центра
детали на величину йр (см. рис. 6.1, а), а у
призматического — его наклоном (см.
рис. 6.1, б).
При положительном значении углов у и
а (рис. 6.6, а, б) глубина профиля детали Сп,
измеренная вдоль передней поверхности ин-
струмента, не равна глубине профиля резца
Ра, т. е. Сп>Рп, где Рц—Р\, Р2,..., Ра, а
Ca—Ci, С2, ..., Си. Это указывает на то, что
глубины профиля резца, измеряемые в пло-
скости, перпендикулярной к его задней по-
верхности от базовой линии, параллельной
оси детали, отличаются от глубины профиля
детали, измеренной в радиальной пло-
скости.
168
Рис. 6.6. Схема расчета призматического (а) и дискового (б) фасонных резцов
Профиль детали, измеренный вдоль оси l\, k..In, в точно-
сти соответствует профилю резца. Это положение справедливо
лишь в том случае, когда ось дисковых или базовая сторона приз-
матического фасонных резцов параллельны оси детали. Для обе-
спечения необходимой высоты и формы профиля детали произво-
дят соответствующие коррекционные расчеты профиля инстру-
ментов.
Существует два способа нахождения профиля фасонных рез-
цов по заданному профилю детали: графический и анали-
тический. Графический способ определения профиля фасон-
ного резца выполняется по правилам проекционного черчения’.
Преимуществом его является наглядность, а недостатком — низкая
точность, связанная с неточностями графических построений.
В свою очередь преимуществом аналитического способа является
его высокая точность (до 0,0001 мм) в определении размеров про-
филя инструментов, а недостатком — громоздкость вычислений,
особенно для криволинейных поверхностей. Если коррекционный
расчет ведется для весьма сложных профилей, целесообразно вести
расчет профиля обоими способами и сравнить полученные ре-
зультаты.
Определение формы и размеров профиля рабочей части приз-
матического фасонного резца. Пусть контур фасонной детали
задан узловыми точками 1, 2, 3, 4 и одной из промежуточных то-
чек — 5, а осевые расстояния между ними /ь /2, 4, Ц и радиусы
г\, г2, гз, заданы чертежом (см. рис. 6.6, а). Исходя из свойств
обрабатываемого материала детали назначаем величину передне-
го угла у и проводим из точки 1 под этим углом след передней по-
верхности, который пересечет профиль детали в точках 1, 2/3,
4 и 5.
Примем за произвольную координатную ось прямую линию,
проходящую через первую узловую точку 1 (обычно первым номе-
ром обозначают точку, соответствующую наименьшему радиусу
детали и) под углом си к плоскости резания в этой точке. Тогда
целью коррекционных расчетов явится вычисление расстояния от
прямолинейной образующей точки 1 до параллельных ей прямо-
линейных образующих задней поверхности резца, проведенных
через узловые точки 2/3, 4 и 5, т. е. определение размеров Р2/3, Р*
и Р$. Для этого проведем некоторые дополнительные построения.
Продолжим след передней поверхности резца за точку 1 влево
и опустим на него из центра детали О перпендикуляр ОК. Кроме
того, соединим центр О с точками 1, 2/3, 4 и 5. Из этих же точек
проведем прямые, параллельные отрезку ОК. Расстояние от этих
прямых до отрезка ОК обозначим буквой А с соответствующим
индексом каждой узловой точки. После этого из точек 2/3, 4 и '5
проводим перпендикуляры на заднюю поверхность резца, в резу-
льтате чего получим ряд прямоугольных треугольников.
Из треугольника 1 2/3 А имеем
. Р2=Сг/з cos (а+у),
где Сг/3=Л2—
170
Из треугольника 2/ЗКО находим катет A2=r2cos г2, а угол
б2=агс sin Л/г2, где li — OK. Величину h и А\ определим из треуголь-
ника OKI:
/i=rtsiny; Л1 = Г1СО8у.
Точно таким же образом можно определить величины Pi, Р$ и дру-
гие для остальных точек профиля резца.
В общем виде все расчетные формулы можно представить
в виде
Рп = Сп cos (а+у); (6.6)
Сп=Лп-Л1; (6.7)
Лп = ГпСО8еп; (6.8)
8п = агс sin/i/fn. (6.9)
При Л=0 осевые размеры /ь /2, /з> h детали не искажаются,
т. е. равны расстоянию между узловыми точками профиля резца.
Таким образом, по размерам чертежа детали и найденным
значениям Р\, Р2, ..., Рп производим построение нормального про-
филя резца.
Определение формы и размеров профиля рабочей части'диско-
вого фасонного резца. Аналогично коррекционному расчету призма-
тического фасонного резца производят расчет дискового фасонно-
го резца. Пусть необходимо обработать такую фасонную деталь,
для которой уже произведен коррекционный расчет профиля приз-
матического фасонного резца.
На рис. 6.6, б приведена схема коррекционного расчета диско-
вого фасонного резца. Задача сводится к нахождению радиусов
резца Rt, R2, •. , Rn, соответствующих узловым точкам детали.
При этом радиус наиболее выступающей точки или наружный диа-
метр резца определяют по таблицам [132] или графическим ме-
тодом.
Предположим, что точка 1 расположена на уровне горизон-
тальной оси детали. С учетом значения заднего угла а, принятого
согласно таблицам [132], центр резца Ор смещаем на величину
h9=Ri sin а относительно центра детали О. Из точки 1 под углом у
относительно горизонтальной оси детали проведем след передней
поверхности резца 1М и соединим центр резца Ор с узловыми точ-
ками 1, 2/3, 4, ..., п, лежащими на пересечении следа передней по-
верхности с окружностями детали радиусов гь г2, ..., гп. Получим
ряд прямоугольных треугольников ОР1М, 0^2/ЗМ,..., ОрпЛ1, имею-
щих общий катет ОРМ = ЯР.
Проведя дополнительные построения как для призматического
фасонного резца, получим величины А и С с соответствующими
индексами и расстояния В узловых точек передней поверхности
1, 4, 5, 2/3 до центра детали и до точки 1. Затем из треугольника
OvM2/3 получим
sin-ф2 cos i|>2 ’
171
а из треугольника ОР1М:
Hp=Ri sin ipi; Bi=Ri cos i|>i,
где xp1 = a+y.
Катет треугольника OP2)3M определяется исходя из по-
строения B2—B\ — Ci, а угол ifi2=arc tg НР1В2.
Расстояние
С2/з=А2—Аь
где A2 = r2cos е2; Ai=fi cos у.
Затем получаем
. л sin у
82 = arcsin —--—.
r9
Аналогичным образом определяются все искомые радиусы рез-
ца Rt, Rs,..., Rn-
В общем виде формулы для коррекционного расчета можно
записать так:
М’1=а+т; (6.10)
А1=П cos у; (6.И)
л sin у еЛ = arcsin ; (6.12)
гп
Ап = Гп COS 8nj (6.13)
Сп=Ап Д г, (6.14)
Bi = Ri cos фг, (6-15)
Вп = В\ Сп\ (6.16)
sin фг, (6.17)
ф„ = arctg (6.18)
Нп р — р - (6.19)
sini|>„
Приведенные формулы справедливы лишь в том случае, если
оси резца и детали параллельны. При таком условии пересчет осе-
вых размеров резца не производится, так как они не искажаются.
Следует отметить, что при точности осевых и радиальных раз-
меров детали в пределах 11...16-го квалитетов точность размеров
резца должна быть не ниже 7...9-го. В свою очередь размеры шаб-
лона и контршаблона для контроля точности профиля резца прини-
маются на 1...2 квалитёта точности выше, чем точность размеров его
профиля. На рабочих чертежах резца, кроме габаритных размеров,
следует изображать профиль резца в увеличенном масштабе, а так-
же указывать материал, метод облагораживания рабочих поверх-
ностей и технические условия.
Все коррекционные расчеты сводятся в таблицу, как это
сделано в следующем параграфе.
172
6.3. Пример расчета дискового фасонного резца
На рис. 6.7 [111] показана деталь, для обработки которой тре-
буется спроектировать дисковый фасонный резец. Исходные дан-
ные: Г| = 15мм; г2=24 мм; г3 = 29 мм; г4=29 мм; /1 = 12 мм; /2=
= 16 мм и /з=10 мм.
Рис. 6.7. Эскиз детали и расчет-
ная схема дискового фасонно-
го резца
Порядок расчета профиля дискового фасонного резца сводится
к следующему:
1) определяем глубину профиля на детали: /шах = Гз —Л = 29 —
—15= 14 мм;
2) габаритные размеры резца, передний и задний углы выби-
раем по таблицам [132] или [75]: /?1 = 40 мм (табл. 9 [132]); у=20°;
а=12° (табл. 5 [132]);
3) расчет профиля, т. е. определение размеров R2, Кз, %4, про-
изводим по схеме, изображенной на рис- 6.7, в соответствии с мето-
дикой параграфа 6.2. Для удобства расчетов и их проверки состав-
ляем табл. 6.1;
173
Таблица 6.1
Расчетная формула Обозначение размера Численная величина размера Логарифм размера
1 2 3 4
h = rx sin у Г1 15,0 1,17610
sin 7 20° 1,53405
ft 5,136 0,71015
Г1 15,0 1,17610
= Tj cos у cos 7 20° Т, 97299
Л1 11,187 1,04909
ft 5,136 0,71015
h sin у2 = — ^2 • Г2 sin 72 24,0 12°20'36" _1_,38021 1,32994
*2 24,0 1,38021
Аг = r2 cos cos 72 12°20'36" Ь98984
Л2 23,445 1,37005
л2 23,445 —
Cg — Л2 — A, 11,187
C2 12,258 —
ft 5,136 0,71015
A sin Тз = — гз r3 sin 72 29,0 10°11'25" 1,46239 1,24776
Г3 29,0 1,46239
Л3 = r3 cos 73 cos 73 Лз 10°11'25" 1,99309
28,542 1,45548
Ло 28,542
C3 = Л3 — Л1 /*з Л, 11,187 —
л 1 С3 17,355 2
ei = a 4- 7 а 20° —
V 12° —
Pi 32°
|я?| 50,0 1,69897
Hp = Ri sin sin 4г Яп 32° Г72420
26,496 1,42318
Ri 50,0 1,69897
Bi = Ri cos 4i COS 41 Bi 32° Г92842
42,403 1,62739
Bl 42,403 —
B2 = Bl ^2 с2 12,258 —
в. 30,145 —
Яр 26,496 1,42318
Bp Во 30,145 1,47921
tg^=_^ tg “Фо 40°39'40" 1,93397
Й» 26,496 1,42318
174
Продолжение
1 1 1 1 3 4
sin ф2 40°39'40" Т81397
12Ы 40,664 1,60921
Sin ф2 51 42,403 —
В3 = Вк —С 2 С3 17,355
В3 25,048
Я₽ 26,496 1,42318
В3 25,048 1,39877
tg^ = — tgifo 46°36'35" 0,02441
Яр 26,496 1,42318
sinif3 46°36'35" 1,86134
3 sin ф3 N 36,462 1,56184
В4 = Вх - С4 В1 42,403
С« 17,355 —
по условию С4 = С3 в. 25,048 —
. . яр Яр 26,496 —
в« 25,048 —
ПО условию ф4 = -фз tg'h 46°36'35" —
„ "р Яр 26,496 —
^4 — . , sin ф4 sin ф4 46°36'35" —
ПО условию /?4 = /?з R< 36,462 —
4) в зависимости от вида работ (деталь изготовляется из прут-
ка, отливки или поковки) определяем длину режущего контура
резца [132];
5) затем по табл. 2 определяем все остальные конструктивные
размеры резца и выполняем рабочий чертеж в соответствии с фиг.
25 [132].
ГЛАВА. 7. СТРОГАНИЕ И ДОЛБЛЕНИЕ
7.1. Отличительные особенности процессов строгания
и долбления по сравнению с точением
Строгание и долбление обычно применяют при обработке не-
сложных профильных поверхностей с прямолинейными образую-
щими, а также для обработки вертикальных и горизонтальных
плоскостей в единичном и массовом производствах.
Строгальные (рис. 7.1) и долбежные (рис. 7.2) резцы по
своим геометрическим параметрам и по форме имеют много общего
с токарными. К тому же процесс резания при точении протекает
Рис. 7.1. Типы строгальных резцов:
а — проходной; б — проходной узкий; в — проходной лопаточный; г — подрезной;
д — прорезной
176
аналогично процессу резания при строгании и долблении. Напри-
мер, срезание металла и образование новой поверхности сопро-
вождаются упругим и пластическим деформированием, интенсив-
ным трением и тепловыделением, образованием нароста и износа
инструмента и т. д. [4, 135].
В процессе строгания и долбления в период врезания резца в
обрабатываемый материал происходит удар, который не позволя-
Рис. 7.2. Типы долбежных резцов:
а — проходной двусторонний; б — шпоночный; в — прорезной
ет использовать хрупкие инструментальные материалы. Из изве-
стных твердых сплавов для оснащения строгальных и долбежных
резцов наибольшее применение получили сплавы марки ВК6М,
ВК8, ВК8В, ВКЮМ, ВК15М, Т15К6, Т5К12В и ТТ7К12.
Следует учитывать, что, помимо ударных нагрузок, процесс
строгания и долбления происходит при наличии возвратно-поступа-
тельного движения резца либо детали. Вследствие больших инер-
ционных сил от движущихся частей строгальных и долбежных
станков процесс долбления и строгания обычно ведут на скоростях,
не превышающих 70...80 м/мин. Кроме того, наличие холостого хода
при обратном ходе стола или инструмента снижает производитель-
ность обработки.
Применяемые резцы по виду выполняемых работ делятся на
проходные, подрезные, отрезные и фасонные. Форма державки рез-
цов этих типов преимущественно прямоугольная. Величина сечения
у них принимается в 1,25... 1,5 раза больше, чем у токарных, что
вызвано необходимостью компенсации ударных нагрузок.
Наибольшее распространение для строгания получили резцы
с изогнутой формой головки (рис. 7.3, б). Изогнутость головки по-
зволяет поставить вершину резца на вертикаль, совпадающую с
опорной плоскостью резца. У прямого резца (рис. 7.3, а) под дей-
ствием сил резания головка отклоняется вправо по радиусу R. При
этом происходит врезание вершин резца со стороны задней поверх-
ности в обработанную поверхность, что приводит к выкрашиванию
режущих лезвий и ухудшению шероховатости обработанной поверх-
177
ности. У изогнутых резцов вылет вершины I равен радиусу дуги R,
по которой перемещается вершина резца. Равенство R = l исключа-
ет указанные нежелательные явления, наблюдаемые при работе
прямого резца.
При выборе геометрических параметров строгальных и дол-
бежных резцов учитывают особенности обработки при строгании
и долблении. Чтобы уменьшить влияние ударных нагрузок, вели-
Рис. 7.3. Строгальные резцы с прямой (а) и изогнутой (б) го-
ловками
чину переднего угла принимают на 5... 10° меньше, чем у токарных
резцов, а угол А, — положительным.
Главный угол в плане <р для проходных резцов назначается в
пределах 30...75°, причем большее его значение берется при обра-
ботке менее жестких деталей. Вспомогательный угол в плане <pi для
проходных и подрезных резцов принимают равным 10...15°, а у про-
резных и отрезных резцов — 2...30. Для чистовых строгальных ши-
роких резцов величина главного угла в плане <р—0. Главное режу-
щее лезвие устанавливается строго параллельно обработанной
поверхности (настройка пр'оизводится по горизонтальной поверх-
ности станка). Величина подачи при этом назначается на 2...3 мм
меньше длины главного режущего лезвия, за счет чего достигается
высокая производительность обработки и высокий класс шерохо-
ватости обработанной поверхности.
Величина заднего угла а строгальных резцов соответствует
назначаемым задним углам для токарных резцов и равна 6... 14°.
7.2. Элементы режима резания и срезаемого слоя
При работе на продольно-строгальных станках главное движе-
ние обеспечиваетёя за счет прямолинейного движения стола с за-
крепленной на ней заготовкой. Подачи — вертикальная и горизон-
тальная — осуществляются периодически перемещением суппорта с
178
резцом в боковом и вертикальном направлениях за время перемены
хода стола с рабочего на холостой.
Таким образом, скорость резания определяется скоростью пере-
мещения стола
ztDn
v =-------------------------------,
1000
где £> — диаметр шестерни, ведущей стол, п — частота ее вращения
в минуту.
Рис. 7.4. Схемы резания и элементы срезаемого слоя при строгании (а)
и долблении (и)
При работе на поперечно-строгальных и долбежных станках
главное движение осуществляется за счет инструмента, закреп-
ленного в ползуне, а подачи — за счет перемещения заготовки.
Глубиной резания t при строгании называется величина слоя
металла, срезаемого за один проход резца и измеренного в направ-
лении, перпендикулярном к обработанной поверхности (рис, 7.4, а).
Подачей называется перемещение резца либо заготовки за один его
(ее) двойной ход в направлении подачи.
Ширина b и толщина а срезаемого слоя измеряются так же, как
и элементы срезаемого слоя при точении: b — вдоль главного режу-
щего лезвия; а — в направлении, перпендикулярном к главному ре-
жущему лезвию.
Между элементами режимов резания и срезаемого слоя в за-
висимости от угла <р существует зависимость, такая же как и при
точении:
а = s sin ф мм; b = —-— мм.
sin ф
Для большинства долбежных резцов ф=90° и Л=0° (рис. 7.4, б).
Тогда а=$, & = /, а площадь поперечного сечения срезаемого слоя
F—ab — st мм2.
179
Чтобы увеличить производительность процесса строгания, стре-
мятся уменьшить время холостого хода стола (ползуна). Достига-
ется это за счет настройки кулисного механизма станка. Кроме то-
го, учитывая, что скорость рабочего хода изменяется от нуля до
некоторого максимума, а затем к концу рабочего хода падает снова
до нуля, средняя скорость рабочего хода определяется по формуле
_ Ln(\ +т)
Un —
Р 1000
где L — длина хода стола, п — число двойных ходов стола;
(7.1)
Рис. 7.5. Схема к расчету
машинного времени при стро-
гании
Рис. 7.6. Строгание трехрезцовой державкой
m = Vvlv* — отношение скоростей рабочего и холостого хода^ (при-
водится в паспорте станка); обычно т = 0,7...0,75.
Длина рабочего хода составляла L = Zi + Z+Z2 (рис. 7.5), где
Z — длина заготовки; 1\ и Z2 — величины врезания и перебега резца
в начале и конце хода. Для поперечно-строгальных станков
Zi + Z2 = 35...75 мм и зависит от длины обрабатываемой детали, для
продольно-строгальных— Zi + Z2 = 200...475 мм.
Так как при строгании, особенно на продольно-строгальных
станках, обрабатываются громоздкие детали с большой площадью
поверхностей, подлежащих обработке, основное влияние на произ-
водительность обработки оказывает машинное время. Напомним,
что машинное время равно t^=Llns i. Следовательно, повышение
производительности процесса строгания можно достичь главным
образом за счет уменьшения машинного времени, т. е. путем сокра-
щения числа проходов Z, уменьшением припуска на обработку, а
также увеличением скорости резания и подачи. Кроме того, повы-
сить производительность строгания можно за счет применения мно-
горезцовой державки (рис. 7.6), когда в работе одновременно участ-
вует несколько резцов.
180
7.3. Силовые и скоростные зависимости при строгании
и долблении
Силовые зависимости при строгании и долблении подобны за-
висимостям, найденным для точения. Сила резания может быть
разложена на три составляющих (см. рис. 7.4): Pz — горизонталь-
ную, действующую в направлении главного движения резца и изги-
бающую его; Ру — вертикальную, действующую перпендикулярно
к обработанной поверхности. По этим силам производится расчет
звеньев цепи главного движения, цепей передач и суппорта. Боко-
вая сила Рх действует на резец в направлении движения подачи
и стремится отжать его в обратном направлении.
На силы резания при строгании оказывают влияние те же фак-
торы, что и при точении, а поэтому значения Рг, Ру и Рх выра-
жаются теми же экспериментальными формулами, что и при точе-
нии. Например, Рг = Ср** pzSVpzKPz Н. Значения коэффициентов
СРг, Крг и показателей степеней хРг, Ург находятся из соответству-
ющих таблиц, приводимых в справочниках по режимам резания.
Мощность, необходимая на резание при строгании Np, и рас-
четная мощность приводного электродвигателя станка N№ соответ-
ственно определяются по формулам:
р
= —6УП0Г- кВт; (7-2)
N
= кВт, (7.3)
Лет
где г^ст — КПД станка.
Скорость резания, допускаемая режущими свойствами стро-
гального или долбежного резца, подсчитывается по формуле
где коэффициенты Cv, Kv и показатели степеней tn, xv, yv аналогич-
ны этим же параметрам в формуле расчета скорости резания при
точении. '
7.4. Назначение наивыгоднейших режимов резания
при строгании и долблении
Порядок назначения рациональных режимов резания при стро-
гании и долблении такой же, как и при точении (4, 127].
1. Назначают глубину резания в зависимости от величины при-
пуска, квалитета точности и шероховатости обработанной поверхно-
сти, мощности электродвигателя главного движения станка.
2. Выбирают максимально допустимую подачу в зависимости
от класса шероховатости обработанной поверхности и прочности
режущей части резца.
181
3. По установленным значениям t и s и выбранной стойкости
резца Т определяют скорость резания vp, допустимую режущими
свойствами инструмента.
4. По найденному значению vp определяют число двойных хо-
дов стола в минуту
Найденное значение п корректируют в соответствии с паспортными
данными станка, причем берется меньшее значение п.
Зная число двойных ходов в минуту, определяют действитель-
ную скорость резания
Ln (1 + ш)
1000
5. В соответствии с выбранными режимами резания определя-
ют величину Pz
Рг = Ср/^/р^РгН.
(7.6)
6. Проверяют наличие достаточной мощности электродвигате-
ля станка
Если мощность электродвигателя станка недостаточна, умень-
шают число двойных ходов.
ГЛАВА 8. СВЕРЛЕНИЕ
8.1. Особенности процесса резания при сверлении.
Элементы режима резания и срезаемого слоя
Сверление применяется для получения отверстий в сплошном
материале, а также для рассверливания уже имеющихся отверстий.
Сверлением обеспечивается 11...12-й квалитет точности и 3...4-Й
класс шероховатости обработанной поверхности (7?г=20..,80 мкм).
В качестве инструментов используются сверла различных кон-
струкций. Процесс резания при сверлении протекает принципи-
ально так же, как и при точении. Так, например, в зависимости от
свойств обрабатываемого материала стружка получается либо
сливной, либо надлома; имеет место усадка стружки; при сверле-
нии вязких металлов образуется нарост. Однако, несмотря на ука-
занное сходство процессов точения и сверления, между ними име-
ются следующие различия [5, 130]:
1) наличие очень малых передних углов в центральной части
сверла и отрицательных у пере-
мычки повышает деформацию
срезаемой стружки, увеличивает
силы трения, а следовательно, и
тепловыделение в зоне резания;
2) наблюдается повышенное
трение в процессе сверления из-за
отсутствия вспомогательных зад-
них углов на ленточках;
3) сверло в процессе резания
находится в постоянном длитель-
ном контакте со стружкой и обра-
ботанной поверхностью; ухудше-
ны условия отвода стружки.
Вместе с тем выходящая из отвер-
стия стружка затрудняет проник-
новение СОЖ в зону резания и
отвод тепла;
4) различие скоростей реза-
ния для точек режущих лезвий в
процессе сверления усложняет
Рис. 8.1. Элементы срезаемого слоя
при сверлении
183
процесс деформации стружки и ее схода по передней поверхности
инструмента.
Главное движение при сверлении осуществляется за счет вра-
щения сверла и реже — детали, а движение подачи — перемещени-
ем сверла или детали вдоль оси инструмента (рис. 8.1). За скорость
резания принимается окружная скорость точки, наиболее удаленной
от оси сверла, или скорость, подсчитанная по диаметру сверла:
v==nDn (8 Q
1000 v 7
где D — диаметр сверла; п — частота вращения сверла. В центре
сверла скорость v равна нулю.
Подача — величина перемещения сверла вдоль оси за один
его оборот (sq, мм/об). Так как у сверла два главных режущих лез-
вия, на каждое из них приходится подача, равная
sz = мм/зуб. (8.2)
В свою очередь минутная подача sM будет равна
$м = $оя мм/мин. (8.3)
Глубина резания при сверлении определяется диаметром свер-
ла, т. е.
t = -у мм, (8.4)
а при рассверливании отверстия диаметром d
t = —у— мм. (8.5)
Толщину и ширину среза при сверлении определяют без учета
перемычки по формулам:
а — sz sin <p = -у sin ф мм; (8.6)
Толщина среза измеряется в направлении, перпендикулярном к
главному режущему лезвию, а ширина — вдоль него.
Площадь поперечного сечения среза Fz, приходящаяся на одно
режущее лезвие, равна
Fz = ab = — sin ф—— = — мм2. (8.8)
2 2 sin <р 4 ' '
8.2. Конструктивные элементы и геометрические параметры
спирального сверла
Спиральное сверло состоит из рабочей части 11г шейки /3 и
хвостовика /4, имеющего на конце лапку '/5 (рис. 8.2). Рабочая
часть в свою очередь разделяется на режущую /2 и направляющую
184
вид А повернуто
Рис. 8.2. Конструктивные элементы
спирального сверла
Режущая часть включает следующие элементы: круглошлифо-
ванные ленточки (вспомогательные режущие лезвия) 7, поперечную
режущую кромку 2, канавки <?, два главных режущих лезвия 4,
передние 7 и задние 5 поверхности, два зуба (пера) сверла 6.
Хвостовик сверла может быть выполнен как конусным по си-
стемам Морзе или метрической, так и цилиндрическим с поводком.
В первом случае крутящий мо-
мент передается за счет сил тре-
ния между коническими поверхно-
стями хвостовика сверла и поса-
дочного отверстия шпинделя, а во
втором — посредством поводка.
Лапка служит для выбивания
сверла из шпинделя станка либо
из переходной втулки. Шейка
предназначена для выхода шли-
фовального круга при изготовле-
нии сверла. Направляющая часть
обеспечивает направление сверла
в просверливаемом отверстии и
служит резервом для образования
рабочей части при его переточках.
Режущие свойства сверла во
многом определяются геометриче-
скими параметрами и материалом
его режущей части. Рассмотрим
геометрические параметры спи-
рального сверла (рис. 8.3, а) [16,
130].
Угол наклона винтовой канав-
ки о — это угол, заключенный
между осью сверла и развернутой
винтовой линией стружечной ка-
навки (рис. 8.3, б). Величина его
непостоянна: чем ближе к оси
сверла, тем меньше угол со. Дей-
ствительно,
tg со = —;
6 Я
(8.9)
tgox =
(8.10)
где D — диаметр сверла, измеренный на периферии; Dx—диаметр
сверла, соответствующий некоторой точке X; ® — угол наклона
винтовой канавки, измеренный в сечении, параллельном оси свер-
ла. Для сверл из быстрорежущей стали угол ® назначается в зави-
симости от их диаметра в пределах от 18 до 30°:
185
Диаметр сверла, мм Угол наклона винтовой
канавки, град
0,25... 0,35 18
0,4... 0,45 19
0,5...0,7 20
0,75...0,95 21
1... 1,9 22
2...2,9 23
3...3.4 24
3,5...4,4 25
4,5...6,4 26
6,5...8,4 27
8,5...9,9 28
10...80 30
Угол наклона поперечного лезвия (перемычки) ф — угол между
проекциями поперечного и одного из главных режущих лезвий на
плоскость, перпендикулярную к оси сверла. Обычно принимают
•ф=55°. Угол резания у перемычки больше 90°, а поэтому металл не
режется, а скоблится.
Угол при вершине 2<р — угол между главными режущими лез-
виями.
Величина этого угла зависит от свойств обрабатываемого ма-
териала и лежит в пределах 80... 140°. Для сверления пластичных
материалов берут большие значения угла 2<р, чем для хрупких.
Например, для обработки стали и чугуна 2<р= 116...120°, для алю-
миния 2<р=140, для мрамора 2<p = 8Q°.
Вспомогательный угол в плане <pi образуется за счет выполне-
ния рабочей части сверла с обратной конусностью. Величина его
составляет 1...2'.
Вспомогательные задние углы qi на ленточках равны нулю, так
как вспомогательная задняя поверхность очерчена поверхностью
цилиндра.
Угол наклона главного режущего лезвия Л определяется так
же, как и для резцов общего назначения.
Передним углом у называется угол между касательной к пе-
редней поверхности сверла в рассматриваемой точке и нормалью
в той же точке к поверхности вращения, образованной при враще-
нии режущего лезвия вокруг оси сверла. В каждой точке режуще-
го лезвия в плоскости NN угол у имеет различную величину, а в
плоскости ОО, параллельной оси сверла, он равен углу наклона
винтовой канавки, т. е. у0=®.
Из рис. 8.3, б следует, что:
, nD nDx
tg^-й-; tgcox = -^-.
Разделим одно уравнение на другое и в результате получим
= (8.11)
186
Запишем формулы (см. параграф 1.4) для определения действи-
тельного переднего угла в нормальном сечении N—N: 1) для резца
tgYn=tgy sin<p; 2) для сверла tgynp=tgy sin <р.
Учитывая, что упр=уо=<о, получим tg co=tg у sin <р. Откуда
tgY = -^-. (8-12)
sin ф
187
По аналогии можно записать значения тангенса переднего угла для
любой точки X
tgYX =
sin ф *
(8.13)
Подставив полученное ранее значение tgcox в это уравнение,
найдем
Рис. 8.4. Изменение углов у и а вдоль режущего
лезвия сверла
Анализ полученной формулы позволяет утверждать, что наиболь-
шее значение имеет передний угол у периферии сверла. Так как
углы у и (о равны между собой, для точек режущего лезвия, лежа-
щих ближе к центру, передний угол у0 меньший, чем для перифе-
рийных.
Задний угол а — это угол, заключенный между касательной
к задней поверхности пера в рассматриваемой точке режущего
лезвия и касательной к окружности ее вращения вокруг оси сверла.
Измеряется а в плоскости 00, параллельной оси сверла и каса-
тельной к цилиндрической поверхности, на которой лежит данная
точка режущего лезвия. В статическом состоянии (по аналогии со
значением переднего угла) задний угол а, измеренный в нормаль-
ной плоскости, равен
tgaJV = tgasincp. (8.15)
В процессе резания истинное значение заднего угла уменьшается,
так как действительной траекторией точки, лежащей на главном
режущем лезвии, будет не окружность, а винтовая линия с шагом,
равным величине подачи. Поверхность же резания представляет
собой винтовую поверхность. Поэтому действительный задний
угол ад определяется касательными к этой винтовой и задней по-
188
верхностям в рассматриваемой точке. По своей величине он будет
меньше значения а на величину угла р, (рис. 8.3, а):
tgfx=——; ад = а — р = а — arctg———. (8.16)
tcD % stDjc
С приближением к оси сверла задний угол ад уменьшается, причем
для точек режущего лезвия, лежащих ближе к оси сверла, напри-
мер для точки X, уменьшение главного заднего угла будет более ин-
тенсивным, чем для периферийной. Чтобы обеспечить достаточную
величину заднего угла в процессе резания у точек режущего лезвия,
расположенных ближе к оси сверла, задняя его поверхность зата-
чивается так, что на периферии угол а имеет минимальное значе-
ние, а по мере приближения к сердцевине он увеличивается. Такая
заточка обеспечивается конструкцией и кинематикой заточных
станков.
Так как передний угол у сверла будет большим, а задний —
меньшим у периферии сверла, а у центра наоборот а>у (рис. 8.4),
угол заострения остается для всех точек режущего лезвия более
или менее одинаковым. Фактический передний угол изменяется от
30° до нуля и даже отрицательного значения его у перемычки.
Задний же угол у периферии равен 6...8°, а у перемычки — 25...35°.
8.3. Силы резания и крутящий момент при сверлении
Предположим, что равнодействующая сил, действующих на
режущее лезвие сверла, приложена в точке А. Разложим ее в трех
взаимно перпендикулярных направлениях (рис. 8.5, а) и получим
три составляющие силы, действующие на каждое режущее лезвие.
Силы Pz создают крутящий момент Л4кр, который преодолевается
шпинделем станка. Силы Ру действуют по радиусам и взаимно унич-
тожаются. Силы Рх вместе с силой Рп, действующей на перемычке,
образуют осевую силу или силу подачи, которая преодолевается
механизмом подачи станка. В итоге на сверло действуют ЛТкр и осе-
вая сила, или сила подачи Р.
Определим теоретическим путем величину крутящего момента,
учитывая, что фактически Л4кр создается элементарными силами,
действующими на двух главных режущих лезвиях ab и се, перемыч-
ке Ьс (рис. 8.5, б), а также силами трения Рт, действующими на
направляющих ленточках. При этом надо помнить, что величина
Л4кр в основном определяется силами, действующими на главных
режущих лезвиях [83].
Выделим вдоль лезвия элементарную площадку среза, равную
произведению dr s/2. На ней действует элементарная сила резания
pdr s/2, где р — удельная сила резания.
Известно, что удельная сила резания р увеличивается с умень-
шением площадки среза и может быть представлена в виде
р=4- <817>
S
189
Тогда элементарный момент
dM = pdr — г = • — rdr = Bsx~ardr,
2 sa 2
a
D D
2 2
AfKP = 2 J Bs'~ardr = BsVu -j- I = s* D*U •
d d
~ 2
(8.18)
Puc. 8.5, Схема сил, дейст-
вующих на сверло, и расчет-
ная схема к определению
7ИКр при сверлении
Проинтегрируем элементарную осевую силу
D
2
Получим
Рос = CpS^D^.
(8.19)
Эксперименты, проведенные с использованием двухкомпонент-
ных динамометров при сверлении материалов сверлами разных ди-
190
аметров и с различной подачей, позволили получить эмпирические
формулы, которые хорошо согласуются с теоретическими и исполь-
зуются для подсчета Л4кр и Рос- Они имеют следующий вид:
Мкр = Си s” D*u Км Н - м; (8.20)
Poc = CpspDzp Н, (8.21)
где См и Ср — коэффициенты, характеризующие условия сверления
и свойства материала, принятого за эталон; Км и Кр — общие по-
правочные коэффициенты на измененные условия работы (берутся
из справочников).
Отметим в качестве примера, что при сверлении стали сверлом
из быстрорежущей стали Р9 KfKp=0,345D2s0>3 Н-м, при сверлении
чугуна Poc=57Ds°'8 даН.
Зная величины крутящего момента и осевой силы, можно опре-
делить мощность, потребную на процесс сверления К^:
Мкр = 716,2—, (8.22)
п
Крез =* Квр + КПОд = 7162 -₽1,36 । 60 • 10s К^Т’
где Квр, КПОд — соответственно мощность, потребная на вращение
сверла и подачу.
Так как КПОд= (0,5...1,5) % Квр, можно записать, что
Крез — 71 62 .₽1,36 К^Т’ (8.23)
С учетом КПД станка г|Ст и коэффициента допускаемой пере-
грузки, равного 1,3, окончательно имеем
Крез^КМотТ]ст1,3. (8.24)
Резание при сверлении осуществляется пятью элементами
сверла: двумя главными режущими лезвиями, перемычкой, двумя
направляющими ленточками.
На каждый из этих элементов приходится определенная доля
в общей величине Мкр и осевой силы Рос. Специальные исследова-
ния показывают, что между этими составляющими существует при-
мерно следующее соотношение:
1) по величине Мкр: на режущие лезвия — 80 %, перемычку —
8 и 12 % от общего Мкр на трение ленточек об обработанную по-
верхность и трение стружки о канавки сверла;
2) по величине Рос: на режущие лезвия —40 %, перемычку —
57 %, на трение ленточек об обработанную поверхность и стружки
о канавки сверла — 3 % от общей силы РОс-
Геометрические параметры сверла оказывают существенное
влияние на величины Л4кр и РОс. Так, с возрастанием угла наклона
191
винтовой канавки (рис. 8.6, а) увеличивается передний угол у, а
значит, облегчается процесс стружкообразования и уменьшаются
Л1кр и Рос. Такое снижение Л1кр и Рос особенно заметно при увели-
чении со до 30°. Дальнейшее изменение со не оказывает существен-
ного влияния на величины Л1кр и Рос.
В зависимости от угла 2ср изменяются силы Рос и Л4кр постоль-
ку, поскольку изменяется ширина и толщина среза (аналогично то-
Рис. 8.6. Зависимость РОс и ЛГКр при сверлении от угла наклона
винтовой канавки со (а), угла при вершине 2<р (б) и диаметра серд-
цевины d (в)
чению). С увеличением <р Л1кр уменьшается, а Рос возрастает
(рис. 8.6, б).
Длина перемычки d оказывает большее влияние на величину
Рос, чем на Л1кр (рис. 8.6, в). Для уменьшения величины Рос дела-
ют специальные подточки перемычки (рис. 8.7, б, в, е).
Влияние свойств обрабатываемого материала на практике
учитывается, как и для точения, эмпирическими зависимостями:
•Ч„ = С,нв'“ или = С,”*; (8 ®)
Р„ = С,НВ’» или рх=с£.
(8.26)
Значения постоянных коэффициентов и показателей степеней
приводятся в соответствующих справочниках и нормативах режи-
мов резания [77, 116].
192
- Рис. 8.7. Формы заточки сверла:
а — двойная; б — одинарная с подточкой перемычки; в — одинарная с под-
точкой передних поверхностей перьев сверл; г — одинарная с подточкой лен-
точек; д — одинарная со стружкоразделительными канавками; е — одинарная
или нормальная, двойная с подточкой перемычки и ленточки, двойная с под-
точкой перемычки по методу В. И. Жирова
8.4. Скорость резания и влияние на нее различных факторов
Скорость резания при сверлении. В данном случае скорость
ограничивается стойкостью сверл. При обработке конструкцион-
ных сталей сверлами из быстрорежущей стали износ обнаружи-
вается одновременно по передней йп и задней /г3 поверхностям,
а также по ленточкам, а при обработке хрупких материалов —
по уголкам hy (рис. 8.8). При чрезмерной длине перемычки и не-
правильной заточке сверла наблюдается износ по лезвию пере-
мычки йпер. Крайне нежелателен износ по уголкам, так как при
большей величине износа йу для восстановления режущей способ-
ности сверла приходится стачивать значительную его часть.
В качестве критерия затупления сверл рекомендуется следую-
щая величина износа: 1) при сверлении сверлами из быстрорежу-
щей стали чугуна — /гу=0,5...1,2 мм, стали — Л3=1,1 мм; 2) при
сверлении сверлами, оснащенными твердым сплавом, как стали,
так и чугуна — Л3=0,4...1,3 мм.
7 Зак. 639
193
Большая величина износа допукается для сверл большего
диаметра.
Зависимость между скоростью резания v и стойкостью свер-
ла Т имеет такой же характер, как и при точении. С повыше-
нием v выделяется большее количество тепла, что приводит к бо-
лее интенсивному износу. Появление износа способствует еще
большему выделению тепла, а
следовательно, и ускорению из-
носа режущей части сверла.
Зависимость между ско-
ростью резания v и стойкостью
сверла Т имеет вид:
» = (8.27)
Рис. 8.8. Характерные виды износа
сверла
где Cv — постоянный коэффи-
циент; m — показатель относи-
тельной стойкости.
Значения Cv и m зависят от
свойств обрабатываемого и инст-
рументального материалов и
условий резания. Средние значе-
ния показателя относительной
стойкости m для быстрорежущих
сверл равны 0,12...0,2, для твер-
досплавных — 0,25...0,4. Если
стойкость для быстрорежущих
сверл при обработке стали при-
нять за единицу, то для твердосплавных она составит (1,5...2) как
для стали, так и для чугуна.
Допускаемая скорость резания vT зависит от диаметра свер-
ла Z), подачи s, глубины сверления /, свойств обрабатываемого
металла Км, материала сверла Лин, условий охлаждения ЛОхл
и других факторов, т. е.
vT = ftP. s, I, Л„. (8.28)
С увеличением диаметра сверла допускаемая скорость резания
повышается, так как при этом увеличивается масса сверла, что
улучшает условия отвода тепла, а также возрастает жесткость ин-
струмента. Влияние на vT ширины среза при увеличении D срав-
нительно невелико. Поэтому можно записать, что
vt = CdDZv. (8.29)
С ростом величины подачи Ут понижается, так как возрастает
толщина среза а, увеличивается количество выделяемой теплоты,
повышается температура в зоне резания и ускоряется износ
сверла:
194
(8.30)
(8.31)
Обобщенная формула для подсчета скорости резания при
сверлении выражается следующим образом £.5, 83]:
v ---------К,
Тт s°
где Со — коэффициент, характеризующий обрабатываемый материал^
принятый за эталон, и условия его обработки; К = Кы К[0Кф0
поправочные коэффициенты, характеризующие соответственно обра-
батываемый материал, длину сверления и форму заточки. Их вели-
чины приводятся в справочниках и нормативах по резанию.
Для примера отметим, что при сверлении стали твердостью
НВ = 2150 сверлом из стали Р9 с подачей з>0,2 мм/об
12,4Р0,4
(8.32)
При сверлении той же стали твердосплавными сверлами с по-
дачей з>0,12 мм/об
ЮР0'6
v =
(8.33)
Влияние свойств обрабатываемого металла. Для решения прак-
тических задач пользуются соотношениями:
п =£нв.
нв"°
С а
V- = —
(8.34)
(8.35)
где nv — показатель степени. При сверлении автоматной стали он
равен 1,05, стали с ов>550 МПа и чугуна — 0,9 и 1,3.
Влияние глубины сверления. Чем больше глубина сверления,
тем хуже условия резания. Если глубина отверстия больше чем
в 3 раза превышает диаметр сверла, допускаемую скорость реза-
ния уменьшают, умножая ее на коэффициент Kiv- Приводим зна-
чения Kiv'-
Глубина отверстия в
диаметрах сверла, мм D...3D 4D 5D 6D 8D 10D
Klv 1,0 0,85 0,75 0,7 0,6 0,5
На допустимую скорость резания большое влияние оказывают
геометрические параметры заточки сверл и применение СОЖ.
Подточки сверла, показанные на рис. 8.7, значительно уменьшают
7*
195
осевую силу, повышают стойкость сверл, а следовательно, и допу-
стимую скорость резания vT. Применение СОЖ позволяет увели-
чить скорость резания на 40...45 %. Особенно эффективна подача
СОЖ по внутренним каналам сверла (рис. 8.9, а, б). Стойкость
сверл с внутренним подводом охлаждающей жидкости в несколь-
ко раз выше, чем у обычных.
I
'Рис. 8.9. Сверла для глубокого сверления:
а, б — с внутренним подводом СОЖ через каналы корпуса и впаянные трубки;
в — с крутой спиралью
8.5. Методика назначения наивыгоднейших режимов
резания при сверлении
Порядок назначения режимов резания. При назначении наи-
выгоднейших режимов резания при сверлении необходимо учи-
тывать положения, которые были рассмотрены применительно
к точению. Назначение режимов резания состоит из следующих
этапов [5, 127]: 1) выбор максимальной подачи, допускаемой
прочностью сверла, технологическими требованиями к качеству
обработки и кинематическими возможностями станка; 2) опреде-
196
ление наивыгоднейшего периода стойкости сверла; 3) определение
скорости резания, обеспечивающей заданную стойкость; 4) под-
счет числа оборотов шпинделя и станка по скорости резания и диа-
метру сверла; 5) корректировка подсчитанного числа оборотов п
по станку и действительной скорости резания; 6) расчет Мкр и Рос;
7) проверка выбранного режима по мощности станка.
Рис. 8.10. Схема расчета машинного в-ремени
Приведенный порядок назначения режимов резания может
быть несколько иным, что наблюдается при установлении режима
независимо от станка. Тогда необходимо после четвертого пункта
произвести расчет Рос, Мкр и N9, а затем выбрать модель станка
и произвести корректировку п, s, v, Рос, Мкр и Na.
Рассмотрим некоторые этапы назначения режимов резания.
Выбор подачи. При сверлении прочность инструмента является
одним из ограничивающих подачу факторов. В результате экспе-
риментальных исследований установлены формулы для определе-
ния подач, допускаемых сверлами без подточек их перемычки с
двукратным запасом прочности: при обработке стали с НВ = 2150
и чугуна с НВ = 1900 соответственно имеем:
2)0,81 £>0,81
5=:ТТ72"; S = _5797-’
При этом подачи, рекомендуемые для работы, берутся не-
сколько меньшими, чем получаемые расчетом по формулам. До-
пускаемые подачи тем больше, чем больше диаметр сверла. Для
сверл одинаковых диаметров подачи разбиваются на группы в
зависимости от технологических условий. По подаче и диаметру
сверла определяется осевая сила и сравнивается с осевой силой,
допускаемой прочностью механизма подачи станка. Величина
этой силы приводится в паспорте станка.
Наивыгоднейший период стойкости Т. Период стойкости опреде-
ляется исходя из положений, рассмотренных ранее. Так как с уве-
личением диаметра сверла возрастает его стойкость и удорожается
заточка, период стойкости для сверл большего диаметра берется
(8.36)
197
большим. Дальнейший порядок назначения режимов резания не
требует дополнительных разъяснений.
Машинное время при сверлении и рассверливании опреде-
ляется по формуле
, (8.37)
ns
где L = l+l\ + lz — длина прохода сверла в направлении подачи, мм.
Величина врезания 1\ зависит от формы заточки сверла: при
одинарной заточке (рис. 8.10, а).
/i = -yctg<P’ (838)
а при двойной заточке (рис. 8.10, б)
= В cos <р0 + — В sin <р0 j ctg <р ~ 0.4D, (8.39)
где В — ширина дополнительного конуса сверла; 2ф0=70...75°.
При рассверливании отверстия
/1=^с1§ф. (8.40)
Величина перебега сверла /2 во всех случаях равна 1...3 мм.
ГЛАВА 9. КОНСТРУИРОВАНИЕ CBLPJ1
9.1. Типы сверл
Сверла спиральные. Конструктивные элементы спиральных
сверл стандартизованы. Лишь в отдельных случаях разрабаты-
ваются специальные сверла. ГОСТ регламентирует следующие
основные размеры спиральных сверл (см. рис. 8.2): 1) номиналь-
ный диаметр, т. е. диаметр рабочей части D; 2) общая длина
сверла L; 3) длина рабочей части /г, 4) размеры шейки /3 и хво-
стовика /ь
Для примера в табл. 9.1 приведены некоторые характеристи-
ки наиболее употребительных стандартизованных спиральных
сверл из быстрорежущей стали.
Так как при сверлении наблюдается разбивание просверли-
ваемого отверстия из-за неправильной заточки сверла, его непра-
вильной установки или из-за биения шпинделя и ряда других
причин, ГОСТ 2034—64 предусматривает сверла двух степеней
точности: сверла точного исполнения, сверла обычного испол-
нения.
Таблица 9.
Номер Группы Наименование сверла Серия Диаметр сверла, мм ГОСТ Примечание
1 Сверла спиральные с ци- линдрическим хвостови- ком Длинная 1,95...20 886—64 Только пра- вые
2 То же Средняя 0,25...20 10902—64 Правые и левые
3 » Короткая 1...20 4010—64 Только пра- вые
4 Сверла спиральные мел- коразмерные с утолщен- ным цилиндрическим хво- стовиком Длинная и короткая 0,1...1 8034—76 Правые и левые
5 Сверла спиральные с ко- ническим хвостовиком Средняя и короткая 6...80 10903—64 Только пра- вые
6 Сверла спиральные с коническим хвостовиком Удлинен- ные 6...30 2092—64 Правые и левые
199
Отличаются эти сверла только допусками на размеры, точ-
ностью заточки и расположением поверхностей. Например, биение
радиальное по ленточкам для сверл точного исполнения диамет-
ром от 40 до 80 мм 120 мкм, а для сверл обычного исполнения
в 1,5 раза больше; осевое биение режущих лезвий соответственно
составляет 50...200 и 120...300 мкм; допуски на диаметр сверла та-
кие же, как и для основного вала, но с отрицательными отклоне-
ниями, т. е. в тело сверла.
Хвостовик. При диаметре сверла свыше 6 мм хвостовик
чаще всего имеет коническую форму. Если заранее известны
условия работы сверла, по его диаметру и силам резания можно
выбрать диаметр хвостовика, а затем провести проверочный расчет
хвостовика, особенно для тяжелых условий работы.
Для сверл диаметром свыше 6...8 мм с целью экономии быст-
рорежущей стали хвостовики делают из сталей 45 или 40Х и при-
варивают их к рабочей части.
Сердцевина. Размер сердцевины определяет прочность
и жесткость сверла, поэтому она должна быть наибольшей. Одна-
ко увеличение сердцевины приводит к уменьшению объема стру-
жечных канавок и к увеличению длины перемычки, а последнее
обстоятельство является одной из основных причин резкого воз-
растания осевых сил.
Для сверл диаметром (D) 6...10 мм диаметр сердцевины
d= (0,20...0,25)D, а для сверл диаметром свыше 10 мм — d—
= (0,13...0,16)Д.
С целью увеличения прочности и жесткости сверла диаметр
сердцевины к хвостовику увеличивается. Величина утолщения
составляет для сверл из быстрорежущей стали 1,7... 1,8 мм, из ле-
гированной стали— 1,4...1,5 мм на каждые 100 мм длины рабочей
части. Указанное утолщение характерно для сверл средних диа-
метров, но не для мелких.
Цилиндрические ленточки. Цилиндрические лен-
точки должны обеспечивать хорошее направление сверла в обра-
батываемом отверстии, поэтому ширина их должна быть большой.
Однако увеличение ширины ленточек приводит к увеличению сил
трения между ленточками и стенками отверстия.
Установлено, что, например, для сверл диаметром 6 мм ши-
рина ленточки равна 0,5 мм, а высота — до 0,2 мм; для сверл 20
и 60 мм ширина и высота ленточек соответственно будут 1,25;
2,6 мм и 0,55; 1,2 мм. Сверла диаметром меньше 0,6 мм выпол-
няются из-за трудности их изготовления без ленточек. С целью
уменьшения трения ленточек об обработанную поверхность изго-
товляют сверла с обратным конусом, т. е. с уменьшением диа-
метра сверла к хвостовику. Обратный конус небольшой и состав-
ляет от 0,03 до 0,08 мм на каждые 100 мм длины для сверл диа-
метром до 10 мм. Для сверл диаметром 10... 18 мм обратная конус-
ность составляет 0,04...0,10 мм; для сверл диаметром свыше
18 мм — 0,05...0,12 мм. За счет обратного конуса образуется вспо-
могательный угол в плане q>i, величина которого составляет 1...2'.
200
Форма канавки. Одним из важных конструктивных эле-
ментов сверла является канавка, форма и размеры которой долж-
ны обеспечить следующие условия: 1) достаточную прочность
сверла, которая во многом определяется размерами и плавностью
линий перехода канавки; 2) достаточное пространство для разме-
щения стружки; 3) правильную конфигурацию режущего лезвия,
при которой условия резания и отвод стружки будут благоприят-
ными.
Рис. 9.1. Формы стружечных канавок
Рис. 9.2. Профиль кана-
вочной фрезы
На рабочих чертежах сверл обычно ставится не ширина ка-
навки, а ширина пера. Обусловлено это тем, что в процессе изго-
товления сверла проще измерять ширину пера, а не канавки. Для
сверл из быстрорежущей стали ширина пера составляет 0,60.
Размеры канавки задаются размерами
фрез, которыми они изготовляются. От фор-
мы канавки зависит форма режущих лез-
вий сверла: прямоугольная, выпуклая, вог-
нутая (рис. 9.1). Для получения этих форм
режущих лезвий используют специальные
фрезы, расчет профилей которых весьма
сложный. Лучшим из профилей фрезы при-
знан профиль, представленный на рис. 9.2.
Этот профиль дает достаточную канавку
для отвода стружки, благоприятную форму сечения сверла с точки
зрения его термической обработки, т. е. плавное изменение сечения,
а также простую форму зуба канавочной фрезы, которая очерчена
двумя радиусами и прямой.
По приближенной формуле, приведенной в работе [73], опре-
деляют Rq:
где D — диаметр сверла, мм; CR — коэффициент, учитывающий вли-
яние углов 2<р и © (в градусах) и равный
Сд = 0,026'2<р ^2y , (9.2).
где Сч — коэффициент, учитывающий изменение диаметра пере-
мычки:
« _ /0,140 0.044
(9.3).
201
где d— ''.'р перемычки сверла, мм; Сф — коэффициент, учи-
тывающий влияние диаметра канавочной фрезы:
Сф=(_Ц/_0 V (9.4)
\ °Ф /
Рис. 9.3. Сверло, оснащенное твердым сплавом
Радиус Rk закругления вершины фрезы определяется по
формуле
RK = CKD, (9.5)
где D — диаметр сверла, мм; Ск — коэффициент, определяемый
по формуле
Ск = 0,015 ю0-75. (9.6)
Ширина профиля фрезы равна
В = Ro + (9.7)
COS
Величина угла ф1~10°. Поэтому можно считать, что B=R0+RK.
Таким образом определяется профиль канавочной фрезы. На
практике используют одну и ту же фрезу для фрезерования кана-
вок у сверл небольшого по диаметру диапазона. Все фрезы зану-
мерованы: № 1, № 2, ..., № п. На чертеже сверла форма канавки
не показывается, а указывается: фрезеровать фрезой № 1 или № 2
и т. д.
Сверла, оснащенные твердым сплавом. Для увеличения произ-
водительности обработки различных материалов появились сверла
с напайными пластинками твердого сплава. В отдельных случаях,
например при сверлении отверстий в деталях из закаленной стали,
обойтись без сверл, оснащенных твердым сплавом, вообще не-
202
льзя. Наибольшее распространение получили сверла твердосплав-
ные с косыми и винтовыми канавками, хотя имеются и другие раз-
новидности подобного типа сверл [2].
Конструкции твердосплавных сверл характеризуются следую-
щими особенностями:
1) уменьшением длины рабочей части по сравнению с быстро-
ТипВ
Рис. 9.4. Типы твердосплавных пластинок
режущими сверлами на (30...40) %. Для конкретного вида работ
/1 = Я+2£>, где И — глубина сверления, D — диаметр сверла;
2) увеличением диаметра сердцевины d д,о 0,3D, в то время
как у быстрорежущих сверл d=0,2D;
3) уменьшением угла наклона винтовых канавок со. На твер-
досплавной пластинке coi=6°, а на корпусе со = 15...20° (рис. 9.3);
4) увеличением обратной конусности по корпусу до 0,15 мм
на 100 мм длины и на пластинке 0,5 мм на 100 мм длины. Для
сверл из быстрорежущей стали обратная конусность составляет
не более 0,12 мм на 100 мм длины.
Корпусы твердосплавных сверл изготовляют из сталей Р9 или
9ХС, на которые напаивают пластинки в случае, когда диаметр
сверла по корпусу равен диаметру сверла по пластинке. Если
диаметр корпуса меньше диаметра пластинки сверла, корпус изго-
товляют из сталей 40Х и 45Х.
Для оснащения сверл твердосплавными пластинками имеется
14-я форма пластинки трех типов —А, Б, В (рис. 9.4). На рис. 9.3
изображено сверло с винтовыми канавками и цилиндрическим
хвостовиком.
Обычно для твердосплавных сверл рекомендуется делать
двойную заточку 2<р = 118 и 2<ро=75°. Кроме того, целесообразно
делать подточку перемычки. Сверла с такой заточкой применяют
при сверлении отверстий с глубиной до 5D. При глубине сверле-
ния, большей 5 D, увеличивают сок до 60°. Если глубина сверления
до 3D, канавки делают прямыми или косыми с углом <ок величи-
ной до 6°.
9.2. Сверла для глубокого сверления
Общие сведения. Отверстия, глубина которых свыше 5D, при-
нято называть глубокими. При обработке таких отверстий усло-
вия работы сверла резко ухудшаются, так как затрудняется отвод
стружки и тепла из зоны резания, уменьшается жесткость сверл
20$
и т. д. Поэтому для сверления глубоких отверстий применяют
специальные сверла, которые получили название сверла для глу-
бокого сверления.
Глубокое сверление может быть сплошным или кольцевым.
Обычно отверстия диаметром до 70...80 мм сверлятся по способу
сплошного сверления, а отверстия больших диаметров — кольце-
Рис. 9.5. Сверло первое
вым. Кроме того, для глубокого сверления применяют обычные
винтовые сверла двустороннего резания с внутренним подводом
охлаждающей жидкости и специальные нестандартизованные
сверла одностороннего резания. Сверла с внутренним подводом
СОЖ имеют винтовые каналы, которые проходят через тело свер-
ла (см. рис. 8.9, а), или трубки, впаянные в канавки, профрезеро-
ванные на спинках перьев сверла (см. рис. 8.9, б). Диаметры ка-
налов (трубок) d зависят от диаметра сверла. Так, например, для
сверл диаметром 18...40 мм диаметры этих каналов d выбираются
в пределах от 2,6...4 до 10...23 мм. Подача жидкости в зону резания
через указанные каналы осуществляется под давлением до
0,8... 1 МПа. Это способствует не только снижению температуры
резания, но также облегчает выход стружки по винтовым канав-
кам сверла.
204
При сверлении отверстий фасонных, значительных диаметров
и большой глубины, а также в деталях из хрупких и твердых ма-
териалов применяются перовые сверла. Эти сверла самые простые
по конструкции и самые несовершенные. Простота конструкции
позволяет изготовлять их режущую часть ковкой или фрезерова-
нием круглого или квадратного стержня. Несовершенство перовых
сверл заключается в том, что в сечении N — N (рис. 9.5, а) они
имеют передний угол у отрицательный. Для образования положи-
тельного переднего угла (у=5...10°) на передней поверхности де*
лается выточка (рис. 9.5, б). Задние углы а = 6...12. Остальные
параметры (угол 2ф, ф и обратная конусность рабочей части) такие
же, как и у спиральных сверл [111].
При обработке отверстий больших диаметров в изделиях из
вязких материалов на режущих лезвиях делаются стружкоразде-
лительные канавки, расположенные в шахматном порядке, чтобы
при вращении участки лезвий перекрывали друг друга. Ширина
этих канавок равна 3...4 мм и выбирается в зависимости от раз-
мера сверла, а расстояние между ними — 8...12 мм. Размеры
и технические условия на изготовление этих сверл берутся по
нормалям завода-изготовителя.
В последние годы широкое распространение получили быстро-
режущие спиральные сверла с крутым наклоном спирали кон-
струкции СКБ МЗАЛ. Отличительными конструктивными особен-
ностями этих сверл являются большой угол наклона винтовой
канавки (со = 50...65°) и специальная форма заточки передней по-
верхности. Последняя обеспечивает надежное дробление стружки,
а крутой наклон винтовой спирали — хороший отвод стружки из
просверливаемого отверстия. Производительность обработки таки-
ми сверлами повышается, так как уменьшается вспомогательное
время на вывод сверла из отверстия для удаления стружки [29, 83].
На рис. 8.9, в показано сверло для глубокого сверления с кру-
той винтовой спиралью, предназначенное для сверления отверстий
глубиной больше 10D в хрупких и вязких материалах. Параметры
сверла: Z)^3 мм; /р>10£>; ф = 50...55°; обратная конусность со-
ставила 0,03...0,12 мм на 100 мм длины рабочей части.
При сверлении глубоких отверстий обычным способом, когда
главное и вспомогательное движения осуществляются сверлом,
наблюдается увод оси отверстия. Увод оси отверстия можно значи-
тельно уменьшить, если придать вращение сверлу и детали.
Однако следует отметить, что сверлами двустороннего реза-
ния невозможно обеспечить точность отверстия выше 8-го ква-
литета. Более высокого квалитета обработки можно достигнуть
при использовании сверл одностороннего резания, снабженных на-
правляющей поверхностью. У таких сверл режущее лезвие рас-
положено по одну сторону от оси сверла; поперечного лезвия, спо-
собствующего уводу оси просверливаемого отверстия, у них нет.
Рассмотрим некоторые типы таких сверл.
Пушечное сверло. Сверло представляет собой стержень, у кото-
рого передний конец срезан в виде лопатки, за счет чего обра-
205
зуются режущие элементы (рис. 9.6). Передняя поверхность во
избежание заедания сверла в работе расположена выше его оси
на 0,2...0,5 мм. Главное режущее лезвие 1 направлено перпенди-
кулярно к оси отверстия и на 0,5...0,8 мм переходит за ось сверла.
Вспомогательное режущее лезвие 2 срезается под углом 10° для
уменьшения трения. Сверло работает с направлением по предва-
Рис. 9.6. Сверло пушечное
рительно засверленному на глубину /= (0,5...0,8)£> отверстию. На-
правление сверла в отверстие обеспечивается за счет цилиндри-
ческой опорной поверхности 5, которая опирается на обработан-
ную поверхность отверстия. Для уменьшения трения направляю-
щей части об обработанную поверхность отверстия на ней срезана
лыска под углом 30° и сделан обратный конус — 0,03...0,05 мм на
100 мм длины. Точность обработки высокая, но условия резания
и подача СОЖ в зону резания затруднены из-за неблагоприятной
геометрии сверла: угол резания 6 = 90, а = 8...10°. Для облегчения
подвода СОЖ сверла диаметром свыше 15 мм имеют внутренний
канал для подвода охлаждающей жидкости под давлением.
Ружейное сверло. Это сверло обеспечивает получение точных
отверстий с прямолинейной осью и большой глубиной, например
стволов ружей диаметром 3 мм и выше. Сверло (рис. 9.7, а) со-
стоит из режущей части /, изготовляемой из быстрорежущей стали
или твердого сплава, и стебля 2 из углеродистой стали. Стебель
выполняется в виде трубки и имеет форму, показанную в сечении
Б—Б. Канавка 5 служит для отвода стружки, а полость 4 — для
подачи СОЖ в зону резания. Направляющей частью является
шлифованная цилиндрическая поверхность 3 затылочной стороны
рабочей части сверла.
В процессе работы сверло испытывает сложные деформации:
кручение, сжатие и продольный изгиб. Поэтому при конструиро-
вании сверла за счет размеров канала и канавки необходимо
206
обеспечить достаточную жесткость державки и хороший выход
стружки. Практически установлено рациональное распределение
объемов канала и канавки при угле i|)= 100...120°, отвечающее
условиям жесткости. Вершина сверла смещена влево относитель-
но оси на величину 6 = 0,2D. За счет этого при работе сверла обра-
зуется кольцевая канавка, центрирующая сверло в отверстии
Рис. 9.7. Сверло ружейное
Рис. 9.8. Сверло кольцевое
(рис. 9.7, б). Величина а = 0,3£>, ф = 50, cpi = 70°. Длина режущего
лезвия К\ больше Кг, так как а>Ь и ф<фь В связи с этим режу-
щее лезвие Ki выполняет большую работу резания, чем Кг, сле-
довательно, радиальная сила Ру\ будет больше силы РУ2
207
(рис. 9.7, в), в результате чего сверло прижимается направляю-
щей частью к обработанной поверхности отверстия. С целью
уменьшения трения делается обратная конусность в пределах
0,1...0,3 мм на 100 мм длины рабочей части. Геометрия режущей
части сверла следующая: -у = 5...8°. Задний угол по режущему
лезвию Ki равен 8... 10°, а по лезвию /(г — До 20° [82].
Кольцевое сверло. При сверлении отверстий диаметром 80...
200 мм и глубиной до 500 мм применяются сверла для кольце-
вого сверления (рис. 9.8). Сверло состоит из корпуса <3 трубча-
той формы, в котором крепятся вставные ножи или резцы 4, изго-
товляемые чаще всего из твердого сплава. По ширине резцы
больше толщины стенки корпуса и выступают симметрично отно-
сительно внутреннего и наружного диаметров корпуса. Коли-
чество ножей — от 4 до 8, в зависимости от диаметра сверла.
Резание осуществляется главным режущим лезвием Б и вспомо-
гательными А и В. Последние выполняют функцию зачистных
лезвий. Для направления сверла в отверстии на его корпусе
имеются направляющие кулачки 2, которые иногда делаются из
дерева. Отвод стружки и подвод СОЖ осуществляется по зазорам
соответственно между корпусом и наружным диаметром сердеч-
ника 1, а также между корпусом и внутренними стенками отвер-
стия. Для размельчения стружки резцы сверла снабжаются
несколькими стружкоразделительными канавками. Геометриче-
ские параметры сверла и канавки должны обеспечить получение
стружки, завитой мелкими спиралями. Это облегчает ее удаление
из отверстия струей охлаждающей жидкости. Конструктивные
размеры и технические условия на такие сверла устанавливаются
по нормалям машиностроения.
9.3. Основные направления совершенствования конструкций
и улучшения геометрии сверл
Геометрические параметры стандартных спиральных сверл,
предназначенных для работы на обычных станках, можно значи-
тельно улучшить, применяя двойную заточку, подточку попереч-
ного лезвия и ленточек.
Двойная заточка (см. рис. 8.7, а) обеспечивает удлинение ре-
жущих лезвий, увеличение массивности уголка (улучшение теп-
лоотвода) за счет образования на режущей части сверла дополни-
тельного конуса под углом 2<ро=7О...75° шириной B = 0,2D. Реко-
мендуется такая заточка для обработки отверстий в деталях из
твердых сталей и чугунов. При обработке деталей из мягких ста-
лей затрудняется отвод стружки вследствие увеличения ее объ-
ема, а поэтому заточка с 2<р0 не применяется.
Подточка поперечной кромки заключается в выборке материа-
ла перемычки, как это показано на рис. 8.7, б. В результате под-
точки уменьшается ширина перемычки на 25...40 %, увеличивается
угол у, а следовательно, снижаются осевые силы на 25...30 % и
увеличивается в 1,5...2 раза стойкость сверл.
208
Особенно высокие результаты достигаются при подточке пе-
редней поверхности вдоль режущих лезвий (см. рис. 8.7, в), а так-
же при конструировании сверла по способу В. И. Жирова с про-
резанной перемычкой (см. рис. 8.7, е). В результате такой подточ-
ки образуются два выступающих режущих лезвия без поперечного
лезвия, что обеспечивает уменьшение осевой силы примерно в
2 раза, а следовательно, и появляется возможность увеличить по-
дачу в 2...3 раза. Рекомендуются такие сверла для обработки де-
талей из хрупких материалов невысокой прочности, так как ввиду
сложности заточки у них будет пониженная прочность режущей
части.
Подточка ленточек (см. рис. 8.7, г) заключается в том, что на
ее участке длиной 3...5 мм от уголка сверла затачивают вспомо-
гательный задний угол ai = 6...8°, оставляя цилиндрическую лен-
точку шириной 0,2...0,3 мм для сохранения диаметра сверла. При
этом стойкость сверл, особенно при обработке вязких материалов,
увеличивается до 1,5 раза, так как уменьшается налипание метал-
ла на ленточки, а также снижаются силы их трения об обработан-
ную поверхность.
Стандартные спиральные сверла для использования в усло-
виях бескондукторной точной обработки на станках с ЧПУ и коор-
динатно-расточной групп должны совершенствоваться [84]:
а) по параметрам точности: радиальному биению ленточек
и осевому биению режущих лезвий, нецентричности сердцевины
и т. д.;
б) по жесткости: созданием коротких серий с длиной рабочей
части 4...5 диаметров, применением сверл с утолщением сердцеви-
ны к хвостовику и т. д.;
в) в области разработки и освоения новых форм заточки зад-
них поверхностей: применением заточки одно- и двухплоскостной,
винтовой и др.
Для обработки отверстий повышенной длины с ужесточенными
требованиями по величине увода оси отверстия рационально при-
менение четырехленточных сверл. Наиболее перспективно приме-
нение цельных твердосплавных сверл диаметром до 10 мм при вы-
сокой жесткости системы СПИД. Стойкость таких сверл в 10 раз
превосходит стойкость сверл из быстрорежущих сталей.
При получении отверстий по 7-му квалитету точности с шеро-
ховатостью не ниже 7-го класса целесообразно применение сверл
одностороннего резания. Однако при этом необходимо обеспечить
повышенную точность станка и инструмента, значительное давление
СОЖ, высокую степень очистки-фильтрации СОЖ и т. д.
Для повышения производительности при сверлении глубоких
неточных отверстий в труднообрабатываемых материалах исполь-
зуется метод вибросверления ружейными сверлами. Для высоко-
производительной обработки глубоких отверстий в диапазоне ди-
аметров от 25 до 200 мм появились весьма перспективные эжектор-
ные сверла, оснащенные напаиваемыми пластинками.
209
9.4. Пример расчета сверла
Для расчета сверла используем следующие исходные данные:
диаметр отверстия 25 мм, глубина сверления 55 мм; обрабаты-
ваемый материал — сталь конструкционная углеродистая НВ =
= 1500, ов = 450 МПа; станок сверлильный; режимы резания —
подача s = 0,5 мм/об, скорость резания и = 40 м/мин, материал свер-
ла — быстрорежущая сталь Р6М5.
1. По картам С-6 и С-5 [97, с. 124...126] определяем крутящий
момент Мкр и осевую силу РОу действующие на сверло:
МКр = МТабл#=12400-0,75 = 9300 Н-м;
Рос = РтаблКр = 13700 • 0,75 = 10275 Н,
где К, Лр — поправочные коэффициенты соответственно на Мкр и
Рос, зависящие от обрабатываемого материала.
2. Определяем необходимый размер конуса хвостовика. Для
этого находим момент трения по формуле
Мтр = d2) (1 “0,04A@); Д0 = 5'. (9.8)
Приравняем его к максимальному крутящему моменту, который
наблюдается при работе затупившимся сверлом, т. е. ЗМкр [2]:
ЗМ., = = И| от-1 (1 '«> -° = “*>
Тогда
6MRnsin0 6 • 9300 sin 1с30'
den = ---------- =---------------- = 18,54 мм.
Hi РосС1 ~0’2) 0,096-10275-0,8
Средний диаметр конуса № 2 будет равен 17,78 мм, а конуса
№ 3—23,83 мм. Берем конус № 3, обеспечивающий передачу боль-
шего крутящего момента по сравнению с конусом № 2.
3. Определяем длину сверла. Общая длина сверла берется по
стандарту на сверла с усиленным коническим хвостовиком. Прини-
маем /р= 165 мм, общую длину £ = 285 мм. Все конструктивные
размеры конуса принимаем по ГОСТ 2847—67, а допуски на них по
ГОСТ 2848—67. Затем определяем элементы режущей части сверла.
4. Угол при вершине 2<р= 118° (для обработки стали).
5. Угол наклона винтовых канавок со = 30°.
6. Шаг винтовых канавок подсчитываем по формуле
и TtD 3,14 • 25 1 о к ас
Н =-----= —------= 135,95 мм.
tg co tg 30°
7. Диаметр сердцевины у режущей части сверла d принимаем
равным 0,140 = 0,14-25 = 3,50 мм. Увеличение диаметра сердцеви-
ны к хвостовику сверла по стандарту берем в пределах 1,4...1,8 мм
на 100 мм длины рабочей части.
8. Диаметр D[ сверла по спинке за ленточкой принимаем рав-
ным 01=0 —2-0,55 = 25 — 1,1 =23,9 мм.
9. Ширину ленточки принимаем равной 1,35 мм.
210
10. Определяем ширину пера сверла по формуле
B = 0,58D = 0,58-25^14,5 мм.
И. Определяем элементы профиля канавочной фрезы, которой
будут фрезеровать канавки по формулам (9.1)... (9.7):
Ro = ОдСчСф/) = 12,33 мм,
так как
г 0,026 • 2<р уТкр” 0,026-118 ^718 _
G D —-------------- — и,4У<5,
R (0 30
С?ч= 1; £>ф = 1.
Меньший радиус профиля будет
RK = CKD = 4,78;
Ск = 0,015-ш°-75 = 0,015-300-75 = 0,191.
Ширина профиля при ф1 = 10°
B = R0+RK= 12,33+4,78= 17,11~ 17 мм.
По’ этим размерам строим профиль канавочной фрезы.
12. Для данного обрабатываемого материала целесообразно
произвести подточку перемычки (см. рис. 8.7, б). Размеры этой под-
точки А = 2,5 мм, 1 = 5 мм.
13. Сверло должно быть сварным: рабочая часть из стали
Р6М5, а хвостовик — из стали 45. Сварочный шов располагается
на расстоянии /3 = 88 мм от конца режущей части. На чертеже
сверла необходимо указывать технические условия, к которым от-
носятся допуски на диаметр и на длину сверла. Кроме того, после
термической обработки твердость должна быть не ниже: рабочей
части HRC 62...65, хвостовика HRC 30...40. Остальные технические
условия на сверло принимаются по ГОСТ 2034—64. На чертеже
сверла следует указывать классы шероховатости поверхностей.
ГЛАВА 10. ЗЕНКЕРОВАНИЕ И РАЗВЕРТЫВАНИЕ
10.1. Особенности обработки зенкерованием и развертыванием
Зенкерование применяется для обработки предварительно прос-
верленных, прошитых или отлитых отверстий с целью повышения
их точности и класса шероховатости. Точность обработки зенкером
находится в пределах 8...11-го квалитетов, а шероховатость поверх-
ности достигает 5...6-го классов. По сравнению со сверлом зенкер
чаще всего имеет большее (обычно 3...4) количество режущих зу-
бьев (рис. 10. 1, а, б,), а следовательно, и направляющих ленточек,
обладает большей жесткостью и не имеет перемычки или попереч-
ного лезвия, в связи с чем уменьшается разбивка обработанного
отверстия и увод его оси. Величина припуска t под зенкерование
обычно лежит в пределах 1...4 мм на диаметр.
Рис. 10.1. Зенкер хвостовой
212
В свою очередь развертывание является окончательной опера-
цией при обработке отверстий, прошедших предварительную обра-
ботку сверлом, резцом или зенкером. В качестве режущих инстру-
ментов применяются развертки различных типов. Основными
отличительными особенностями конструктивных и геометрических
параметров разверток являются: большое количество режущих
зубьев и направляющих ленточек (>=6), длинная калибрующая
а
Рис. 10.2. Геометрические параметры насадного цельного зенкера из бы-
строрежущей стали
часть с углом cti = O, малая величина заборного конуса и другие,
что позволяет получать развертыванием отверстия 8-го квалитета
точности и до 8-го класса шероховатости. Тонким развертыванием
можно достичь даже 7-го квалитета точности и 9-го класса шеро-
ховатости обработанной поверхности (Ra = 0,16...0,32 мкм). При-
пуск на развертывание обычно не превышает 0,4...0,5 мм на
диаметр.
10.2. Типы, конструктивные элементы и геометрические параметры
зенкеров и разверток
Зенкеры. Различают следующие типы зенкеров: хвостовые
(см. рис. 10.1, а), насадные цельные (рис. 10.2, а) и насадные
сборные (рис. 10.3).
Как указывалось ранее, у зенкера по сравнению со спиральным
сверлом отсутствует поперечное режущее лезвие, а следовательно,
213
и угол Т. Остальные режущие элементы и определения геометриче-
ских параметров зенкера и сверла аналогичны [5].
Передний угол у зенкеров измеряется в главной секущей плос-
кости N — N и назначается в зависимости от свойств обрабатывае-
мого материала и материала режущей части зенкера. Величина
этого угла составляет обычно 0...150.
Тип I
Рис. 10.3. Геометрические параметры и конструктивные элемен-
ты насадных сборных зенкеров, оснащенных твердым сплавом с
креплением рифлениями (тип I) и рифлениями и клином (тип II)
Задний угол измеряется так же, как и для сверла в плоскости,
параллельной подаче, и принимается равным 8... 10°.
Угол наклона винтовой канавки со делают равным 10...30°.
Для обработки твердых материалов угол со выбирается меньшим,
чем для вязких.
Главный угол в плане ср назначается для быстрорежущих зен-
керов в пределах 45...60°, для оснащенных твердым сплавом —
60...75°.
Угол наклона главного режущего лезвия X (рис. 10.2, б) при-
нимается равным 5... 10°. Для отвода стружки в направлении пода-
чи зенкера угол X должен быть отрицательным, а против подачи —
214
положительным. Переходное лезвие с углом фо = О,5ф (см. рис.
10.1, в) имеет длину, в среднем равную 1 мм.
Зависимость между углами со и у выражается формулой
tg co = tg у sin ф. Следовательно, с увеличением угла со возрастает
и передний угол у, что приводит к уменьшению сил резания, т. е.
крутящего момента Л1кр и осевой силы Рос.
Рис. 10.4. Конструктивные элементы и геометрические параметры хвостовой раз-
вертки
В целях устранения вибраций при работе зенкера в радиаль-
ном направлении производят его кольцевую заточку (см.
рис. 10.1, г). Диаметр Di лезвий 1 и 2, расположенных на кольце-
вой заточке, на 0,4...0,8 мм меньше наружного диаметра зенке-
ра D. Снижение вибраций при такой заточке объясняется следу-
ющим: обеспечивается лучшее направление зенкера в работе;
увеличивается площадка пятна контакта между инструментом
и обработанной поверхностью, так как задний угол лезвий 1 и 2
равен нулю. Последнее обстоятельство усиливает сопротивление
вибрациям системы станок — деталь — инструмент.
Развертки. Цилиндрические развертки бывают хвостовые
(рис. 10.4, а), насадные цельные (редко применяются) и насад-
ные сборные (рис. 10.5). Указанные типы разверток конструктивно
подобны тем же типам зенкеров, но имеют большее количество
зубьев, малый угол заборного конуса ф, а на переднем конце —
предохранительный конус длиной /ф для направления развертки
в отверстие.
215
Развертка имеет заборную часть длиной 1\ и калибрующую —
/к (рис. 10.4, б). Калибрующий участок на длине /2 служит для на-
правления развертки в работе, зачистки поверхности отверстия и
обеспечения ему заданного размера, а на длине 13 делается на ко-
нус с целью уменьшения трения и предотвращения разбивки отвер-
стия. Разность диаметров конуса составляет 0,03...0,05 мм Форма
Рис. 10.5. Два типа сборных цилиндрических разверток
стружечной канавки выполняется по типам А и Б (рис. 10.4, г).
Главный угол для ручных разверток <р = 0,5...1,5°, для машин-
ных <р= 15°. При обработке чугуна <р = 5°, а для твердосплавных
разверток <р = 30—45°.
Передний и задний углы, измеренные в главной секущей плос-
кости N — N, выбирают в зависимости от материалов режущей
216
части развертки и обрабатываемого. Для разверток из инструмен-
тальной стали у = 0... 10°, для твердосплавных разверток у = 0...15°.
Задний угол а=6...12°. Чем пластичнее обрабатываемый материал,
тем больше должен быть угол а. На калибрующей части разверт-
ки имеется цилиндрическая фаска f = 0,05...0,25 мм. Чем больше
диаметр развертки, тем шире фаска.
Рис. 10.6. Развертка с винтовы-
ми стружечными канавками
Для лучшего отвода стружки, что особенно важно при обра-
ботке вязких материалов, развертки изготовляются с наклонными,
или винтовыми, зубьями. При обработке сквозных отверстий дви-
жение стружки должно совпадать с направлением рабочего хода
(подачи s) развертки. Это достигается левым наклоном зубьев
(рис. 10.6). Развертка с наклонными зубьями обеспечивает получе-
ние малой шероховатости обработанной поверхности. Угол накло-
на зубьев со колеблется в пределах 10...45°. Чем вязче обрабаты-
ваемый материал, тем угол со должен быть больше. С целью исклю-
чения огранки отверстия окружной шаг зубьев развертки делается
неравномерным, т. е. (0i=^(02 и т. д. (см. рис. 10.4, в).
Рис. 10.7. Схема к расчету исполнительных размеров
диаметра развертки
Диаметр развертки и допуски на его выполнение. Диаметр
развертки является основным конструктивным ее размером, опре-
деляющим точность обработки отверстия. При расчете этого па-
раметра необходимо учитывать диаметр и допуск на обрабаты-
ваемое отверстие бо, на разбивку отверстия, а также допуск на
изготовление H=BD и износ развертки M=DF (рис. 10.7). Вели-
чина разбивки Ртах и Ртщ в каждом конкретном случае будет
различная и берется по экспериментальным данным. Ориентиро-
вочно МОЖНО Принять Ртах== 11 ••• 18 МКМ, Pmin = 5 МКМ. Допуск
на изготовление развертки Н принимают равным 0,25...0,4 от
217
допуска на отверстие до. Наибольший предельный размер раз-
вертки Dp.6 должен быть меньше наибольшего предельного раз-
мера отверстия D0.6 на величину максимальной разбивки Ртах.
Зная Dp.6 и Н, можно определить наименьший предельный раз-
мер развертки DP.’M.
Следовательно, нижнее отклонение новой развертки лежит на
линии CD, а верхнее — на линии АВ; H = DF — гарантированный
запас на износ развертки; линия EF — граница допустимого наи-
большего износа развертки, при котором она еще пригодна к ра-
боте и обеспечивает получение наименьшего предельного размера
D0.M (см. рис. 10.7).
При конструировании разверток необходимо ограничивать ра-
диальное биение режущих лезвий, которое не должно превышать
10...45 мкм; оно зависит от величины диаметра и квалитета точ-
ности обрабатываемого отверстия.
10.3. Износ и стойкость зенкеров и разверток
Зенкеры в основном изнашиваются по задним поверхностям
зубьев и уголкам. Допустимый износ по задним поверхностям
зубьев или перьев для зенкеров из инструментальной стали при
обработке стали составляет /г3 = 0,5...1,2 мм, а при обработке чугу-
на износ по уголкам /гу=0,8... 1,5 мм. Для зенкеров, оснащенных
твердым сплавом, при обработке незакаленной стали с охлажде-
нием и чугуна с охлаждением и без охлаждения допустимый износ
составляет h3= 1,0...1,6 мм, а при обработке закаленной стали —
йз = 0,7 мм.
Период стойкости зенкеров находится в пределах 15...80 мин.
Верхние значения стойкости принимаются для зенкеров большего
диаметра, а низшие — для меньших диаметров [3].
Скорость резания подсчитывается по формуле
С D*v
v = ——М/Мин (I0-
T™tv&v
Для твердосплавных зенкеров диаметром D = 2O...8O мм скорость
резания в зависимости от свойств обрабатываемого материала,
глубины резания и подачи находится в пределах: при обработке
незакаленной стали с охлаждением и = 40...50 м/мин, а чугуна без
охлаждения и = 50...175 м/мин.
Вопрос о стойкости разверток связан с уменьшением точности
обработки вследствие потери размера диаметра зубьев развертки
в результате их износа и разбивания отверстия. Разбиванием
отверстия называется разница между фактическим диаметром
развертки и диаметром развернутого отверстия. По мере затуп-
ления зубьев развертки, а также при развертывании всухую вели-
чина разбивания увеличивается. На рис. 10.8 показано изменение
диаметров развертки отверстия AD0Tb и величины разбивания
218
ADp последнего в зависимости от времени работы по стали с при-
менением 5 %-го раствора эмульсии в количестве 6 л/мин [102].
В ряде случаев наблюдается некоторое уменьшение диаметра
развернутого отверстия по отношению к фактическому диаметру
развертки. Такое явление называется отрицательным разбива-
нием и зависит от геометрических параметров развертки и ско-
Рис, 10.8. Изменение диаметров развертки ADP, отвер-
стия ADotb и величины разбивания отверстия б0 за вре-
мя работы развертки
рости резания. Если при углах в плане ср = 30...45° наблюдается
положительная величина разбивания, с уменьшением угла ср до
5...20° разбивание по мере увеличения времени работы развертки
переходит в зону отрицательных значений. Такое явление может
объясняться увеличением упругих деформаций обрабатываемого
материала в связи с возрастанием радиальных сил резания по
мере уменьшения величины угла ср. Если величина отрицательных
значений разбивания зависит от упругих свойств материала об-
рабатываемых заготовок, величина положительных значений раз-
бивания определяется степенью образования нароста и условиями
налипания мельчайших частиц металла на ленточки развертки.
Поскольку развертка срезает слои металла малой толщины,
она изнашивается чаще всего по задним поверхностям. Износ
инструмента по диаметру, с одной стороны, уменьшает разбивку
отверстия, а с другой — износ в месте перехода главного режуще-
го лезвия каждого зуба во вспомогательное увеличивает ее за счет
большей деформации системы станок — инструмент — изделие.
Средний период стойкости разверток, соответствующий техноло-
гическому критерию износа, колеблется в пределах 18...84 мин
при обработке стали и 36... 150 мин при обработке чугуна. Разверт-
ки больших диаметров имеют период стойкости больший, чем
малых.
219
Скорость резания определяется по формуле, аналогичной (10.1):
v=-C^V.-.
TmtXvsVv
Значения коэффициента Cv и показателей степени при D, Т, t и
$ приведены в нормативах режимов резания и в справочниках.
Для твердосплавных разверток диаметром 0=10...80 мм ско-
рость резания в завйсимости от свойств обрабатываемого мате-
риала, глубины резания и подачи находится в пределах: при об-
работке незакаленной стали с охлаждением о = 1/б--11/б м/с, а чу-
гуна без охлаждения v = ’/6—3/io м/с.
10.4. Силы резания, крутящий момент и мощность
при зенкеровании и развертывании
Силу, действующую на главное лезвие зуба зенкера, можно
разложить так же, как и при сверлении, на составляющие силы
Pz, Ру, Рх. Тангенциальные силы Р2 создают крутящий момент
•Мкр, преодолеваемый механизмом главного движения станка.
Силы Рх, действующие вдоль оси зенкера, создают осевую силу
Рос- Радиальные силы Ру при четном числе зубьев взаимно урав-
новешиваются. Величины крутящего момента, осевой силы и эффек-
тивной мощности могут быть определены по формулам:
A1kp = CmdWm Н • м;
Poc = CpDXpt“psp Н;
1,05М ои
N9 =----кВт.
104
(10.2)
Силы резания при развертывании невелики ввиду снятия малых
сечений стружки. Приближенно силу Рг можно подсчитать, рас-
сматривая каждый ее зуб как резец. Тогда, пользуясь формулой
для токарных резцов, определим суммарную силу Рг [5]:
Pz]=PzZH, (10.3)
где Рг — сила, действующая на один зуб развертки, подсчитанная
по формуле для токарных резцов, Н; Z — число зубьев развертки.
Крутящий момент и эффективная мощность определяются по
формулам:
Л’ = Г^Н'“; (10Л)
1,05М<р»
э ю4
кВт.
(10.5)
Значения коэффициентов и показателей степеней приводятся
в нормативах режимов резания и справочниках [95, 116].
220
10.5. Выбор рациональных режимов резания при зенкеровании
и развертывании
Наивыгоднейшие режимы резания при зенкеровании назна-
чаются в следующем порядке.
1. Выбираются геометрические параметры зенкера и мате-
риал его режущей части.
2. Определяется глубина резания t, которая обычно равна
величине припуска на сторону.
3. Находится подача s. Зенкерование производится с боль-
шими подачами на один оборот, чем при сверлении. Это объяс-
няется тем, что зенкер работает в лучших условиях, чем сверло,
так как у него отсутствует поперечное лезвие, более равномерные
углы резания, меньше глубина резания, большее число зубьев.
С увеличением подачи производительность увеличивается, а по-
этому зенкерование является более производительным способом
обработки, чем сверление.
Величина подачи назначается с учетом диаметра зенкера,
свойств обрабатываемого материала, условий зенкеровании, тре-
бований к точности и шероховатости обработанного отверстия и
жесткости станка. Выбранная подача корректируется по кинема-
тике станка.
4. По известным значениям t и s, задавшись периодом стой-
кости, определяют скорость резания, допускаемую режущими
свойствами зенкера.
5. По найденной скорости резания подсчитывается число обо-
ротов шпинделя, которое корректируется по кинематическим дан-
ным станка. При этом принимается ближайшее меньшее или бли-
жайшее большее число оборотов по паспорту станка. По скоррек-
тированному числу оборотов находится действительная скорость
резания.
6. Определяются Л1Кр и NQ и сравниваются с паспортными
данными этих параметров станка. Если расчетные значения Л4кр
и N-3 превышают крутящий момент и мощность на шпинделе стан-
ка, необходимо снизить режимы резания. При этом в первую оче-
редь следует уменьшить скорость резания, а затем подачу. Проч-
ность механизма подачи станка обычно не проверяется, так как
осевая сила при зенкеровании не достигает больших значений.
Назначение режимов резания при развертывании произво-
дится в той же последовательности, что и при зенкеровании и в
основном сводится к следующему.
1. Производится выбор материала режущей части развертки
и ее геометрических параметров в зависимости от свойств обра-
батываемого материала и условий резания (глухое либо сквоз-
ное отверстие), требуемой шероховатости обработанной поверх-
ности и т. д.
2. Глубина резания t принимается равной припуску на сто-
рону. При чистовом развертывании величина припуска должна
221
быть минимальной, но не меньше радиуса округления зуба раз-
вертки.
3. Определяется подача s. Ее величина зависит от диаметра
и материала режущей части развертки, свойств обрабатываемого
материала, заданных, квалитета точности и шероховатости обра-
ботанного отверстия. Развертка имеет большее число зубьев, чем
зенкер, поэтому подача на один оборот при развертывании боль-
ше, чем при зенкеровании.
4. По известным значениям t и $, задавшись периодом стой-
кости, находят скорость резания и число оборотов.
Найденная подача и число оборотов корректируются по стан-
ку. Прочность механизма подачи и мощность станка обычно не
лимитируют установленный режим резания, так как осевая сила
и мощность, потребная на резание, не достигают больших зна-
чений.
Машинное время при обработке зенкером или разверткой
сквозного отверстия подсчитывается по аналогии с рассверли-
ванием:
где = ——- ctg (р; /2 = 1 ••• 3 мм при зенкеровании и /2 = (0,2 ...
0,5)/к при развертывании; 1К—длина калибрующей части развертки.
ГЛАВА 11. КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗЕНКЕРОВ
И РАЗВЕРТОК
11.1. Конструирование высокопроизводительных зенкеров
Для обработки различных конструкционных и труднообраба-
тываемых материалов, например нержавеющих, жаропрочных ста-
лей, применяют высокопроизводительные зенкеры, оснащенные
твердым сплавом. Они могут быть насадные и хвостовые. Насад-
ные зенкеры (рис. 11.1, а) обычно изготовляются диаметром 32...
80 мм с числом зубьев Z = 4. Угол наклона канавок под пластинку
твердого сплава составляет 10°, а за пластинкой— 15...20° [82].
Хвостовые зенкеры (рис. 11.1, б) изготовляются диаметром
14...50 мм с числом зубьев Z = 3...4. Угол наклона канавки под
пластинку твердого сплава берется равным 10, а за пластинкой
20°, что обеспечивает лучший отвод стружки.
Передний угол у на фаске шириной 2 мм делается отри-
цательным, а задний а по пластинке составляет 8... 10 и по кор-
пусу— 15...20 °. Такая форма заточки обеспечивает упрочнение
режущего клина. С целью повышения стойкости зенкеров на режу-
щей части твердосплавных зенкеров делают переходное лезвие
Рис. 11.1. Геометрические параметры зенкеров, оснащенных твердым
сплавом
223
шириной 0,5... 1 мм под углом фо—-у"- Остальные конструктивные
размеры зенкеров выполняются по ГОСТ 12489—71, а технические
условия — по ГОСТ 12509—67.
Для обработки отверстий малых диаметров (4... 10 мм) в де-
талях из жаропрочных и нержавеющих сплавов применяются
монолитные твердосплавные зенкеры, а в деталях из легких спла-
вов — зенкеры с увеличенным объемом стружечных канавок.
/ 2
Рис. 11.2. Зенкер составной со сменной рабочей го-
ловкой
Для обработки отверстий больших диаметров (50... 100 мм)
изготовляют зенкеры насадные со вставными ножами, оснащен-
ными твердым сплавом. При этом может быть два типа крепле-
ния вставных ножей. В конструкции типа I (см. рис. 10.3) паз
корпуса, наклоненный к оси зенкера под углом со=10°, и нож
клиновидной формы с пластинкой имеют продольное рифление.
За счет перестановки ножа на одно или несколько рифлений в ра-
диальном направлении можно изменять диаметр зенкера. Однако
такая конструкция крепления ножей в корпусе не позволяет регу-
лировать их вылет в осевом направлении, а следовательно, допус-
кает малое количество переточек.
Конструкция типа II позволяет за счет клиньев и рифлений
регулировать ножи зенкера соответственно в осевом направлении
и по диаметру. Нож постоянной толщины вставляется в паз кор-
пуса с заданным продольным вылетом и забивается клином.
Последний имеет два наклона: в радиальном направлении 5° и
в продольном — 3°. В собранном виде производится заточка ножей
зенкера.
Сборными могут выполняться и хвостовые зенкеры с основ-
ными размерами по ГОСТ 12510—71 и техническими условиями
по ГОСТ 12509—67. Геометрические параметры сборных хвосто-
вых зенкеров аналогичны насадным.
В целях экономии материала нерабочей части 2 хвостового
зенкера изготовляют составные зенкеры (рис. 11.2), у которых
рабочая головка /, выполненная из быстрорежущей стали или
оснащенная твердым сплавом, является сменной. После полного
износа она заменяется. Размеры и технические условия на такие
зенкеры берутся по нормалям машиностроения.
Для чистовой обработки отверстий большого диаметра мо-
жет применяться ротационный зенкер двустороннего резания
224
(рис. 11.3, а) [51]. Он состоит из режущего элемента 2, выполнен-
ного в форме грибка, и хвостовика 1, установленного под углом
Х=15...30° к оси обрабатываемого отверстия в корпусе инстру-
мента на игольчатых подшипниках или подшипниках скольжения.
Режущий элемент зенкера выполняется из быстрорежущей ста-
ли, а его рабочие поверхности затачиваются по наружным кони-
ческим поверхностям.
2.1 L
Рис. 11.3. Ротационный зенкер двустороннего резания:
а — конструктивные элементы; б — параметры установки его режущей части
Процесс зенкерования осуществляется на больших подачах,
так как съем стружки происходит в двух противоположно распо-
ложенных контактных зонах. Выход стружки из зоны резания
обеспечивается путем вымывания ее смазочно-охлаждающей жид-
костью (сульфофрезолом), которая подводится под давлением
через центральное отверстие хвостовика и каналы головки. Для
направления СОЖ и повышения ее давления в зоне обработки
служит кожух 3 и резиновая манжетка 4. Осевые нагрузки воспри-
нимаются шариковой опорой.
Обработка ротационными зенкерами ведется со следующими
режимами резания: о = 80...120 м/мин, s=0,2...0,4 мм/об, t=
= 0,1...0,5 мм. При этом необходимо, чтобы были обеспечены следую-
щие параметры его установки (рис. 11.3, б): А=15...30°, yi = 30...40,
у = 0...15°, Я=0...1 мм.
11.2. Конструирование высокопроизводительных разверток
Высокопроизводительные развертки предназначены для обра-
ботки отверстий в деталях из труднообрабатываемых сплавов
и закаленных сталей. Как правило, режущая часть этих развер-
ток оснащается твердым сплавом.
8 Зак. 639 225
Развертки насадные, цельные и хвостовые с напаянными плас-
тинками твердого сплава по своей конструкции подобны разверт-
кам из быстрорежущей стали, рассмотренным в гл. 10. На-!
садные развертки (рис. 11.4) изготовляются диаметром в пределах
0 = 32...50 мм, Z=6...1O, L = 40...55 мм, /р=30 мм. Геометрические
параметры их выбираются в зависимости от обрабатываемого ма-
териала, условий -обработки, квалитета точности и шероховатости
вид А
Рис. 11.4. Конструктивные элементы и геометрические параметры на-
садной развертки, оснащенной твердым сплавом
обработанной поверхности нт.д.Например,для обработки деталей
из высокопрочных сталей (бв^1 ГПа) рекомендуются следующие
геометрические параметры насадной развертки: у= —15°; yi = —10;
а = 6; %=13; <р=15; фо=2°; fi = 0,2 мм; а = 2...3 мм; 1= 1,5...2 мм;
твердый сплав — Т15К6.
Хвостовые развертки могут быть как с напаянными пластинка-
ми твердого сплава, так и монолитными (рис. 11.5). Хвостовик вы-
полняется цилиндрическим или коническим. Канавки прямые, угол
у^О. Для хвостовых разверток с напаянными пластинками при об-
работке деталей из закаленных сталей на передней поверхности за-
тачивается фаска шириной /О=1,5...2 мм под углом у=—5... —10°.
Заточка задней поверхности двойная: а=8° на участке пластинки
шириной 0,3—0,5 мм и а = 15° на остальной ее поверхности.
Основные конструктивные размеры разверток берутся по ГОСТ
11175—65, технические условия — по ГОСТ 5735—65.
Хвостовые монолитные твердосплавные развертки впаиваются
в оправку, которая может быть цельной либо разрезной на участ-
ке посадки хвостовика. Разрез на оправке служит для отвода из-
быточного припоя. Геометрические и конструктивные параметры
таких пазверток примерно следующие: у=0; а=8...1О; а' = 15; <р —
226
обычный; 0 = 75...80°; L=3O...5O мм; Zp=0,5L; /к=/р-4 мм = /ц+/0,
где /ц= (0,6...0,7)/к; f=0,05...0,l мм; Л = 0,8...1,6 мм; шаг зубьев —
неравномерный; обратная конусность на длине 1о равна 0,03...
0,04 мм.
Развертки с кольцевой ступенчатой заточкой (рис. 11.6) приме-
няются для обработки деталей из различных материалов при уве-
личенном припуске на обработку. Режущая часть развертки состоит
Рис. 11.5. Развертка твердосплавная монолитная
из конуса под углом 45° и двух цилиндрических ступенек длиной
/=2...3 мм и диаметрами D{—D —0,2 мм и Dz=D\ (0,3...0,5) мм.
Такая конструкция развертки обеспечивает хорошее измельчение
стружки и ее отвод. Конструктивные размеры даны по нормалям
МН 1584—61 и МН 43—58. Рассмотрим некоторые конструкции
специальных разверток.
Развертки разжимные и раздвижные позволяют регулировать
их диаметр. В корпусе 2 разжимной развертки (рис. 11.7, а) про-
сверлено отверстие, на одном конце которого нарезана резьба; в
глубине отверстия расположена конусная часть. В отверстие раз-
вертки вставлен шарик 3 и ввернут регулировочный винт 1. При
ввертывании винт нажимает на шарик, который в свою очередь
давит на стенки конусного отверстия и разжимает пустотелый кор-
пус развертки, снабженный прорезями. При этом в центральной
части развертки происходит увеличение ее диаметра. Пределы ре-
гулирования таких разверток по диаметру небольшие. Они состав-
ляют, например, для диаметра разверток от 6 до 10—0,15 мм, а
для диаметра разверток от 30 до 50—0,50 мм.
8»
227
Ручная раздвижная развертка (рис. 11.7, б) состоит из корпуса
1, имеющего профрезерованные пазы, идущие по отношению к
оси развертки с уклоном, в которые вставляются по скользящей
посадке ножи 4. На торцах ножей имеются такие же скосы.
Регулирование диаметра развертки обеспечивается передвиже-
нием ножей вдоль пазов за счет регулировочных гаек 2 и колец 3.
Предел регулирования составляет 0,5...4,5 мм и зависит от диамет-
Рис. 11.6. Развертка с кольцевой заточкой
ра развертки. После регулировки развертка шлифуется на задан-
ный размер и окончательно затачивается.
Конические развертки работают в более тяжелых условиях, чем
цилиндрические. Если цилиндрические развертки режут материал
в основном заборной частью, то коническая развертка работает
всей длиной своих режущих лезвий и по существу не имеет калиб-
рующей части.
Как правило, эти развертки изготовляются комплектом из трех
штук: обдирочная, промежуточная и чистовая (рис. 11.8, а, б, в).
Обдирочная развертка делается ступенчатой и снимает основную
часть припуска. На конической образующей поверхности разверт-
ки нарезается затылованный винтовой зуб. Число зубьев, или перь-
ев, развертки равно 3...8 в зависимости от номера конуса. Всего
насчитывается семь номеров — от 0 до 6. С целью улучшения усло-
вий резания у обдирочных разверток делается передний угол.
Промежуточная развертка имеет стружкоразделительные ка-
навки в виде резьбы и в основном срезает ступени, оставшиеся
после обдирочной развертки; зубья остроконечной формы с двой-
ным задним углом а=6°, а' = 15, у=0°.
228
Чистовая развертка имеет прямые сплошные зубья по всей
длине режущей части. Ленточка на вершинах зубьев делается ми-
нимальной (f=0,05 мм), так как развертка режет всей длиной
зубьев и при большой ширине ленточки резания не будет. Шаг
зубьев равномерный. Углы а и у измеряются в плоскости N — N,
перпендикулярной к оси развертки, и соответственно равны 5...8;
Рис. 11.7. Развертки, регулируемые по диаметру:
а — разжимная; б — раздвижная
0°. Размеры разверток регламентированы по ГОСТ 1182—65 или
по нормали МН 56—58, технические условия — по ГОСТ 11178—65.
Котельные развертки применяются для обработки отверстий под
заклепки в металлических листах, наложенных друг на друга. От-
личительные конструктивные особенности таких разверток по срав-
нению с обычными машинными состоят в том, что котельные раз-
вертки обычно выполняются с винтовыми канавками с углом на-
клона их со до 25°, а заборная часть составляет от 7з до V2 длины
их рабочей части (рис. 11.9). Угол 2<р принимается в пределах от
3° до 5°30'. Направление канавок противоположное направлению
вращения, а поэтому при работе такими развертками надо прила-
гать значительные осевые усилия.
При обработке отверстий малого диаметра в сталях и чугунах
в машиностроении и приборостроении находят широкое примене-
ние пяти- и четырехгранные развертки с доведенными поверхностя-
ми зубьев до 10-го класса шероховатости. На рис. 11.10 представ-
лена пятигранная развертка со следующими геометрическими па-
229
раметрами: ct=36°, у= —54, 6 = 144, w=0, <p = 7°. В свою очередь гео-
метрические параметры четырехгранной развертки будут равны:
а=45°, у=— 45, 6=135, (о=О, ф = 7. Обработка отверстий такими
развертками на режимах при и = 76 м/с, /=0,05 мм и s=0,125 мм/об
обеспечивает получение шероховатости в пределах 8в...9б классов.
Точность же отверстия, обработанного пятигранной разверткой диа.
о
Рис. 11.8. Развертки конические под конус Морзе
метром 7,3 мм, согласно [17], соответствует по разбивке 6-му ква-
литету, а четырехгранной — 9-му квалитету точности. Особенно
хорошие результаты получены после обработки отверстий в деталях
из латуни ЛС59—1 четырехгранной разверткой указанного диамет-
230
Рис. 11.10. Пятигранная развертка
ра с геометрическими параметрами: а=45°, у=—45, со = 0, <р = 5°.
В результате обработки достигнут 10...10 б класс шероховатости от-
верстия и 7-й квалитет точности.
11.3. Основные направления совершенствования конструкций
зенкеров и разверток
Основными направлениями совершенствования конструкций
зенкеров и разверток являются [84]:
1) более широкое применение твердосплавного инструмента
с одновременным повышением его точности по радиальному бие-
нию направляющей его части (ленточек), заборного конуса отно-
сительно оси посадочного места, обязательная доводка и т. д.;
2) применение двухлезвийных плавающих разверток с микро-
метрическим регулированием, обеспечивающим настройку на раз-
мер с точностью до 0,01 мм на диаметр, а также многозубых
регулируемых разверток диаметром свыше 10 мм, оснащенных твер-
дым сплавом, позволяющих регулировать размер в пределах до
0,2...0,3 мм;
3) расширение применения однолезвийных разверток диамет-
ром 10... 18 мм для обработки особо точных отверстий по геомет-
рической форме и прямолинейности образующей, а также диско-
вых разверток при обработке отверстий больших диаметров с
уменьшенной длиной рабочей части /р и увеличенными ленточка-
ми на направляющей части.
ГЛАВА 12. ФРЕЗЕРОВАНИЕ*
12.1. Классификация и геометрические параметры фрез
Фрезерование применяется для обработки плоскостей пазов
с прямолинейным и винтовым направлением, шлицев, тел враще-
ния, разрезки заготовок, образования резьбы, а также для полу-
чения фасонных поверхностей.
Рис. 12.1. Виды фрезерования
Главное движение при фрезеровании осуществляется за счет
вращения фрезы, а движение подачи (поступательное или враща-
тельное) — перемещением или вращением заготовки. Процесс фре-
зерования может обеспечить точность деталей в пределах 8...П-го
квалитетов и шероховатость обработанных поверхностей — 4...7-го
классов.
Фрезы являются самым распространенным видом режущего
инструмента. Они делятся на цилиндрические, дисковые, конце-
вые, угловые, прорезные и др. Несмотря на большое разнообра-
зие фрез, схема работы их соответствует цилиндрическому
(рис. 12.1, а) или торцевому (рис. 12.1, б) фрезерованию. При ци-
линдрическом фрезеровании обработка производится зубьями, ле-
жащими на цилиндрической поверхности фрезы, ось которой парал-
лельна обрабатываемой поверхности, а при торцевом — зубьями,
* Эта глава написана по материалам работ [4, 16, 83, 107, 130, 142, 143]
232
расположенными на боковой поверхности фрезы, ось которой пер-
пендикулярна к обрабатываемой поверхности. На рис. 12.2 показа-
ны в работе некоторые наиболее часто встречающиеся типы фрез.
Классификация фрез по форме зубьев подробно рассмотрена в
главе 13.
Геометрические параметры фрез показаны на примере цилин-
дрических прямо-, косозубых и торцевых фрез (рис. 12.3, 12.4).
Рис. 12.2. Типы фрез:
а — цилиндрическая; б — дисковая и пазовая; в — концевые; г, д — торцевые; е — фа-
сонные; ж — прорезная
Для цилиндрических фрез (рис. 12.3, а) передний угол, обра-
зованный касательной к передней поверхности и осевой плоскостью,
т. е. линией радиуса, проходящей через рассматриваемую точку
на режущем лезвии, рассматривается в плоскости N — N.
Задний угол а обеспечивает уменьшение сил трения задней
поверхности зуба по поверхности резания. Этот угол заключен
между касательной к траектории движения рассматриваемой точ-
ки режущего лезвия вокруг оси фрезы, которая принимается за
окружность, и задней поверхностью.
Для фрез с винтовыми зубьями задний угол измеряется в пло-
скости М — М, нормальной к оси фрезы, а передний — в плоскости
N — N, нормальной к направлению зуба (рис. 12.3, б). Зависимости
между углами а и у в плоскостях М — М и N — N имеют вид:
tgaN = -^-; (12.1)
COS (О
233
tgY№tgYcosw-
(12.2)
Заметим, что фрезерование цилиндрическими фрезами является
свободным резанием, так как зуб фрезы имеет одно режущее лезвие.
У торцевых фрез (рис. 12.4) режущие лезвия оформляются,
как и у проходных резцов, с переходными лезЬиями. Определения
углов торцевой фрезы аналогичны определениям углов проходного
Рис. 12.3. Некоторые геометрические параметры режущей
части цилиндрических фрез:
а — с прямыми зубьями; б — с винтовыми
резца. Например, <р — главный угол в плане — угол, заключенный
между проекцией главного режущего лезвия на основную (осевую)
плоскость и направлением подачи; ф0=ф/2 — угол в плане переход-
ного режущего лезвия.
Измерение главного переднего угла у производится в нормаль-
ной к главному режущему лезвию плоскости N — N, а заднего а —
в плоскости траектории движения точки режущего лезвия, т. е. в
плоскости А—А, перпендикулярной к оси фрезы и совпадающей с
направлением подачи. Между задними углами a1V и а существует
следующее соотношение:
234
' tg aN = tg a sin <p. (12.3)
Кроме указанных углов, для торцевых фрез различают еще ра-
диальный, или поперечный, угол ул в поперечной секущей плоско-
сти А — А и осевой, или продольной, угол у(2) — в продольной пло-
скости Б — Б.
Рис. 12.4. Геометрические параметры режущей части торцевой
фрезы
Между углами у, уо), у<2) и <р существует следующая взаимо-
связь:
tgy=tgyi sin <p + tgy2cos <р. (12.4)
Геометрические параметры фрез назначаются в зависимости
от свойств обрабатываемого материала, условий обработки, их кон-
структивных параметров и т. д. Например, для твердосплавных тор-
цевых фрез при обработке сталей передний угол у выбирается в
пределах —10...+ 10°, а при обработке чугуна у=+5...0°. Главный
угол в плане для торцевых фрез обычно равен 45...60° и выбирает-
ся в зависимости от жесткости системы СПИД. При достаточной
жесткости системы СПИД ф=20...30°. Вспомогательный угол в пла-
не ф] выбирается в зависимости от требуемого класса шероховато-
сти обработанной поверхности и обычно равен 5... 10° [4].
12.2. Особенности процесса резания при фрезеровании.
Элементы режима резания и срезаемого слоя
Для процесса фрезерования характерны следующие особен-
ности:
1) каждый зуб фрезы во время работы описывает относитель-
но детали циклоиду. Поэтому стружка срезается в виде запятой
235
(рис. 12.5), а толщина ее изменяется от нуля до атах на выходе
зуба из контакта с заготовкой;
2) каждый зуб работает с перерывами, периодически врезаясь
в деталь. Это обстоятельство имеет как положительную, так и от-
рицательную стороны. Положительным является то, что зуб, на-
ходясь вне зоны контакта с заготовкой, как ’бы «отдыхает», т. е.
Рис. 12.5. Схема срезания стружки
зубом цилиндрической фрезы
лению угла контакта торце-
вых фрез
о = nDn м/мин.
1000
охлаждается, а отрицательным — врезание зуба в деталь происхо-
дит с ударом;
3) срезаемая стружка должна свободно размещаться во впа-
дине между зубьями, а поэтому объем стружечной канавки (впа-
дины) между зубьями должен быть больше объема срезаемой
стружки.
Скорость резания определяется окружной скоростью перифе-
рийной точки вращающей фрезы
(12.5)
где D — диаметр фрезы, мм; п — частота вращения фрезы в ми-
нуту.
Для фрез, имеющих рабочие поверхности, расположенные на
разных диаметрах, например для фасонных или угловых, за D при
определении скорости резания берется наибольший диаметр фрезы.
В отличие от других видов обработки металлов (точения, свер-
ления и др.) при фрезеровании, кроме глубины резания t, рассмат-
ривают и ширину фрезерования В (см. рис. 12.2). Последняя пред-
ставляет собой размер обработанной поверхности, измеренной в на-
правлении, параллельном оси фрезы. Кроме того, различают три
вида подач: подачу на зуб sz (мм/зуб), или подачу за поворот фре-
зы на один зуб; подачу на один оборот фрезы s0 (мм/об) и подачу
236
за одну минуту, или, минутную подачу sc (мм/мин). Между указан-
ными видами подач существует следующая зависимость:
s0 = szZ\ sc = son = s^n, (12.6)
где Z — число зубьев фрезы; п — частота вращения фрезы в ми-
нуту.
Рис. 12.7. Схема к определению толщины среза и суммарной площади сре-
заемого слоя одновременно работающими зубьями цилиндрической фрезы
Прежде чем приступить к анализу толщины и площади сече-
ния среза, необходимо определить значение угла контакта б,
т. е. центрального угла, соответствующего дуге контакта фрезы с
заготовкой (см. рис. 12.5).
Из треугольника О ВС имеем:
D _
к ОС 2 . 2t « 7, 2t\ ,1О_Ч
cos б = — = —=— = 1----------; 6=arccos( 1-----. (12.7)
OB О D \ D) ' '
2
Полученная формула справедлива только для цилиндриче-
ских, дисковых и фасонных фрез. Для торцевых фрез угол контак-
та определяется иначе (рис. 12.6):
В
8 2 В /, п о\
5,ПТ = Т=^- <12-8)
2
Толщина срезаемого слоя а — это расстояние между двумя
последовательными положениями траекторий двух смежных
зубьев, измеренное по нормали, т. е. в радиальном направлении.
При этом циклоиду принимают за окружность (рис. 12.7). На рис.
12.7, а точка В соответствует моменту выхода первого зуба из зоны
контакта с заготовкой; точка Е — то же для второго зуба; б — угол
237
/
контакта. Примем, что дуга ЕС равна отрезку ЕС. Тогда из тре-
угольника ВСЕ имеем [5] /
ВС = ашах = sz sin 6., (12.9)
В общем случае можем записать, что .
a^ = szsim|), ‘ (12.10)
где ф — мгновенный угол контакта, заключенный между вертикалью
и радиусом, проведенным в точку контакта вершины зуба фрезы с
заготовкой.
Средняя толщина стружки аср равна
„ атах + amin атах /in tn
аср=-------2---= ~Т~- (12-И)
Так как срединная толщина среза относится к углу 6/2, можно за-
писать, что
Из тригонометрии известно, что
. , а 1 — cos а
sin2 — =--------------------------------.
2 2
По аналогии можно записать:
sin3= 1 ~^cos^, (12.13)
тогда
/ 1 ~2 °S ‘ = (1 " cos 6> =
Отметим, что срединная толщина среза измеряется на половине
угла контакта 6, т. е. 6/2.
Зная ширину среза В и атах, определим площадь поперечного
среза, снимаемого одним зубом прямозубой фрезы:
f = Anax = Bflmax = sin 6. (12.15)
Так как
окончательно получаем
?™.= 2В,2/ • <12.16)
Учитывая, что при фрезеровании одновременно работают не-
сколько зубьев фрезы, вводится понятие суммарной площади
поперечного сечения срезаемого слоя. Для определения ее необ-
ходимо знать, сколько зубьев одновременно находится в работе и
каков мгновенный угол контакта для каждого зуба.
258
Количество одновременно работающих зубьев т будет равно
\ т = —, (12.17)
\ ч
360° ; ,
где г] = —-----центральный угол между двумя соседними зубья-
ми (Z— число зубьев фрезы).
Рис. 12.8. Схема к определению площади среза цилиндрической
фрезой с винтовыми зубьями
Полученное значение т после расчета округляется обычно до
ближайшего большого целого числа. Значение т будет тем боль-
ше, чем больше глубина резания t, число зубьев Z и чем меньше
диаметр фрезы.
Мгновенные углы контакта для зубьев 1, 2, 3 (рис. 12.7, б)
соответственно будут равны: ф1 = б; фг=б—л; фз=б—2г) и т. д.
Так как для каждого i-ro зуба площадь срезаемого слоя
f( = Bszsini|5z, суммарная площадь сечения среза:
F = S/z = fis2(sini|5,+ зтф2+ ... 4-sini|)w) =
= Bsz2sin^r (12.18)
Отметим, что толщина среза для фрезы с винтовыми зубьями
подсчитывается, так же как и для фрез с прямыми зубьями, т. е.
a^ = szsinip. Но эта толщина будет переменной не только вдоль
длины дуги контакта, но и вдоль длины режущего зуба I, так
239
как вследствие винтового расположения режущих лезвий под уг-
лом <о мгновенные углы контакта различны, т. е. ф1<'ф2.
В подтверждение произведем не проектирование, а развертку
фрезы на плоскость (рис. 12.8). Обозначим' через f сечение среза,
снимаемого одним зубом фрезы, а через //—длину ее зуба.
Возьмем на лезвии зуба точку на расстоянии х от его конца.
Элементарный участок лезвия зуба dx срезает слой толщиной ах
и поперечным сечением
df = a dx', dx = — • ; df = а — •
х 2 sin (о х 2 sin ©
ИЛИ
df = szsinrt (12.19)
Z x 2 sinw
В свою очередь площадь среза, снимаемого одним винтовым зу-
бом фрезы, будет равна:
th
f= Jsinv^
f = -y • (cos 4*1 — cos ф2), (12.20)
а для m зубьев
m
F=^f = -T‘ S(cos^. ~cos^)- (12-21)
12.3. Равномерность фрезерования. Встречное и попутное
фрезерование
Чтобы увеличить плавность и равномерность работы цилин-
дрической фрезы, режущие лезвия ее зубьев располагают по вин-
товым линиям (см. рис. 12.2, а). При работе фрезами с винто-
выми зубьями можно подобрать такие условия, при которых сум-
марное сечение среза для всех зубьев, работающих в данный
момент времени, будет постоянным. В этом случае и достигается
равномерность фрезерования.
Для фрез с винтовыми зубьями различают торцевой шаг зубьев
stD
tT — —-— и осевой ts шаг, равный шагу развернутой винтовой ли-
нии, деленный на число зубьев.
В свою очередь (рис. 12.9, а, в)
= /rctg(o=-y-ctgco = -£, (12.22)
где Н — шаг винтовой линии зуба фрезы (рис. 12.9, б).
240
На развертке Поверхности резания (рис. 12.9, а) суммарная
мгновенная длина активной режущей части зубьев
l\ + 1'2 = 4 +12 + l’z = ... = const, (12.23)
где l'i, l’i, 1'2, ...—длина\ активной режущей части каждого зуба.
Равномерное фрезерование будет осуществлено при условии,
Рис. 12.9. Схема к определению равномерности фрезерования
если В = Kts, где ts — осевой шаг зубьев фрезы; К — некоторое
целое число; В — ширина фрезерования. Другими словами, можно
сказать, что равномерность фрезерования обеспечивается, если ши-
рина фрезерования кратна осевому шагу, т. е.
В = К "Pctg(0 = К —. (12.24)
Z Z
Так как при различной ширине заготовок это условие не всегда
выдерживается, рекомендуется конструировать фрезы со значе-
нием К=2...3. В этом случае колебания сил резания не превы-
шают 20 %, что считается допустимым 12,3].
Цилиндрическое и торцевое фрезерование может быть встреч-
ным (против подачи) и попутным (по подаче). При встречном
фрезеровании (рис. 12.10, а) направления вращения фрезы и по-
241
дачи не совпадают, а толщина среза а изменяется от нуля до
«шах- При этом зубья фрезы, действуя на»заготовку, как бы «отры-
вают» ее от стола станка и вызывают вибрации системы СПИД,
что ухудшает шероховатость обработанной поверхности. Кроме
того, каждый последующий зуб работает по наклепанной поверх-
ности, образованной предыдущим зубом, так как существует на-
z7<p
Рис 12.11. Соотношение между тол-
щиной срезаемого слоя и радиусом
округления режущего лезвия
чальное скольжение зуба при
а=0. Другими словами, скольже-
ние зуба по обработанной поверх-
ности будет происходить до тех
пор, пока некоторая толщина сре-
за gmm (рис. 12.11) не станет
больше радиуса округления ре-
жущего лезвия (р— 6...30 мкм).
Температура в зоне резания при
этом резко возрастает. Послед-
нее обстоятельство является од-
ной из основных причин повы-
шенного износа фрез по задним
поверхностям зубьев [143].
При попутном фрезеровании (рис. 12.10, б) не наблюдается
указанных недостатков. Силы резания прижимают заготовку к
столу, а стол — к направляющим стацины. Зуб фрезы начинает ра-
боту с максимальной толщины среза, а поэтому округление режу-
щего лезвия не оказывает столь значительного влияния на стой-
кость фрезы, как при встречном фрезеровании.
Попутное фрезерование имеет следующие преимущества по срав-
нению со встречным: 1) более высокую стойкость фрез, примерно
до трех раз, особенно при малых значениях sz; 2) меньшую шеро-
ховатость обработанной поверхности на 1...2 класса; 3) меньший
расход мощности.
242
Несмотря на угЦзанные преимущества, попутное фрезерова-
ние применяется значительно реже, чем встречное. Объясняется
это тем, что при встречном фрезеровании зазоры между ходовым
винтом и гайкой стола станка выбираются в самом начале работы.
При попутном фрезеровании при врезании зуба сила действует
так, что способствует увеличению указанных зазоров. По мере вы-
хода и входа каждого зуба фрезы стол станка рывками переме-
щается на величину зазора между ходовым винтом и гайкой и,
если зазор велик, неизбежна поломка зубьев. Чтобы исключить
это явление, прибегают к специальным конструкциям механизма
подач стола, например, ставят два винта и две гайки, применяют
гидравлическую подачу, обеспечивают выборку зазоров винт —
гайка с помощью грузов и т. д. На станках, которые не приспособ-
лены к работе с попутным фрезерованием, применять его нельзя.
Попутное фрезерование не может быть применимо и тогда,
когда заготовки имеют твердую наружную корку, например ли-
тейную, так как она вызывает ускоренное затупление зубьев фре-
зы. В таком случае встречное фрезерование незаменимо, в силу
того что эта корка выламывается изнутри.
12.4. Силы резания и мощность при фрезеровании
Силу, которая преодолевает сопротивление резанию /?х, можно
разложить на две составляющие: окружную силу Р (по существу
Рг), действующую по касательной к траектории движения режуще-
го лезвия, и радиальную силу Р (рис. 12.12, а).' Кроме того, эту
Рис. 12.12. Схема сил резания, действующих на зубья цилиндриче
ских фрез:
а — прямозубой; б — с винтовыми зубьями
же равнодействующую силу Рг можно разложить на горизонталь-
ную Рн и вертикальную составляющие силы. Если же фреза
имеет винтовые зубья, но наряду с силой /?х, действующей на зуб
в плоскости, перпендикулярной к оси фрезы, возникает осевая сила
243
Рос. Общей равнодействующей в этом, случае будет сила R
(рис. 12.12, б).
Наибольший интерес представляет сила Р. Она производит
основную работу по срезанию стружки. По ней подсчитывается
эффективная мощность и производится расчет деталей механизма
главного движения. Радиальная сила Ру оказывает давление на
подшипники шпинделя и изгибает оправку фрезы. По горизон-
тальной силе Рн, называемой иначе силой подачи, рассчитывают
детали механизма подачи и приспособления для закрепления
заготовки. Эта сила может вызвать вибрации при наличии люф-
тов в паре винт — гайка. Вертикальная сила Pv стремится отор-
вать заготовку от стола и приподнять стол над направляющими
станины.
Выведем уравнение для подсчета окружной силы при работе
цилиндрической фрезы с прямым зубом. Пусть на один зуб фрезы
действует сила Р'. Она равняется
P'=pfH, (12.25)
где р — удельная сила резания или сила, приходящаяся на еди-
ницу площади, Па; f — поперечное сечение среза, снимаемое зубом
в данный момент, мм2.
Удельная сила резания зависит от толщины среза а: чем
больше значение а, тем меньше р, т. е.
Л
Р=~~п. (12.26)
где А — коэффициент, учитывающий условия работы и зависящий
от свойств обрабатываемого материала, геометрических парамет-
ров зуба фрезы и т. д.; п<1 — показатель степени, характеризую-
щий влияние а на величину р; ах — текущая величина толщины
среза, мм.
Зная р и f, определим Р':
А
Р' = —ах В, или Р' = Аа~пВ. (12.27)
ах
Следует принять определенное значение ах. Для срединной тол-
щины среза
а = S-
сред
- ( t \—
Тогда для одного зуба Р' = ABs{z п I ) 2 , а для нескольких зубь-
ев т, одновременно находящихся в работе, Р = Р'т. Но
_ 6 360° 2л
т = —, a t] = —- = —,
т] Z Z
/ 2/ \
где 6 = arccosH —— полный угол контакта; т] — угловой шаг
зубьев.
244
Разложение cos б^в ряд дает 1 б2 . б4 cos о-l — Н 2 1 • 2 • 3 • 4 -+... (12.28)
Если ограничиться только двумя первыми членами ряда, то 2 D Отсюда 2 £ V D9 тогда о 1/Z (12.29) (12.30)
6 т D Z 1/ т = — = —й-— = — у т ZJl л г Z 1—п у t . D ’ 1 (12.31)
р = ₽; = лл1т(-£-)“г-( или 2—п п—2 P = zLsl~nBZt 2 D 2 . л Обозначим D ) (12.32) (12.33)
Л л . , .2 — п п — 2
Ср , 1 п — Ур, — Хр , л / тогда Р = CtXps7pBZDqp Н. Р z 2 =</₽. (12.34)
Заметим, что данная формула выведена чисто теоретическим
путем исходя из общности процессов фрезерования и точения.
Структура или вид этой формулы сохраняется не только для ци-
линдрических фрез, но и для фрез других типов: торцевых, диско-
вых и т. д.
Зная величины Р и v = , можно рассчитать мощность, за-
трачиваемую на фрезерование:
"г.. = ёЛ? = (12.35)
где qN = qp + 1.
Мощность, затрачиваемая на подачу, составляет не более 15 %
от мощности на резание. Поэтому полную расчетную мощность
определим по формуле
245
N3a = (12.36)
Яст^п
где т]ст — КПД станка; Кп=1,3...1,5— коэффициент допускаемой
кратковременной перегрузки.
Формулы для подсчета окружной силы и мощности при фре-
зеровании, имеющие данную структуру, приняты в справочниках
режимов резания при фрезеровании [115].
Приведем примеры.
1. Для фрез цилиндрических, концевых, дисковых, прорезных
из быстрорежущей стали при обработке конструкционной стали
НВ = 2150 (<тв=750 МПа):
Р = 682 /0,86s°,72BZD-0,86 Н; (12.37)
ЛГрез = 3,5 . lO-Y^s^BZnD0’14 кВт. (12.38)
2. Для фрез торцевых твердосплавных при фрезеровании се-
рого чугуна с НВ = 1900
Npe3 = 2,8 • 10~5t0’9s°z74BZD0’'7 кВт. (12.39)
Анализ теоретических формул и эмпирических зависимостей
для случая обработки цилиндрическими фрезами позволяет сде-
лать выводы:
1) сила резания Р прямо пропорциональна ширине фрезеро-
вания В и числу зубьев фрезы Z;
2) влияние подачи на силу резания характеризуется, как и
при точении, показателем степени, близким к 0,75;
3) показатель степени при t меньше единицы, в то время как
при точении Хр—1. Это объясняется тем, что глубины резания при
фрезеровании и точении являются в сущности разными параметра-
ми. Если при точении t характеризует ширину среза, то при фрезе-
ровании определяет длину дуги резания, или угол контакта 6, а
также величину срединной толщины срезаемого слоя. Поэтому с
увеличением t уменьшается удельная сила резания;
4) с увеличением диаметра фрезы D сила резания становится
меньше, так как при этом: а) уменьшается число одновременно ра-
ботающих зубьев при постоянных значениях Z, t и В. Действи-
тельно, с увеличением D полный угол контакта 6 уменьшается, а
, 360°
угол между зубьями г, = —— остается постоянным, а значит,
уменьшается и число одновременно работающих зубьев; б) с увели-
чением D уменьшается толщина среза, а следовательно, и площадь
поперечного сечения среза и сила резания. Напомним, что атах =
= sz sin 6. Но при большем диаметре фрезы полный угол контакта
6 будет меньшим, а значит, и атах уменьшается.
Другие составляющие сил резания при фрезеровании обычно
определяются не эмпирическими формулами, а по соотношениям,
связывающим их величину с окружной силой Р.
246
Для встречного фрезерования цилиндрической фрезой эти
соотношения имеют следующие значения [4,5]:
Py = (Q,6...Q,8)P-, РЯ = (1,1...1,2)Р; Ро = (0,2...0,3)Р, (12.40)
а для попутного:
Ру = (0,6...0,8) Р; Рн = (0,8...0,9) Р; Ро = (0.75...0.8) Р. (12.41)
Для торцевого фрезерования Рн=
= (0,6...0,9) Р.
Для фрез с винтовыми зубьями
необходимо учитывать еще действие
осевой силы Рос, зависящей от угла
® и равной примерно (0,35...0,55) Р.
Действие осевых сил желательно
устранять. Достигается это за счет
применения сдвоенных фрез с раз-
нонаправленными винтовыми зубья-
ми (рис. 12.13).
V
Рис. 12.13. Составная цилиндриче-
ская фреза
Значительное влияние на величину сил резания оказывает ве-
личина переднего угла у зубьев фрезы и угла в плане <р. Чем
больше угол у, тем меньше значение Р. Опытным путем установ-
лено, что увеличение переднего угла у на 1° уменьшает силу Р
на 1,5%. Если принять для цилиндрических и торцевых фрез при
у = 10° относительный коэффициент К.Ур за Р = 1, при у = —10;
0 и 20° соответственно Р— 1,26; 1,12 и 0,87.
Влияние угла в плане <р на величину силы Р при торцевом
фрезеровании более сложное, чем влияние угла у. Величина силы
Р растет и при малых и при больших значениях угла <р. Так, если
принять КУр при <р = 60° за Р = 1, при <р = 45; 90 и 30° соответ-
ственно Р= 1,06; 1,14 и 1,15. Объясняется это тем, что при раз-
личных значениях угла <р изменяются толщина и ширина среза,
направление схода стружки и другие условия резания, в результа-
те суммарного действия которых наблюдается указанное изменение
силы Р.
12.5. Износ и стойкость фрез. Скорость резания
и скоростное фрезерование
В зависимости от условий резания зубья фрез изнашиваются
либо только по задней (рис. 12.14, а), либо одновременно по зад-
ней и передней поверхностям (рис. 12.14, б). Чем меньше толщина
среза, тем больше истирается задняя поверхность. Такой вид изно-
са характерен для цилиндрических, концевых, шлицевых, прорез-
ных и фасонных фрез. Этому способствуют не только малые пода-
чи sz, но и скольжение зуба по обрабатываемой поверхности
в момент его врезания. Торцевые и дисковые фрезы при обработке
247
сталей с amax > 0,08 мм обычно изнашиваются и по задней и по
передней поверхностям.
При черновой обработке критерием затупления является опти-
мальный износ фрезы, при котором достигается максимальный
срок ее службы. При чистовой или получистовой обработке при-
нимаются технологические критерии затупления, т. е. такой износ,
а при котором уже не обеспе-
чивается необходимое каче-
—ТМРОВЖЧРЦ ство обработанной поверх-
\ I ________j Т\ ности, или такой износ, при
।------------7 котором поверхность не
^^4_____________) удовлетворяет техническим
Рис. 12.14. Виды износа зубьев цилинд- требованиям, предъявляе-
рической фрезы мым к ней. Ориентировоч-
ные средние величины до-
пускаемою износа по задней поверхности для некоторых типов
фрез из быстрорежущей стали приводятся в табл. 12.1.
Для твердосплавных торцевых фрез при черновой и чистовой
обработке стали /13= 1... 1,2 мм, чугуна — Л3 = 1,5...2 мм.
Следует отметить, что износ твердосплавных торцевых фрез
при работе с большими скоростями осуществляется не только
вследствие затупления или истирания, но и из-за выкрашивания
твердосплавных пластинок. Выкрашивание происходит в основ-
ном вследствие образования микротрещин в пластинках в процес-
се их напаивания или заточки. Удары и выбрации при работе фре-
зы способствуют увеличению этих микротрещин и разрушению
пластинок.
При обработке титановых и жаропрочных материалов износ
фрез происходит с образованием лунки на передней поверхности
у режущего лезвия. Лунка опускается и на заднюю поверхность,
в результате чего фактический передний угол становится отрица-
тельным, что приводит к возрастанию сил резания и ухудшению
качества обработанной поверхности.
Установим общий характер зависимости скорости резания при
фрезеровании от влияющих на нее факторов исходя из общности
процессов точения и фрезерования. Для точения эта зависимость
имеет вид
Таблица 12.1
Тип фрезы
Характер обработки цилиндрическая торцевая фасонная с затыло- ванным зубом
Допускаемая величина износа h9t мм
Черновая 0,4...0,8 1,5...2 0,3...0,4
Чистовая 0,15...0,3 0,3...0,5 0.2
248
Tmaybx
Для фрезерования [2,3]
С'
V=W (BZ'}X> <12-42>
1 асред(В/ )
где асред — срединная толщина срезаемого слоя; Z' = — ==^^L —
количество зубьев, находящихся одновременно в работе.
Подставим значения Z' и асред в общую формулу скорости реза-
ния (12.42) и получим:
с'Кпх C'D 2 пхК
V =------------------------ = ---“---------—.
/ t У. / t \- х+у
T™sz\^V BXZX\~D) TmsyBxZxt 2
Обозначим: -у- = qv\ Сопх = Со; х + у = хо, показатель степени
при В через uv, а при Z — через pv. Тогда окончательно получим
С,рЧоК
(12.43)
V Tmtx°sl,°BUvZPv
где С„ — постоянный коэффициент для определенной группы обра-
батываемого материала; /С=Кмо/<ин0/<п.с0Кг.пДнз0К’сож0— поправочные
коэффициенты, учитывающие соответственно свойства обрабатыва-
емого материала, материала режущей .части фрезы, состояние по-
верхностного слоя обрабатываемого материала (наличие литейной
корки и т. п.), геометрических параметров, износа фрезы и смазоч-
но-охлаждающей жидкости.
Полученная структура общей формулы, характеризующей
влияние различных факторов на скорость резания при фрезеро-
вании, подтверждается экспериментальными исследованиями. Для
наглядности приведем расчетные формулы для определения ско-
рости резания при обработке конструкционной стали с
НВ = 2150, 6в=750 МПа [4]:
1) цилиндрическими фрезами из быстрорежущей стали:
55О0ЛК ,
V~ у0,35^0,3^0,2^0,120,1 м/мин, (12.44)
2) торцевыми фрезами с пластинками твердого сплава ВК6
528D«K (12.45)
V -рО, 33^0,15^,35^0,2^0.1 •
Степень влияния каждого из факторов, входящего в формулу
скорости резания, объясняется следующим:
249
1) с увеличением диаметра фрезы при неизменности всех
остальных параметров скорость резания возрастает, так как при
этом уменьшается толщина среза, увеличивается шаг зубьев и
улучшаются условия охлаждения. Последнее преимущество явля-
ется следствием того, что с увеличением диаметра фрезы при том
же числе зубьев как бы удлиняется дуга прохождения зуба по воз-
духу, когда он охлаждается, а также увеличивается масса режу-
щей части, т. е. теплоотвод;
2) с уменьшением числа зубьев фрезы Z увеличивается шаг
зубьев и масса металла на один зуб, т. е. улучшаются условия
охлаждения, а следовательно, повышается скорость резания;
3) с увеличением /, sz и В растет поперечное сечение среза, по-
вышаются силы резания и тепловыделение, что приводит к сниже-
нию скорости резания. Влияние на скорость резания условий обра-
ботки (геометрических параметров фрезы, ее износа, СОЖ и т. д.)
примерно такое же, как и для резцов.
Значения показателей степени, постоянных и поправочных
коэффициентов приводятся в справочниках и нормативах режимов
резания [30, 76, 77, 78, 99, 112, 115...117].
12.6. Выбор наивыгоднейших режимов резания
при фрезеровании 4
Методика назначения наивыгоднейшего режима резания при
фрезеровании должна удовлетворять тем общим соображениям,
которые были установлены ранее. Основные этапы назначения
режима резания при фрезеровании сводятся к следующему.
1. Выбирается характеристика фрезы.
2. Назначается глубина резания из соображений, что при гру-
бой предварительной обработке следует удалять весь припуск
за один проход, если этому не препятствуют ограничения станка
по его мощности и жесткость системы СПИД. При получистовой
обработке фрезами из быстрорежущих сталей весь припуск, если
он не более 5 мм, снимается за один проход. В противном случае
основная часть припуска срезается за первый проход, а затем
1...2 мм — за второй проход. В случае скоростного фрезерования
торцевыми фрезами весь припуск снимается за один проход. Если
припуск велик, рекомендуется применять ступенчатые торцевые
фрезы (рис. 12.15), для которых общая глубина резания распре-
деляется между отдельными зубьями. Режущие лезвия последних
смещены в радиальном направлении на величину, большую Sz.
Если же указанного радиального смещения нет, резание осущест-
вляет только выступающий зуб. .
3. Определяется величина подачи. Основными факторами,
ограничивающими подачу, являются: при черновом фрезерова-
нии — прочность зубьев и жесткость системы СПИД; при окон-
чательном — необходимые величины шероховатости и точность
обработанной поверхности, жесткость системы СПИД и т. д.
250
Ввиду сложности оценки суммарного влияния различных фак-
торов на качество обработки пока невозможно дать какую-либо
формулу для расчета величины подачи, в которую вошли бы все
эти факторы. Поэтому при назначении подачи пользуются резуль-
татами исследований и заводской практики, которые обобщены в
таблицах, приведенных в справочниках нормативов по выбору
режимов резания при фрезеровании. Там же даются конкретные
Рис. 12.15. Схема срезания слоя торцевыми фрезами:
а — обычной; б — со ступенчатой заточкой
рекомендации значений подач для грубого, получистового и чис-
тового фрезерования стали и чугуна фрезами различных типов
в зависимости от жесткости системы СПИД и конструктивных
особенностей фрез. Если исходить из прочности режущих лезвий
зубьев, при обработке стали предельными величинами толщины
срезаемого слоя можно считать: для быстрорежущих фрез аШах=
= 0,35 мм; для твердосплавных — атах=0,25 мм.
При работе на ферезерных станках средней мощности (5...
10 кВт) и средней жесткости ориентировочно можно принимать:
1) грубое фрезерование сталей цилиндрическими фрезами с
крупным зубом атах=0,12...0,13, чугуна — 0,2...0,3 мм;
2) для цилиндрических фрез с мелким зубом по стали атах=
=0,06...0,08, по чугуну — 0,15...0,10 мм;
3) грубое фрезерование плоскостей торцевыми фрезами с
крупным зубом «max=0,1...0,15, с мелким — 0,06...0,10 мм;
4) для концевых фрез при фрезеровании пазов по стали
flmax=0,02...0,05, по чугуну — 0,05...0,07 мм;
5) для прорезных или шлицевых фрез при обработке стали
flmax=0,01, чугуна — 0,015 мм;
6) для торцевых твердосплавных фрез по стали атах=0,015,
по чугуну — 0,2...0,25 мм.
При чистовой обработке учитывается требуемая шероховатость
обработанной поверхности, поэтому принимается в расчет не подача
на зуб sz, а подача на оборот фрезы s0. От величины последней
зависит высота неровностей h, образующихся в процессе фрезерова-
ния (рис. 12.16). Величина подачи s0 задается в зависимости от тре-
251
буемого класса шероховатости обработанной поверхности и диаметра
фрезы.
При обработке стали средней прочности торцевыми твердосплав-
ными фрезами с ф1 = 5° шероховатость 5-го класса (Rz = 20 мкм)
можно получить при so=0,5...0,8, а шероховатость 7-го — при s0=
= 0,2...0,3 мм/об. При обработке поверхности цилиндрическими фре-
Рис. 12.16. Неровности на фрезерованной поверхно-
Рис. 12.17. Зуб торцевой фрезы с зачистным лез-
вием
зами из быстрорежущей стали шероховатость 5- и 6-го классов до-
стигается соответсвенно при s0=l,5.. .2 и s0=l - • -2 мм/об.
При скоростном фрезеровании плоскостей торцевыми фрезами
делают зачистные лезвия на зубьях фрезы (рис. 12.17), что позво-
ляет получить высокий класс шероховатости обработанной поверх-
ности.
4. Определяется, как и при точении, нацвыгоднейший период
стойкости, обеспечивающий минимальную себестоимость про-
дукции:
Тст = (ц—1)3; Э = /см+ 4"-
При этом необходимо учитывать, что фрезы являются более доро-
гим инструментом, чем резцы и сверла, а количество допустимых
переточек для них не слишком велико. Поэтому рекомендуемые
периоды стойкости для цилиндрических, торцевых и сложнофа-
сонных фрез весьма значительны. Например, среднее значение
252
Таблица 12.2
Тип фрезы и ма- териал ее режу- щей части D, мм Z, шт. В, мм t, мм sz • мм/зуб Обрабаты- ваемый ма- териал Г, мин V. м/мин N, кВт
Цилиндриче- 90 8 70 8 0,12 Сталь 180 43,5 3,8 скал из быстро- Чугун 180 30,5 2,8 режущей стали Торцевая твер- 150 6 90 5 0,13 Сталь 180 290 14 досплавная Т15К6 То же ВК8 150 14 90 5 0,2 Чугун 180 115 И Концевая 20 5 10 20 0,05 Сталь 60 40 2,1 Чугун 60 27,5 0,9 Шлицевые 70 72 3 5 0,1 Сталь 60 63 0,5 прорезные из Чугун 90 55 0,3
быстрорежущей
стали
периодов стойкости цилиндрических и торцевых фрез 3...4, диско-
вых — 2,5...3, концевых и шлицевых — 1 ...1,5 ч.
5. По найденным значениям глубины резания и подаче рас-
считывается или определяется по таблицам скорость резания,
обеспечивающая требуемую стойкость фрезы. При этом учитыва-
ются данные о конструктивных и геометрических параметрах ее
режущей части, а также свойства обрабатываемого материала.
Далее по выбранной скорости резания и диаметру фрезы подсчи-
тывается число ее оборотов п, подбираются ближайшие обороты по
паспорту станка и подсчитывается одейст. Затем уточняется по стан-
ку минутная подача и корректируются в расчетах sz и s0.
Рис. 12.18. Схема к оп-
ределению машинного
времени при фрезерова-
нии
253
6. Подсчитывается мощность резания Мрез и сравнивается с
мощностью станка N^. При этом необходимо, чтобы
ЛГдВ>_Ы^. (12.46)
Примерные значения стойкости, скорости и мощности резания
при различных видах фрезерования приведены в табл. 12.2.
Машинное время при фрезеровании определяют по формуле
tu =----i =-----------t мин, (12.47)
$мин SgZn
где L — общая длина прохода фрезы в направлении подачи, мм;
Z — длина обрабатываемой поверхности, мм; 1\ — путь врезания
фрезы, мм; 12 — перебег фрезы (1...5), мм; i — число проходов.
Путь врезания фрезы при разных видах фрезерования будет
различным. Так, например, при обработке цилиндрической фрезой
(рис. 12.18, а)
4 = 1/ = мм*
(12.48)
при торцевом симметричном фрезеровании (рис. 12. 18, б)
/x = 0,5(D — VD2 — В2) мм; (12.49)
при торцевом несимметричном фрезеровании (рис. 12. 18, в)
1г = V В (D — В) мм.
(12.50)
ГЛАВА 13. КОНСТРУИРОВАНИЕ ФРЕЗ
13.1. Особенности конструкций зубьев фрез
Общие сведения. Зубья современных фрез изготовляются из
быстрорежущих сталей и твердых сплавов; цельные фрезы — из
сталей марок Р18, Р9, Р9Ф5 и др. При оснащении фрез твердыми
сплавами обычно применяют пластины марок группы ВК. Такие
фрезы служат для обработки чугунов и цветных материалов. Для
обработки стальных деталей зубья фрез оснащают твердыми спла-
вами группы ТК, например Т15К6, Т5К10, Т5К12В и т. д.
По направлению зубьев различают фрезы: прямозубые (см.
рис. 12.1, а), с наклонными и косыми зубьями (см. рис. 12.2). В за-
висимости от формы зуба они делятся на фрезы с остроконечными
или острозаточенными зубьями (рис. 13.1), у которых задняя по-
верхность зуба в плоскости, перпендикулярной к оси, имеет ло-
маную линию, и с затылованными зубьями, у которых при сечении
той же плоскостью задняя поверхность зуба очерчена по архимедо-
вой спирали или другой кривой.
Достоинством фрез с затылованными зубьями является со-
хранение профиля при переточках их по передней поверхности.
Поэтому у фасонных фрез зубья, как правило, затылованные.
Фрезы с остроконечными зубьями затачивают в основном по
задней поверхности. По сравнению с затылованными зубьями они
имеют ряд преимуществ: высокую стойкость, проще в изготовле-
нии и обеспечивают получение более высокого класса шероховато-
сти обработанной поверхности. Форма их зуба должна удовлетво-
рять следующим требованиям:
1) обеспечивать достаточную прочность и массивность зуба.
Выполнение этого требования улучшает теплоотвод;
2) образовывать межзубую впадину большого объема для раз-
мещения стружки и хорошего ее отвода;
3) впадина не должна иметь острых углов и резких переходов
во избежание трещин после закалки;
4) допускать достаточно большое количество переточек.
В настоящее время известны три типа остроконечных зубьев:
трапецеидальный, параболический и усиленный.
255
Трапецеидальный зуб. Канавка зуба ограничена углом 0, а
зуб — углом г) (рис. 13.1, а). Такой зуб проще по изготовлению,
но менее прочен, чем все остальные типы зубьев. Обычно ri = 45...
50° и выбирается из условия прочности зуба:
0=Я+8> (13.1)
где е = 360°/Z. Здесь Z — число зубьев фрезы.
Рис. 13.1. Типы остроконечных зубьев фрез
Чтобы сократить количество применяемых форм канавок фрез
с остроконечными зубьями, установлены следующие значения угла
0: 45, 50, 55° и далее через каждые 5° до 110°.
Формула для определения 0=т| + е справедлива лишь тогда,
когда режущие зубья параллельны оси фрезы. Для фрез с винто-
выми зубьями значение углов 0 и е определяется по так называе-
мому числу зубьев Z,:
Zt = -4", (13.2)
* cos (О
где Zi — идеальное число зубьев, т. е. число, которое имела бы фре-
за, если бы ее радиус был бы равен радиусу кривизны эллипса,
полученного от пересечения фрезы плоскостью, перпендикулярной
к направлению винтовых канавок; Z — число зубьев фрезы; со —
угол наклона винтовых канавок.
Определив Z,-, можно найти значение угла е:
360°
е = —
(13.3)
256
Зная величины е и 0, определим высоту зуба И по формуле
Я = -^-[(1—cose) + sine ctgG]. (13.4)
В этой формуле не учтены величина радиуса г и размер фаски f', а
поэтому фактическая величина Н будет несколько меньше полу-
ченной.
Обычно г— (0.5...2), f'— (1...2) мм и выбираются соответственно
в зависимости от диаметра фрезы и размеров зуба. Размер фаски
определяет возможное количество переточек фрезы. В последнее
время делают и такие фрезы, когда /' = 0,05...0,1 мм, т. е. с остро
заточенными зубьями. Чем меньше величина тем меньше трение
задней поверхности зуба об обрабатываемый материал и выше ка-
чество обработанной поверхности. Применяется трапецеидальная
форма зуба в основном для чистовых работ. При конструировании
фрез на рабочем чертеже должны быть указаны все элементы про-
филя зуба: г], е, 0, Н, г, f', а и у.
Параболический зуб. Особенностью этого зуба является па-
раболическая форма его задней поверхности, которая определяет-
ся из условия равнопрочности всех сечений зуба на изгиб. Если пе-
редний угол у не равен нулю, форма зуба имеет некоторое откло-
нение от параболы. Найдем форму параболического зуба матема-
тическим путем.
Пусть ОК — след передней поверхности зуба (рис. 13.1, б);
ОМ — задней. Запишем изгибающий момент МИзг для произвольной
точки А с координатами (х, у):
м.2
ЛГизг — Ру = Wob = ——ab Н • м, (13.5)
где W — момент сопротивления. Для прямоугольного сечения
Ьх^
зуба W — —g—; Ь—длина зуба, о6 — допускаемое напряжение
на изгиб.
Принимая — К, получим у = Кх\ т. е. уравнение параболы.
Иногда параболический зуб называют зубом равного сопротивле-
ния. Такая форма зуба обеспечивает достаточно большую прочность
его и достаточный объем для размещения стружки; применяется
для фрез, предназначенных для чернового фрезерования.
Хотя параболическая форма зуба из условия прочности и раз-
мещения стружки является рациональной, однако она сложна при
изготовлении, так как для каждого отдельного профиля зуба тре-
буется сложная канавочная фреза. Поэтому на практике чаще все-
го при тяжелых работах применяют фрезы с усиленным зубом.
Усиленный зуб. Задняя затылочная часть у этих зубьев образо-
вана двумя плоскостями, как показано на рис. 13.1, в. Такая форма
зуба близка к параболической. Для определения угла ©1=т| + е4-т
используют формулу (13.1), а затем строят угол 0, обычно равный
60 или 65° с радиусом закругления г. При конструировании обяза-
9 Зак. 639
257
тельно необходимо провести графические построения зуба, что явит-
ся проверкой расчетных значений.
Усиленная и параболическая формы зуба применяются при усло-
вии, когда осевой шаг и -у-^3; при значениях ts и -j-,
меньше указанных,—трапецеидальная форма зуба.
13.2. Высокопроизводительные фрезы с остроконечными
зубьями из быстрорежущей стали и фрезы, оснащенные
твердым сплавом
Основные конструктивные элементы. Диаметр фрезы D
определяет число и форму зубьев, диаметр посадочного отверстия —
толщину стружки и отвод тепла.
Больший диаметр фрезы позволяет:
1) сделать для увеличенного диаметра
при постоянном шаге большее количество
зубьев, благодаря чему при одинаковой подаче
на зуб минутная подача, а следовательно, и
производительность возрастают;
2) увеличить массу фрезы и длину дуги
контакта фрезы с обрабатываемой деталью, за
счет чего улучшается теплоотвод, а следова-
тельно, увеличивается стойкость;
3) сделать большее посадочное отверстие,
т. е. применить более жесткую оправку, позво-
ляющую работать на высоких режимах без
вибраций.
Однако увеличение диаметра имеет и свои
недостатки, так как возрастают: 1) время на врезание; 2) крутя-
щий момент, а следовательно, расход электроэнергии; 3) расход
быстрорежущей стали.
Поэтому стремятся выбрать конструкцию фрезы с наибольшим
диаметром посадочного отверстия и возможно меньшим наружным
диаметром. При этом вначале назначается диаметр фрезы, а затем
диаметр оправки, или наоборот. Ориентировочно для цилиндриче-
ских и дисковых фрез при небольшой ширине фрезерования прини-
мают
£>«10/тах, (13.6)
где fmax — максимальная глубина фрезерования.
Если ширина фрезерования большая, D~20/max. Наиболее пра-
вильный путь второй: выбирают вначале диаметр посадочного от-
верстия или диаметр оправки, затем все остальные конструктивные
элементы фрезы (рис. 13.2):
D = d+2m+2H, (13.7)
где d — диаметр оправки; т — толщина тела фрезтл; Н — высота
зуба.
258
Рис. 13.2. Основ-
ные конструктив-
ные размеры ци-
линдрической фре-
зы
Диаметр оправки d рассчитывается по силам, действу-
ющим на оправку, с учетом одновременного действия изгиба и кру-
чения. Расчетная схема (рис. 13.3, а) представляет собой балку, за-
щемленную одним концом, другой конец которой лежит на опоре
свободно:
мкр = р4; ^=4 4;
•Л^привед = 0,35Мизр 0,65 ]/~ Л4изг + Л4кр , (13.8)
где ЛГизг — изгибающий момент сил, действующих на оправку;
Мкр — крутящий момент, действующий на оправку.
Рис. 13.3. Расчетная схема для определения диаметра оправки и направления
осевой силы
Зная, что момент сопротивления круглого сечения IF=O,ld3,
можем определить диаметр оправки:
з / Том
d = y , (13.9)
где Rb —допускаемое напряжение на изгиб, МПа.
На практике обычно диаметр оправки рассчитывается редко.
Соотношение диаметров оправки d и фрезы D приблизительно рав-
но D= (2,5...3)d. Размеры диаметров оправки и фрезы, полученные
практическим путем, представлены в табл. 13.1.
Таблица 13.1
Диаметр фрезы, мм Диаметр оправки, мм
13 1 16 1 22 1 27 32 | 40 50 | 60
Цельной Сборной: 30 40 50 63 80 100 — —
торцевой — — — 80 100 125 160...250' —
дисковой — — — 100 125 160 200...315 —
цилиндрической — — — — — 100 125...200 250
9*
259
Число зубьев — важнейший элемент, от которого зависит тор-
цевой шаг tr^nD/Z, а также работоспособность фрезы. Чем мень-
ше зубьев у фрезы одного и того же диаметра, тем больше объем
канавок для размещения стружки. Это обстоятельство особенно
важно для выполнения черновых работ. Чем больше зубьев, тем вы-
ше плавность работы фрезы и меньше величина сил резания, прихо-
дящихся на один зуб. Поэтому число зубьев и форма их должны
быть оптимальными.
Число зубьев фрез можно определить по эмпирической форму-
ле, установленной практическим путем:
Z = mV~D, (13.10)
где D — диаметр фрезы; т — коэффициент, зависящий от условий
работы и конструкции фрезы.
Значения коэффициентов т для некоторых типов фрез сле-
дующие:
цилиндрических
цельных с крупным зубом 1,1
то же с мелким зу-
бом 1,8
цилиндрических
сборных (делается толь-
ко с крупным зубом) 0,8
торцевых цельных с
крупным зубом 1,1
то же с мелким зу-
бом 1,8
торцевых сборных 1,1... 1,2
дисковых с мелким
зубом 2
Необходимо отметить, что сборные фрезы вначале вычерчива-
ются ориентировочно, рассчитываются, а затем вычерчиваются
окончательно.
Если известны конкретные условия работы фрезы, число зубьев
можно определить по формулам £102]. При обдирочных работах 2
рассчитывается для цилиндрических, концевых, дисковых, шлице-
вых и фасонных фрез из условия размещения стружки:
0,2D
г- ,„.5д0.5 . (13.11)
4max°Zmax
а для торцевых
0,6D
Z = .0.5-7.5 '". (13Л2)
*max*Zmax
где D—диаметр фрезы, мм; /тах — максимальная глубина фрезеро-
вания, мм; sZinax — максимальная назначенная подача, мм/зуб.
Исходя из условий обеспечения наибольшего числа переточек
при работе с небольшими припусками
Z = (13.13)
4ix
260
где i — число переточек; х — толщина слоя металла, снимаемого за
одну переточку, мм.
При расчете числа зубьев необходимо помнить, что с уменьше-
нием их числа сила резания и потребляемая мощность уменьшают-
ся. В случаях, когда необходимо уменьшить силы резания, число
зубьев уменьшают по сравнению с расчетным или рекомендуемым
значением. Равномерность работы при этом обеспечивают за счет
увеличения угла наклона стружечной канавки.
Из условия равномерности фрезерования число зубьев фрезы
можно определить по формуле
Z = nDctgco^ (13.14)
где D — диаметр фрезы, мм; о — угол наклона винтовых канавок,
град; В — ширина фрезерования, мм; К — любое целое число, обыч-
но равное 2 или 3.
Для удобства определения Z по приведенным формулам со-
ставляются номограммы.
Направление винтового зуба. Наиболее просты в изготовлении
фрезы с прямыми канавками (см. рис. 12.1, а), но по целому ряду
показателей они уступают фрезам с винтовым зубом. Основные пре-
имущества фрез с винтовыми канавками следующие: 1) большая
плавность работы; 2) выше стойкость; 3) выше класс шероховато-
сти обработанной поверхности; 4) ниже себестоимость обработки.
Следует отметить, что фрезы цилиндрические и концевые обя-
зательно изготовляются с винтовым зубом. Однако при работе фрез
с такими зубьями возникает осевая сила Q, направление которой
определяется направлениями вращения фрезы и стружечной канав-
ки. Показанная на рис. 13.3, б фреза имеет правое направление
зубьев и левое вращение. Осевая сила Q4b таком случае стремится
затолкнуть оправку в гнездо шпинделя станка. Указанные сочета-
ния направлений стружечной канавки и вращения фрезы будут про-
тивоположными и благоприятными для процесса резания, так как
при этом нет дополнительных нагрузок на элементы крепления фре-
зы в шпинделе станка.
В случае крутого зуба винтовой канавки ®=45...60° на оправке
ставят две цилиндрические фрезы с разным направлением винто-
вых канавок.
В таком случае осевые составляющие уничтожают друг друга,
но фрезы надо ставить так, чтобы осевые силы сжимали фрезы ме-
жду собой. Такие фрезы получили название составных (см. рис.
12.13). На их торцах имеются выступы и впадины, обеспечивающие
перекрытие режущих лезвий одной фрезы режущими лезвиями
Другой.
Что касается направления винтовых канавок у концевых фрез,
то оно должно быть одинаковым с направлением вращения, хотя
при этом осевая составляющая сил резания будет стремиться вы-
тянуть фрезу с оправки (рис. 13.4). В противном случае величина
261
Рис. 13.4. Схема сил,
действующих на винто-
вые зубы концевой фре-
зы:
а — с правым направлением
канавок; б — с левым
передних углов имеет отрицательное значение и затрудняется вы-
ход стружки.
Фрезы, оснащенные твердым сплавом. При обработке сталей
такими фрезами, особенно концевыми и дисковыми, необходимо
увеличивать жесткость оборудования, точность настройки и т. д.
Иначе эффект от применения твердого сплава при фрезеровании
уменьшается. Оснащение фрез пластинками
твердого сплава обычно осуществляется
либо механическим креплением их к резцам,
закрепляемым в корпусе, либо припайкой.
У мелких фрез рабочая часть выполня-
ется целиком из пластифицированного твер-
дого сплава и закрепляется в державке.
В отдельных случаях могут изготовляться
фрезы целиком из твердого сплава (моно-
литные фрезы). При изготовлении специаль-
ных фрез стремятся использовать стандарт-
ные твердосплавные пластинки, а в необхо-
димых случаях используют специальные
пластинки. ГОСТ 2209—66 предусматривает
для оснащения фрез, помимо пластинок
общего назначения, винтовые пластинки и
монолитные коронки. Винтовыми пластин-
ками оснащают фрезы диаметром 62...
125 мм (ГОСТ 8721—69) и концевые диамет-
ром 16...50 мм (ГОСТ 20539—75). Коронка-
ми оснащают концевые фрезы диаметром
10...22 мм (ГОСТ 8720—58).
На рис. 13.5, а схематично показан один
из способов крепления напайных вставных
зубьев-резцов. Такое крепление достаточно
надежное и используется в случае приме-
нения резцов большого сечения. Однако от
зажимных винтов на вставных зубьях
остаются лунки, которые затрудняют по-
следующую перестановку ножей (резцов). Сборка таких фрез осу-
ществляется по шаблону с последующей заточкой фрезы в сборе.
Чтобы исключить появление лунок на ножах при закреплении,
крепление их осуществляется с помощью клиновых втулок, которые
запрессовываются в корпус фрезы, а затем крепятся с помощью
винтов.
Крепление ножей для цилиндрических фрез с помощью цилин-
дрического штифта с лыской, срезанной под углом 3...50, представ-
лено на рис 13.5, б (типы А и Б). Нож с гладкими сторонами и ос-
нованием вставляется в профрезерованный паз корпуса фрезы.
В корпусе имеются отверстия под штифты, причем для надежного
крепления ножа необходимо обеспечение с большой точностью рас-
стояния от центровой линии отверстия под штифт до задней опор-
ной стенки ножа. При несоблюдении этого условия при запрессовке
262
штифта последний будет или проходить глубоко в отверстие или вы-
ступать за торец фрезы.
Крепление ножа, показанное на рис. 13.5, б (тип Б), аналогич-
но креплению ножа в конструкции типа А. Отличие заключается в
форме паза в корпусе. Если для конструкции типа А отверстие под
штифт получают сверлением, для конструкции типа Б — протягива-
нием или фрезерованием.
Тип А Тип 5 Тип В
Рис. 13.5. Способы крепления зубьев и ножей в корпусах фрез
Крепление ножей в корпусе фрезы может осуществляться с по-
мощью радиального клина и винта (тип В), втулки и винта (тип Г),
срезанной втулки и винта и т. д. Однако все перечисленные конст-
рукции крепления ножей в корпусе фрезы имеют один общий недо-
статок: после переточек они не позволяют регулировать диаметр
фрезы за счет выдвижения ножей в радиальном направлении.
На рис. 13.5, б (типы Е и Ж) представлены конструкции креп-
ления ножей, имеющих рифления на опорной поверхности. Крепят-
ся такие ножи или с помощью гладкого клина (тип Е: 1 — клин,
2 — нож) или за счет клиновидной формы ножа (тип Ж). При пере-
точках нож может быть переставлен на одно или несколько рифле-
ний в радиальном направлении, чем сохраняется диаметр фрезы.
Однако изготовление ножей и пазов с рифлениями более трудоемко.
Практикой установлено, что общий срок службы фрез с креплением
ножей типа Е и Ж значительно выше по сравнению с конструкция-
ми типа А, Б, В, Г, Д, что компенсирует указанный недостаток.
263
Дисковые сборные фрезы, оснащенные пластинками твердого
сплава, в принципе ничем не отличаются от сборных фрез с зубья-
ми из быстрорежущей стали (рис. 13.6). Такие фрезы изготовляют-
ся трехсторонними (рис. 13.7) (ГОСТ 5808—67) и двусторонними
(ГОСТ 6469—69) и имеют размеры: £>=90...350, d=27...6O, Z=8...2O
и ширину В=16...3О мм. На рис. 13.8 показан способ крепления но-
жей с помощью рифлений. Шаг рифлений Sp может быть равен 0,75;
Рис. 13.Ь: Дисковые фрезы:
а — трехсторонняя с разнонаправленным зубом; б — дву-
сторонняя
Рис. 13.7. Дисковая трехсторонняя фреза с напаянными пластин-
ками твердого сплава
1,0 и 1,5 мм. Ножи 1 и пазы корпуса 2 имеют клиновой уклон в 5° и
2°30'. Рифления в корпусе фрезы обычно располагаются в осевом
направлении. Перед переточкой фрезы ножи перемещаются на одно
рифление из положения / в положение II. При этом наружный диа-
264
метр получит приращение 2SP, где Sp — шаг рифлений. По торцу
нож выдвинется на величину
S_ tg2°30'
ДЛ = tg 5°-----® °’5S₽ ММ‘ (13-15)
Недостатком такого способа крепления является трудоемкость
изготовления рифления на ножах и в пазах корпуса, а также сборка
Рис. 13.8. Схема крепления ножей с рифлениями
*• в сборных фрезах
фрезы. Чаще применяются рифления в радиальном или осевом на-
правлении с одним уклоном в направлении рифлений. В этом случае
возможно регулирование только одного размера фрезы: по диамет-
ру или торцу. Кроме того, в дисковых фрезах при применении приз-
матических ножей крепление последних может осуществляться
гладкими клиньями с углом 3...5°.
На рис. 13.9 показана цилиндрическая фреза, оснащенная вин-
товыми твердосплавными пластинками. Пластинки 2 располагают-
ся в корпусе фрезы 1 в шахматном порядке. Для обеспечения дроб-
ления стружки на стыках 3 пластинок выполняются канавки 4 глу-
биной 0,5 мм и шириной до 2 мм с углом профиля 120° или с
оформлением профиля по радиусу. Геометрические параметры в
главной секущей плоскости имеют следующие значения: уп = — 5°,
а„=18, ш= 14...30°.
На рис. 13.10 представлена высокопроизводительная концевая
фреза с монолитной твердосплавной коронкой. Производительность
этих фрез по сравнению с быстрорежущими выше в 2...5 раз. В нор-
мальном сечении А—А зубья делаются криволинейными и очерчи-
ваются дугой радиуса R = 0,7D, передний угол составляет у=0,
задний — ап=20°. Угол наклона винтовых канавок со=25°.
Наибольшее распространение и применение получили сборные
торцевые фрезы, оснащенные твердым сплавом. Ножи и клинья для
таких фрез стандартизованы.
265
Характерной особенностью твердосплавных торцевых фрез яв-
ляется то, что передние углы у них в основном отрицательные. Гео-
метрические параметры твердосплавных фрез и рекомендуемые
значения углов у, а и X, предназначенных для обработки различных
материалов, представлены на рис. 13.11 и в табл. 13.2.
Помимо приведенных в таблице значений углов у, а и X, необ-
ходимо учитывать следующее:
266
Таблица 13.2
Обрабатываемый материал Ъ град X, град а, град
Сталь, аь < 800 МПа +5 15 15 Сталь, аь = (800... 1200) МПа —5.'..—10 15 15 Сталь, аь > 1200 МПа —15...—20 15 15 Чугун +5... 4-10 0...10 10 Легкие сплавы (алюминиевые, магние- 4-10...+15 0...10 15...20
вые и др.)
ных твердым сплавом
1) при резании мягких сталей передняя поверхность ножей вы-
бирается с упрочняющей фаской (см. рис. 13.11) либо без фаски;
2) при использовании твердого сплава Т5К10 вместо твердого
сплава группы ВК значение отрицательного переднего угла у уве-
личивают в среднем на 10°;
3) для дисковых фрез при обработке сталей у увеличивают на
5...10°;
4) у концевых фрез направление винтовой канавки должно
быть одинаково с направлением вращения. Передний угол в про-
дольном сечении обычно больше нуля, но затачивается фаска с
у=— 5° шириной 1,5...2 мм;
5) при повышенных требованиях к шероховатости обработанных
поверхностей на переходных лезвиях торцевых фрез затачиваются
участки с ф0=0 (см. рис. 12.17);
267
6) допускаемое биение перпендикулярно к режущим лезвиям
для смежных зубьев составляет не более 0,04...0,08, а для противо-
положных зубьев — 0,08...0,12 мм, торцевое биение — не более
0,05...0,1 мм;
7) в случае снятия больших припусков необходимо применять
ступенчатое расположение зубьев (см. рис. 12.15) со снятием при-
пуска в соотношении >&2>&з-
13.3. Фрезы с затылованными зубьями
Некоторые сведения о затылованных кривых. С затылованны-
ми зубьями обычно выполняются фасонные фрезы. Основными тре-
бованиями, предъявляемыми к задней затылованной поверхности
зуба фрезы, являются: 1) обеспечение постоянства профиля, т. е. не-
изменности высоты профиля в любом радиальном сечении при усло-
вии, что переточка производится по передней поверхности; 2) обес-
печение постоянства заднего угла в любой точке задней поверхно-
сти; 3) простота затылования.
Для остроконечного зуба (рис. 13.12, а) первых два условия не
обеспечиваются. В сечении 1—1 задний угол ct(i) и высота профиля
Рис. 13.12. Остроконечный (а) и затылованный по логарифмической
спирали (б) зубья фрез
больше значений этих же параметров в сечении 2—2. Однако досто-
инством такой формы затылования является хорошая технологич-
ность изготовления плоских задних поверхностей фрез.
Условию обеспечения постоянства профиля и угла а затыло-
ванного зуба в любом сечении удовлетворяет только одна логариф-
мическая спираль. Для доказательства сказанного построим в по-
лярных координатах кривую (рис. 13.12, б), на которой возьмем две
точки 1 и 2. По условию углы между касательными и перпендику-
лярами к радиус-векторам, проведенным через точки 1 и 2, т. е.
268
задний угол а и дополнительный к нему угол 0, должны быть посто-
янны.
Из аналитической геометрии известно, что тангенс угла 0 на-
клона касательной к радиус-вектору р равняется отношению функ-
ции к ее первой производной:
tg₽=4.
р
(13.16)
где р = aemQ — уравнение логарифмической спирали.
Но tga = —5— = ctg р, так как a + Р = 90°. Тогда
tg ₽
или
tga = т == const. (13.17)
Логарифмическая спираль дает воз-
можность сохранить постоянство заднего
угла только в точках профиля, расположен-
ных у наружного диаметра фрезы. Если
взять любую другую кривую профиля, рав-
ноотстоящую от логарифмической спирали,
то такую кривую принято называть конхои-
дой. Конхоида не обеспечивает постоянство
заднего угла профиля во всех его точках, а
поэтому второе условие, предъявляемое к
затылованной поверхности, не удовлетворя-
ется. Кроме того, сложность изготовления
зубьев, очерченных по логарифмической
спирали, а также непостоянство задних
Рис. 13.13. Архимедова
спираль
углов в радиальном направлении по высоте
профиля ограничивают применение логарифмической спирали в ка-
честве затылочной кривой. Поэтому наибольшее распространение
в качестве кривой для затылования поверхности зубьев фрез полу-
чила архимедова спираль.
Архимедову спираль можно представить как траекторию точки,
движущейся по радиус-вектору с постоянной угловой скоростью.
Уравнение архимедовой спирали в полярных координатах
(рис. 13.13) записывается в виде
р = 60, (13.18)
где р — радиус-вектор; b — постоянный коэффициент; © — текущий
полярный угол, рад.
Тангенс заднего угла
tga = -2- = = 4" = — const. (13.19)
р Ьв 0 р
Основные свойства архимедовой спирали, применяемой в качест-
ве затылочной кривой следующие: 1) задний угол а в различных
269
сечениях непостоянный (а(1) =5^ а(2), см. рис. 13.13), но в пределах
ширины зуба его изменение не превышает 2°; 2) конхоиды дают
меньшее изменение задних углов, чем конхоиды логарифмических
спиралей, и это изменение не превышает 2°; 3) закон движения
прост: точка равномерно (с постоянной скоростью) движется по ра-
диус-вектору, который вращается с постоянной угловой скоростью;
4) простота изготовления кулачка для затыловочного станка.
Рис. 13.14. Схема затылования зубьев фрез на токарно-затыловочном
станке
На рис. 13.14 представлена схема затылования по спирали Ар-
химеда зубьев фрез на токарно-затыловочном станке. Затылование
обеспечивается посредством равномерного вращения заготовки и
поступательного движения резца перпендикулярно к оси детали.
Величина затылования К, или величина спада затылка, определяет
величину заднего угла а. Установим зависимость между величина-
ми К и а. Для этого развернем криволинейный треугольник АВС до
прямоугольного с прямым углом В. Из этого треугольника имеем
K=ABtga,
но
тогда
tf = -y?tga. (13.20)
£
На практике величину затылования К определяют следующим
образом: вначале в зависимости от условий работы выбирают
задний угол а, а затем рассчитывают величину затылования К- Сле-
дует отметить, что величина затылования К. будет величиной подъ-
ема спирали на кулачке за один его оборот. Кулачки для затыло-
вочных станков обязательно имеют клеймо, показывающее, для ка-
кой величины затылования К они предназначены. Весьма важным
является тот факт, что кулачок, рассчитанный для определенной ве-
личины К, можно использовать при любом числе зубьев затылуемой
фрезы.
270
Конструктивные элементы и геометрические параметры заты-
лованных фрез. В большинстве случаев фасонные фрезы делают на-
садными. Они должны удовлетворять следующим условиям: 1) об-
ладать достаточной прочностью зуба и значительной его толщиной
с целью обеспечения большого числа переточек; 2) иметь достаточ-
ные размеры канавок между зубьями, чтобы обеспечить размеще-
ние стружки и выход затыловочного резца или шлифовального кру-
Рис. 13.15. Элементы затылованного
зуба
га при затыловании; 3) фасонные фрезы, как и фрезы с остроконеч-
ным зубом, должны иметь возможно меньший размер наружного
диаметра.
Из рис. 13.15 видно, что диаметр фрезы равен
D = d+2m+2H мм, (13.21)
где d — диаметр оправки (посадочного отверстия)., мм; т — толщи-
на тела фрезы, мм; Н — высота зуба фрезы, мм.
Диаметр оправки d можно выбрать в зависимости от высоты
профиля детали Лд:
Лд,мм до 5 6...10 11...20 21...30
d, мм 22 27 32 40
Величину т можно определить в зависимости от величины d:
m=(0,3...0,5)d, (13.22)
причем чем меньше d, тем большее следует брать значение коэффи-
циента при d, т. е. тем больше будет т.
Значение Н можно определить, зная величины h, К и г, т. е.
H=h+K+r, (13.23)
где h = Ад + (1...3) мм; К = ^tga, а г = 1...5 мм.
Диаметр фрезы обычно определяют из соотношения D&2,5d.
Зная D, рассчитывают число зубьев
(13.24)
^окр
271
В свою очередь
5окр=ЛЛ, (13.25)
где А — постоянный коэффициент. Для черновых фрез Л = 1,8...2,5,
для чистовых — 1,3... 1,8.
В общем случае расчетная схема конструктивных элементов с
затылованным зубом сводится к определению £>, d, Z, расчету эле-
ментов зуба //, вычерчиванию и окончательному уточнению ее раз-
меров.
Для фасонных фрез характерно то, что при большем диаметре
фрезы необходимо выбирать меньшее число зубьев. Это объясняет-
ся тем, что с увеличением диаметра фрезы возрастает величина /С,
а значит, и общая высота зуба. В результате зуб будет тонким, не-
жестким. Если искусственно утолстить зуб, К еще больше возрастет,
а следовательно, еще больше увеличится И. Практикой установле-
но, что толщина зуба С должна быть равна (0,8... 1) Л, а угол
канавки G — в пределах 18...30°. С целью упрощения измерений на-
ружных диаметров при изготовлении фрезы число зубьев должно
быть четным.
Следует отметить, что фасонные фрезы с затылованным зу-
бом — сугубо специальный инструмент, а поэтому стандартов на
них нет; исключение составляют радиусные, зуборезные дисковые
модульные и пазовые фрезы.
272
Геометрические параметры фасонных фрез. При наличии перед-
него угла у, который способствует улучшению процесса резания,
глубина профиля детали и фрезы будет неодинакова. Чтобы облег-
чить работу конструкторам, на заводах обычно делают фрезы с
у = 0. Однако стойкость, а следовательно, и производительность
фрез при этом ниже, чем у фрез с положительным передним углом.
В условиях массового и крупносерийного производства фасонные
Рис. 13.17. Фрезерование открытого Рис. 13.18. Схема двустороннего за-
профиля без поворота (а) и с пово- тылования фрезы (б) (1 — фреза,
ротом (б) изделия 2 — резец затыловочный), предназна-
ченной для фрезерования закрытого
профиля (а)
фрезы проектируют с положительным передним углом. При этом
делают специальный коррекционный расчет размеров профиля фре-
зы, необходимый для проектирования затыловочного (резца) и
измерительного инструмента (шаблона). Если точность профиля
обрабатываемой детали невелика, допускается применение фасон-
ных фрез с углом 7= +5° без проведения коррекционных расчетов.
Задний угол на боковых сторонах профиля (рис. 13.16, а...в)
тем меньше, чем больше режущее лезвие отклоняется от линии, па-
раллельной оси фрезы, т. е. чем меньше главный угол в плане <р.
Так как для обычных резцов
tgaJV = tganpcos<p,
можно записать для фрезы
t g an = tg a cos (90°—<p)
или
tg an = tg asin q>. (13.26)
Последняя формула справедлива лишь для точек профиля фрезы,
лежащих на ее вершине. Для любой точки х профиля
tga„x = tga sin ф. (13.27)
гх
Учитывая, что tga = — = где А = — = const, можно отметить,
лР “х л
273
что чем меньше величина Rx, тем больше величина заднего угла.
На практике выбирают значение заднего угла в пределах 8... 15°.
Чтобы увеличить угол <р (рис. 13.17, а), а следовательно, и
угол а, фрезерование открытых профилей производят при наклон-
ном положении оси детали 1 относительно оси фрезы 2 (рис.
13.17, б).
Фрезы, предназначенные для обработки закрытых фасонных
Рис. 13.19. Схема коррекционного расчета профиля фасонной
фрезы с затылованным зубом при
профилей (рис. 13.18, а), обычно затыловывают двумя фасонными
резцами,.как показано на рис. 13.18, б. Однако ширина зуба у таких
фрез от передней поверхности к спинке изменяется, а следователь-
но, будет изменяться после переточки фрезы ширина профиля обра-
ботанной детали. Чтобы избежать этого явления, фрезу делают
сборной с замками на торцах ее половинок, а между ступицами по-
сле переточек ставят прокладки.
С целью увеличения боковых задних углов и повышения стой-
кости в последнее время переходят к фасонным фрезам с остроко-
нечным зубом. Однако применение этих фрез ограничено, так как
ими можно обрабатывать детали только открытого профиЛя.
Корректирование профиля фасонной фрезы при наличии перед-
него угла. Приведем коррекционный расчет профиля затылованной
по спирали Архимеда фрезы, предназначенной для обработки про-
филя детали трапецеидальной формы.
Пусть С — конечная точка профиля на зубе фрезы (рис. 13.19).
Если снести эту точку по дуге с радиусом Ri — OC в точку С\ на вер-
тикальную ось фрезы ОА, то отрезок ACi даст нам высоту профиля
изделия /ги. Но эта высота не равна соответствующему отрезку про-
филя фрезы АС2, если измерять ее в радиальной плоскости ОА, так
274
как профильная поверхность зуба очерчена не по окружности, а по
спирали Архимеда.
Высоту профиля на фрезе мы получим, если отнесем точку С
по спирали в точку С2. Отрезок АС2 будет равен высоте профиля
фрезы Лф. Как видно из рис. 13.19, йф меньше йи на величину ДА,
поэтому профиль затыловочного резца, применяемого для изготов-
ления фрезы, должен быть соответствующим образом скорректиро-
ван. Как видно, задача сводится к нахождению величины Дй = йи—
— йф. Для этого рассмотрим криволинейные треугольники AAiA2 и
АА'А", Из подобия этих треугольников можно записать:
Ah___ф
К ~ е ’
откуда Дй — К—, но 8 = 360 . Тогда
е z
м, № 1 °
ДЙ =------ф .
360° т
В этой формуле неизвестен только угол ф. Для определения его
продолжим след передней поверхности зуба фрезы вправо от точки
А и из центра фрезы О опустим на него перпендикуляр. Далее
рассмотрим треугольник АОС, для которого можно записать
Р = У + Ф» где Р — внешний угол треугольника АОС. Тогда ф =
= — у. Из треугольника ОСВ угол £=arcsin—, но RX=R—ha.
Bi
В свою очередь из треугольника ОБА m = /?siny.
Таким образом, если воспользоваться системой простейших
уравнений, которые решаются последовательно, как и при коррек-
ционных расчетах резцов, определение профиля фрезы в радиаль-
ном сечении производится в следующем порядке:
m=R sin у; R\ = R—hn, •a m . sin p = — Ф=₽-у; Дй = 360° Йф = Йи — Дй. (13.28) (13.29) (13.30) (13.31) (13.32) (13.33)
Такие расчеты выполняются для всех узловых точек профиля
фрезы. Размеры, параллельные оси фрезы, не искажаются.
Для контроля правильности изготовления фрезы ее профиль
должен проверяться шаблоном в плоскости передней поверхности.
По теореме синусов из треугольника АОС запишем
AC hn sin ф>
ОС RI sin у ’
275
откуда
h = 7?! sin i|)
sin у
Для подсчета высоты профиля в плоскости передней поверхности
последовательно решаем следующие уравнения:
m = R sin у; (13.34)
R1 = R — ha', (13.35)
sinp = —; Ri (13.36)
if = p-y; (13.37)
R, sin гр
ha =—L—1. n sin у (13.38)
Все коррекционные расчеты сводим в таблицу, как это было
проделано при коррекционных расчетах профиля фасонных резцов.
Рассмотрим пример коррекционного расчета профиля фрезы,
предназначенной для обработки детали, изображенной на
рис. 13.20, а, если известно, что материал детали сталь 45, ав =
= 500 МПа.
Расчет производим в соответствии с изложенной методикой,
пользуясь данными книги [132] профиль строим по точкам. Опреде-
ляем координаты узловых и дополнительных точек профиля детали
(рис. 13.20, б). Выбираем: Л2=1,5; Zi3 = 4; /ц = 7; й5=10; /i6=ll мм.
Известно, что длина хорды а = 2угй/?— й2, где h — высота
сегмента:
In = /1 + V2hnR-h2n. (13.39)
Подставляя значения Zb/in и /?, определим значения Z2, Z3, • • •> Z6. Они
равны: Z2= 11,538; 13= 15,198; Z4= 17,689; Z5 = 19,142; Z6= 19,457.
В свою очередь
, hQ — л5
Iq =----2--- ~ О’* мм.
Определяем исходные данные для расчета профиля фрезы. Наи-
большая высота профиля детали h3 = 10 мм (по чертежу). Радиус
наружной окружности фрезы /? = /?! = 42,5 мм (табл. 9 [132]). Пе-
редний угол фрезы у = 20о±5'. Проверим достаточность рекоменду-
емой величины затылования. По табл. 9 [132] /С=5 и Z=12:
if TtD г . KZ 5 • 12 л qqjq
Л = —— tga tga =----------- =------= 0,2248 или
Z nD л-85
a = 12°.
Для определения бокового заднего угла «б проведем некоторые
расчеты. Из рис. 13.20, в запишем:
276
<₽А = arctg = arctg А ~ 27°;
ФС = arctg = arctg = arctg 20°;
tg^c = tgasin^A;
tg a„c = tg 12° sin 20° -^4 = 0,1007,
<32, о
откуда anC = 6°.
Рис. 13.20. Схема коррекционного расчета профиля фасонной фрезы
для обработки профиля конкретной детали
277
Это значение бокового заднего угла больше минимально до-
пустимого, поэтому можно принять величину затылования К=
= 5 мм, не прибегая ни к каким методам увеличения боковых зад-
них углов.
Для расчета координат узловых точек строим расчетную схему
(рис. 13.20, а). Задача сводится к нахождению высоты профиля
фрезы в радиальном сечении Н2, Н3, ..., Н9 и в плоскости перед-
ней поверхности т2, т3, ..., тв, т. е. к нахождению величин отрезков
1—2р, 1—Зр, ..., 1—6р, а также — 1 — 2, 1—3, ..., 1—6. Обоз-
начим углы О1В = у через ух, угол О2В — у2.... 06В — ув; угол
102 — ф2, угол 103 — ф3, ..., угол 106 — ф6. Кроме того, обозначим
радиусы О — 1—R через 7?х, О — 2 — R2, ..., О — 6 — Re.
Анализ расчетной схемы показывает, что высота профиля
фрезы Нп до точки п, измеренная в радиальном направлении,
равна высоте профиля изделия hn до этой же точки минус величи-
на спада затылка (или приращение радиус-вектора на угле фп
между радиус-векторами в точках 1 и п):
Hn-hn-d^n- (13.40)
Дифференциальное уравнение спирали Архимеда имеет вид
dp = bdQ (13.41)
или
</рфп = Ьфп.
Проинтегрировав последнее уравнение, получим
р = № (13.42)
или b = gp но -g- = tg а.
Тогда & = р tg а. Определим tg а, зная, что
г, 2л7? * а
К =--------------------tga; tga = ——,
Z 6,5 2nR
тогда
& = ----тг- (13.43)
2л R
Для первой точки, лежащей на наружном диаметре фрезы,
спад затылка для любой точки затылочной кривой одинаков.
Поэтому p = R, а
Ь = ~¥~- (13.44)
Подставим полученное значение b в дифференциальное урав-
нение спирали Архимеда:
0 °
dpt„ = KZ -J2 = KZ -2L- = ЬК , (13.45)
" 2л 360° п '
Из рис. 13.20 видно, что фп=Уп—у, так как угол уп является
278
внешним углом для любого из треугольников 102, 103, .... 106
и равен уп = фп+у. В свою очередь
• >п _ .
у = arcsin р-, a m = 7?siny.
Из расчетной схемы Rn = R — hn.
Таким образом, запишем окончательно порядок последовательно-
сти решения:
m = R sin у;
Rn=R — hn\
т
sinv„ = v
= y;
A = -^;
360°
= Аф„;
Hn = hn-^Kn.
Решив эти уравнения, можно определить глубину профиля фрезы
в радиальном сечении. Эти же уравнения необходимы для расчета
профиля затыловочного резца.
Анализируя расчетную схему, составляем ряд уравнений для
расчета глубины профиля фрезы вдоль передней поверхности.
Эти данные необходимы при построении профиля шаблона и для
контроля профиля фрез. Как видно из рис. 13.20 (сечение В—1),
тп = В— 1 —В — п.
Обозначим отрезок В — 1 через С, а В — п через Сп. Тогда из
треугольника 0В1 запишем:
С — R cos у; m = /?siny,
а для других точек профиля из треугольников ОВ2, ОВЗ, ..., ОВ6:
„ п . т
C„ = 2?ncosy„; sinyn = ^-,
a Rn = R — hn. Выпишем расчетные уравнения в порядке последо-
вательности решения задачи:
m = ₽siny; Rn=>R — hn; sinyn = ^-;
С = Rcosy; C„ = ₽„cosyn; rn = C — Cn.
В связи с тем, что некоторые уравнения для определения И и т
общие, удобнее производить вычисление Н и т одновременно,
решая последовательно ряд следующих уравнений:
m=/?siny; (13.46)
С—R cosy, (13.47)
279
Таблица 13.3
Расчетная формула Обозначение размера Численная величина размера Логарифм размера
R 42,5 1,62839
m = /?sin у sin у sin 20° 1,53405
т 14,536 1,16244
Д=—; (13.48)
360° '
Rn=R-hn; (13.49)
sinY„ = ^; (13.50)
'п
Сп —Rn cos yn; (13.51)
Xn=C-Cn; (13.52)
4pn=Vn-Y; (13.53)
hKn=A$n; (13.54)
H=hn-AKn. (13.55)
Все вычисления Следует внести в табл. 13.3, несмотря на их
некоторую повторяемость (в таблице приведен пример расче-
та т). Такая последовательность записи расчета позволит произ-
водить все вычисления без дополнительных записей, а также де-
лает удобной проверку расчетов.
Имея координаты узловых и дополнительных точек Н и I
в радиальном сечении, т и I в сечении передней поверхности зуба,
можно построить профиль фрезы в радиальном сечении и в плос-
скости передней поверхности. Рабочий чертеж на фрезу разраба-
тывается в соответствии с рис. 63 [132], а по табл. 9 (там же) опре-
деляют все необходимые параметры конструкции фрезы.
13.4. Ротационные фрезерные головки
Ротационные фрезерные головки предназначены для обра-
ботки плоских поверхностей методом торцевого фрезерования.
С учетом особенностей фрезерования, т. е. ударного процесса
нагружения режущих элементов, переменности сечения среза по
длине реза, прерывистости реза и других, к подшипниковым
узлам фрезерного ротационного инструмента предъявляются по-
вышенные требования в отношении их жесткости. Кроме того, рез-
цовые узлы ротационных фрезерных головок должны быть ком-
пактными, быстросменными и удобными при заточке и восстанов-
лении их режущих элементов. Главной особенностью резцовых
узлов головок с учетом указанных требований является минималь-
ный вылет режущего лезвия относительно радиальной опоры. Кон-
280
структивные элементы резцовых узлов ротационных головок по-
казаны на рис. 13.21 [51].
В корпусе 13 (рис. 13.21, а) подшипникового узла запрессо-
ван вкладыш 4 из антифрикционного металлокерамического
сплава, который своим торцом опирается на упорный подшип-
ник 5 и воспринимает осевую нагрузку. Выбор осевого люфта
производится гайкой 11, винтом 8 и прокладкой 9. Для предот-
вращения перекоса при поджатии упорного шарикоподшипника
Рис. 13.21. Резцовые узлы ротационных фрезерных головок
281
предусмотрена опора, состоящая из двух частей 6 и 7, контакт-
ные поверхности которых имеют сферическую форму. Режущая
чашка 1 с помощью гайки 2 закреплена на валике 12. Защитная
шайба 14 и прокладка 3 (из войлока, фетра и др.) исключает
попадание грязи в подшипниковый узел. Для заполнения сво-
бодного пространства внутри узла маслом и при заточке режу-
щей чашки 1 необходимо вывернуть винт 10, не нарушая поло-
жения регулировочной гайки 11. Вращение валику 12 при заточке
передается через специальную шпильку, вворачиваемую в его
центральное отверстие. В процессе фрезерования циркуляция мас-
ла в узле осуществляется принудительно по центральному, затем
радиальным каналам валика 12, по спиральной канавке вклады-
ша 4 в свободное пространство, где расположен шарикоподшип-
ник 5.
При скоростном фрезеровании вместо опоры скольже-
jjhh устанавливают один или два игольчатых подшипника
(рис. 13.21, б). Такая конструкция отличается повышенной жест-
костью в осевом направлении, поскольку осевые усилия в этом
случае воспринимаются не гайкой, а жестким упорным кольцом.
Это обстоятельство особенно важно в случае расположения рез-
цовых узлов в корпусе фрезы на одном диаметре.
Крепление резцовых узлов в корпусе ротационной фрезерной
головки должно обеспечить получение необходимой величины
углов установки 0 и cdq. От величины угла 0, обычно равного
20...300 и заключенного между осью вращения режущей чашки
и нормалью к плоскости движения, зависит длина активного
участка режущего лезвия. Чем меньше угол 0, тем более каче-
ственная получается обработанная поверхность.
Плоскость наклона оси резца (на угол 0) разворачивают отно-
сительно вектора главного движения v на угол ©о. При этом сме-
щается активный участок режущего лезвия относительно его цент-
ра, что создает устойчивый крутящий момент на резце в процессе
фрезерования. С увеличением глубины резания этот угол необходи-
мо выбрать большим.
На рис. 13.22 представлена одна из конструкций универсаль-
ных фрезерных ротационных головок, у которой установочный
угол ©о можно изменять в широких пределах, а угол 0 обеспечи-
вается за счет соответствующей установки резцового узла в кор-
пусе фрезы.
В корпусе 1 головки выполнены посадочные отверстия под
углом 0 к оси втулок, в которые устанавливаются соответственно
числу зубьев втулки 9. В этих втулках закрепляются винтами 5
с контргайками 4 резцовые узлы 8, а сами втулки в корпусе за-
жимаются болтами 10. Для передачи крутящего момента от
шпинделя на фрезу служат шпонки 6. Осевой вылет режущих
лезвий настраивается регулировочными болтами 7, сферическая
головка которых упирается в установочный диск 3, прикреплен-
ный к корпусу винтами 2. Настройка осевого вылета режущих
282
л-л
Рис. 13.22. Универсальная ротационная фрезерная головка
лезвий производится вне корпуса фрезы, что позволяет произво-
дить замену резцовых узлов без съема фрезы со станка.
С помощью рассмотренной фрезерной головки осуществляется
ступенчатое фрезерование, т. е. припуск делится между резцами
по глубине резания. Разделение припуска вызывает необходи-
мость расположения резцовых узлов на разных радиусах
, #6. Величина разности между двумя соседними радиу-
сами зависит от tz и составляет 2...5 мм. Один из зубьев фрезы
делается зачистным. Он снимает небольшой припуск (Zz = 0,2...
0,3 мм) и обеспечивает 6...8 классы шероховатости обработанной
поверхности.
13.5. Основные направления совершенствования
конструкций фрез
Для острозаточенных фрез характерны следующие направле-
ния совершенствования [36, 84].
1. С целью повышения прочности зуба и увеличения объема
стружечных канавок у цилиндрических, дисковых и концевых
фрез следует уменьшать число зубьев. Кроме того, надо увеличи-
вать угол наклона стружечных канавок со до 45...60 °, так как это
повышает плавность работы и дает возможность увеличить подачу
на зуб, а следовательно, и минутную подачу.
2. Для уменьшения вибраций при фрезеровании, которые
являются следствием врезания зубьев с ударом в материал заго-
товки, шаг зубьев фрез необходимо делать неравномерным.
Для торцевых фрез свойственны следующие направления со-
вершенствования.
1. Величину главного угла в плане ф следует выбирать в за-
висимости от жесткости системы СПИД и требуемых оптимальной
стойкости и производительности. При фрезеровании жестких де-
талей с глубиной фрезерования t до 3 мм главный угол в плане
Ф = 20°, для / = 3...6 мм ф = 30°, для деталей средней жесткости
Ф = 45...60°, а при обработке взаимно перпендикулярных плоскостей
Ф = 90°. Увеличению стойкости торцевых фрез способствует заточ-
ка ее зубьев с переходным лезвием длиной 1...2 мм с ф0 = ф/2.
2. Для уменьшения шероховатости обработанной поверхности
необходимо, чтобы 2...3 зуба фрезы были выполнены в виде резца
конструкции В. А. Колесова и имели зачистное лезвие с фо = О
длиной f= 1; 2 мм при обработке сталей и f=5...1O мм при обработ-
ке чугуна.
3. При снятии относительно больших припусков за один про-
ход, когда мощность станка или жесткость системы СПИД недо-
статочны, рационально применять фрезы со ступенчатой заточ-
кой или установкой ножей (см. рис. 12.15). В этом случае среза-
ются стружки с большей толщиной, но меньшей шириной, умень-
шаются силы резания, что позволяет несколько увеличить произ-
водительность процесса фрезерования.
284
4, Применение фрез с двухлезвийными зубьями (рис. 13.23),
которыми за один ход стола можно обрабатывать одновременно
две детали. При этом деталь А обрабатывается наружными 1,
а деталь Б — внутренними 2 лезвиями зубьев. Такая обработка
увеличивает производительность в два раза.
5. Повышение производительности при фрезеровании чугуна
достигается за счет увеличения числа зубьев фрезы или за счет
Рис. 13.23. Схема обработки деталей фрезой с двухлезвийными
зубьями
Рис. 13.24. Отрезная фреза с подточкой стружечных канавок
применения двух- или трехлезвийных вставок. При расчете числа
зубьев для таких фрез принимают ориентировочно Z=Q,2D, в то
время как для обычных торцевых фрез Z=O,ID.
6. Выполнение неравномерного окружного шага.
Для отрезных фрез необходимо уменьшать число зубьев, де-
лать их разнонаправленными с <в = 5...10°, а переходные лезвия вы-
полнять с углом <ро=45°. Все это обеспечивает улучшение условий
работы. Кроме того, для лучшего проникновения СОЖ в зону ре-
зания на торцах фрез следует делать холодильники (рис. 13.24).
Необходимо учитывать, что внедрение фрез, оснащенных твер-
дым сплавом, может увеличить производительность на 20...25 % по
сравнению с фрезами из быстрорежущей стали. Однако применение
этих фрез требует увеличения жесткости системы СПИД, чисел
285
оборотов станка и изменения геометрических параметров инстру-
ментов.
При конструировании твердосплавных фрез необходимо по
возможности предусмотреть применение: 1) пластинок твердого
сплава для механического крепления; 2) стандартных спиральных
пластинок твердого сплава для оснащения фрез с винтовым зубом;
3) стандартных «коронок», или заготовок из пластифицированного
твердого сплава, для изготовления мелкозубых фрез; 4) раздель-
ную заточку ножей вне корпуса фрезы и быстросменное крепление
их в корпусе.
ГЛАВА 14. ПРОТЯГИВАНИЕ
14.1. Типы протяжек, их назначение. Конструктивные
и геометрические параметры
Протягивание является высокопроизводительным и сравни-
тельно точным способом обработки материалов резанием, приме-
няемым обычно для окончательного получения отверстий различ-
ной формы, а также для обработки плоскостей и наружных поверх-
ностей сложного контура. Протягиванием сравнительно легко до-
стигается стабильное получение 7...9-го квалитетов точности и
7.,.9-го классов шероховатости обработанной поверхности.
Протягивание в настоящее время широко используется не
только в массовом и крупносерийном производствах. Его примене-
ние является рентабельным даже при малых сериях, насчитываю-
щих примерно 200 деталей в год с круглым или 50 деталей с фа-
сонным отверстием.
По производительности протягивание стоит выше других про-
цессов обработки металлов резанием (до 750... 1000 заготовок
в смену). Например, обработка наружных поверхностей протяги-
ванием по производительности в 5... 10 раз выше, чем обработка
фрезерованием, а обработка отверстий — в 10...15 раз и более
выше, чем последовательная обработка зенкером и разверткой
и т. д. Это связано со специфическими особенностями процесса
протягивания по сравнению с другими процессами обработки мате-
риалов резанием. При протягивании срезание заданного припуска
производится большим числом зубьев, имеющих значительную дли-
ну лезвий. Протяжка является как бы инструментальной наладкой,
за один ход которой осуществляется комбинированная обработка
черновыми, чистовыми и выглаживающими зубьями.
Различают операции протягивания и прошивания. При про-
тягивании инструмент, представляющий собой длинный стержень
с постепенно увеличивающимися по размеру зубьями, работает на
растяжение, а прошивка проталкивается через отверстие и рабо-
тает на сжатие и продольный изгиб. В связи с тем что прошивка
реже применяется, в дальнейшем будут рассматриваться в основ-
ном протяжки и процесс обработки ими. Обработка поверхностей
протягиванием производится как на обычных горизонтально- и вер-
тикально-протяжных, так и на специализированных станках для не-
прерывного протягивания.
287
Протягиванием могут обрабатываться поверхности деталей
машин, расположенные как свободно, так и с необходимой точно-
стью относительно базовых поверхностей. В соответствии с этим
различают два основных метода протягивания: 1) свободного про-
тягивания; 2) координатного протягивания.
При свободном протягивании положение протянутой поверх-
ности определяется точностью размеров предшествующих опера-
ций, а при координатном — положение протянутой поверхности
относительно базовых поверхностей устанавливается за счет при-
менения специальных приспособлений.
Протяжки, применяемые в современном машиностроении, раз-
деляются в основном на два вида: внутренние, которыми обраба-
тываются замкнутые контуры, или отверстия, самой различной
формы, и наружные, используемые для обработки незамкнутых,
или открытых, наружных поверхностей.
Окончательное формирование протянутой поверхности про-
изводится путем срезания стружки или методом пластической де-
формации, т. е. протяжки могут иметь режущие или выглаживаю-
щие зубья. Режущими протяжками срезается слой металла,
а уплотняющими, или деформирующими, заглаживается и уплот-
няется поверхностный слой металла с целью получения высоких
классов шероховатости обработанной поверхности (до 9...10-го).
Протяжки по форме обрабатываемых отверстий можно разде-
лить на следующие виды: круглые, шлицевые прямобочные, шли-
цевые эвольвентные, елочные, многогранные и т. д. В свою очередь
наружные протяжки подразделяются по типу обрабатываемых по-
верхностей на плоские, полукруглые, фасонные и др. Кроме этого,
внутренние и наружные протяжки классифицируются по схеме или
принципу протягивания (профильные, или одинарные; групповые,
или прогрессивные, и генераторные, или смешанные).
Из всех типов протяжек, применяемых в металлообрабаты-
вающей промышленности, наиболее широкое распространение
получили протяжки, работающие по групповой, или прогрессив-
ной, схеме резания. В связи с этим конструктивные элементы
и геометрические параметры протяжек рассмотрим на примере
круглой протяжки переменного резания варианта групповой схемы
резания (рис. 14.1).
Протяжка состоит из хвостовика /, служащего для закрепле-
ния протяжки в станке посредством автоматического кулачкового
патрона. Крепление протяжки в станке может осуществляться
также клиновидной чекой или хвостовиком, имеющим резьбу для
ее соединения. К хвостовой, или соединительной, части протяжки
относятся шейка 2, переходной конус 3 и передняя направляющая
часть 4. Последняя обеспечивает центрирование и направление
протяжки при вхождении режущих зубьев в контакт с обрабаты-
ваемой заготовкой. Длина передней направляющей части /п.н для
протяжки среднего размера составляет до 2,5 ее диаметра и долж-
на быть не меньше
(14.1)
/п.н—/и4"0,5/реж ММ,
288
где /и — длина протягиваемого отверстия, мм; /реж — шаг режущих
зубьев, мм.
Форма передней направляющей в поперечном сечении соответ-
ствует форме отверстия до протягивания. Размеры ее устанавлива-
ются исходя из условий обеспечения ходовой или легкоходовой по-
садки 7-го квалитета точности, т. е. с гарантированным зазором
направляющей части в протягиваемом отверстии.
Рис. 14.1. Групповая круглая протяжка переменного резания
Задняя направляющая часть 5 протяжки предназначена для
направления и центрирования детали в момент окончания про-
цесса протягивания. Чаще всего форме задней направляющей ча-
сти соответствует форма протянутого отверстия. Она выполняется
по ходовой посадке, т. е. с гарантированным зазором между изде-
лием и задним направлением протяжки. Для поддержания протяж-
ки при установке ее на станке, а также для возвращения протяжки
в условиях автоматизированного производства после рабочего хода
в первоначальное положение применяется цапфа 6.
Рабочая часть протяжки включает режущие и уплотняющие
зубья. В свою очередь режущая часть состоит из черновых, пере-
ходных, чистовых и калибрующих зубьев. Черновыми зубьями сре-
зается основная часть снимаемого припуска под протягивание. Подъ-
ем на черновые зубья Sz для профильных протяжек или на секцию
s для групповых изменяется в широких пределах. Наибольшее зна-
чение s до 0,4 мм при обработке сталей и до 1...1,5 мм при протя-
гивании чугуна имеют протяжки групповой схемы резания. Чисто-
вые зубья имеют малые подъемы на зуб s2 = 0,05... 0,005 мм, так
как при больших подъемах, или толщинах среза а, на протянутой
поверхности получаются большие надиры, продольные риски и дру-
гие виды неровностей.
Для обеспечения плавности работы протяжки при переходе
от черновых к чистовым зубьям групповая протяжка имеет не-
сколько пар (две-три) переходных зубьев с постепенно уменьша-
ющимися подъемами на зуб от 0,3...0,1 до 0,05...0,03 мм.
10 Зак 639
289
Количество черновых зубьев для протяжек групповой схемы
резания может быть определено по формуле
Дерн = Ло-(ЛПер + ЛчисТ) Zc + Oj5Zc , (14 2)
где Ло — общий припуск на сторону под протягивание, мм; назна-
чается в зависимости от размеров и формы обрабатываемой поверх-
а
Рис. 14.2. Механическое крепление (а) и типы выглаживающих (деформи-
рующих) зубьев (б)
ности и степени ее подготовленности под протягивание и т. д.;
Лпер+Лчист — припуск на сторону, оставляемый для переходных и
чистовых зубьев, мм; s — подъем на секцию зубьев, мм; Zc — число
зубьев в секции.
В свою очередь расчет количества черновых зубьев профильной
протяжки производится по формуле
д __д
_____ о чист . 1
черн —-----------Г 1 •
SZ
Количество двузубых секций переходных зубьев принимается
в зависимости от соотношения подъемов на секцию зубьев или на
зуб черновых и чистовых зубьев. В свою очередь количество чисто-
вых зубьев с постепенно уменьшающимся подъемом от 0,05 до
0,005 мм определяется требованиями, предъявляемыми к получае-
мой шероховатости протянутой поверхности.
Число калибрующих зубьев от 3 до 8 назначается в зависимо-
сти от степени точности и конструкций протягиваемой детали и
протяжки. Диаметр калибрующих зубьев принимается равным
Z)K = Z)max —6 ММ, (14.4)
где Z)max — наибольший диаметр протянутого отверстия, мм; 6 —
величина разбивания (—) и усадки ( + ) диаметра отверстия, мм.
Принимается в зависимости от свойств материала и толщины сте-
нок протягиваемых деталей. При обработке тонкостенных деталей
наблюдается усадка до 0,005...0,02 мм, а толстостенных — разбив-
ка до 0,01...0,015 мм.
290
Шаг калибрующих зубьев может быть уменьшен до (0,6...
...0,7) /реж. При выборе числа зубьев и назначении диаметра выгла-
живающих или деформирующих зубьев также учитываются свой-
ства материала и толщина стенок протягиваемого изделия. Упругие
деформации стенок изделия при работе деформирующих зубьев
могут достигать 0,005...0,08 мм. Подъем на секцию из двух одина-
ковых по размеру зубьев не должен превышать s^0,02 мм. Послед-
ние два выглаживающих зуба делают меньшего размера, чем пре-
дыдущие, на величину подъема на секцию. Шаг выглаживающих
зубьев составляет /в = 5...2О мм в зависимости от длины протягивае-
мых отверстий /п= Ю...200 мм. Конструктивные элементы выглажи-
вающих быстрорежущих и твердосплавных зубьев и их виды пока-
заны на рис. 14.2.
Длина отдельных частей протяжки может быть получена пу-
тем умножения величины шага перечисленных выше зубьев на их
количество.
Углы зубьев протяжек (см. рис. 14.1 и рис. 14.3), как и других
режущих инструментов, обозначаются: у и уф — главный передний
и передний угол фаски; а и аф — главный задний и задний угол
фаски; 6 и р — углы резания и заострения; ai — вспомогательный
задний угол; epi — угол поднутрения вспомогательных лезвий зуба;
е — угол при вершине в плане.
Размеры зубьев и стружечных канавок определяются величи-
нами: /Черн, /пер, /чист, /к и /в — осевой шаг черновых, переходных,
чистовых, калибрующих и деформирующих зубьев, измеряемый в
направлении, параллельном оси протяжки; h — глубина стружеч-
ной канавки; g — ширина задней поверхности зуба; R и г — ра-
диусы окружностей, образующих профиль стружечной канавки;
8г и s — подъем на зуб для профильных протяжек или на группу
(секцию) зубьев для групповых протяжек, который при резании
соответствует толщине срезаемого слоя а; /и — длина срезаемого
слоя, равная длине протягиваемой детали.
Величина переднего угла у=—5...250 устанавливается, как и
для других режущих инструментов, в зависимости от свойств обра-
батываемого материала и материала инструмента. Увеличение пе-
реднего угла зубьев быстрорежущих протяжек с 5 до 15° позволяет
повысить их стойкость на 20...25 % и оказывает влияние на крутиз-
ну образуемых при резании стружечных валиков, размещаемых в
стружечных канавках протяжки. С целью исключения самозатяги-
вания наружных односторонних протяжек в обрабатываемый ма-
териал их передние углы должны быть не больше 15°. Кроме того,
с целью упрочнения зубьев твердосплавных протяжек передние
углы у следует уменьшать до 0... ( — 5°) или делать на зубьях отри-
цательную фаску.
Наоборот, задние углы зубьев внутренних протяжек прини-
маются независимо от свойств обрабатываемого материала. Здесь
определяющим фактором является необходимость сохранения ра-
бочих размеров зубьев при их перетачивании. Поэтому для таких
протяжек задние углы на черновых и других режущих зубьях
ю*
291
аЧерн=3...4°, а на калибрующих ак = 30,...1о30/. С целью повышения
стойкости наружных протяжек, установка которых на определенный
размер может быть легко регулируема, задние углы зубьев могут
быть увеличены до 6... 10°,
Для уменьшения сил трения задней поверхности зуба об обра-
ботанную поверхность режущие зубья следует остро затачивать, и
только для облегчения заточки необходимо оставить фаску шириной
не более 0,02...0,03 мм. На калибрующих зубьях величина фаски не
должна быть больше 0,2 мм.
14.2. Особенности процесса резания при протягивании
и схемы резания
Для процесса протягивания характерным является прерыви-
стость работы режущих лезвий инструмента. Они находятся в
контакте с обрабатываемым изделием сравнительно непродолжи-
тельное время, а при обратном ходе протяжка как бы «отдыхает»;
врезание зубьев происходит с ударом, т. е. инструмент испытывает
термодинамическую нагрузку. Кроме того, обработка осуществляет-
ся со сравнительно малыми толщинами среза, когда большое влия-
ние на процесс срезания слоя металла оказывает радиус округле-
ния режущего лезвия. К тому же процесс протягивания чаще всего
производится с обильным охлаждением.
При протягивании стружка обычно формируется и размещает-
ся в межзубой стружечной канавке (рис. 14.3, 14.4), т. е. в стеснен-
ных условиях, а поэтому работоспособность протяжек во многом
зависит от формы и размеров стружечных канавок. Продольное
сечение канавки должно быть таких размеров, чтобы в ней могла
размещаться вся образующая стружка. Если стружка не уклады-
вается в канавке, происходит ее прессование, или брикетирование,
что может привести к поломке зубьев и разрыву протяжки.
Размеры и форма стружечной канавки протяжки зависят преж-
де всего от свойств обрабатываемого материала, длины протягивае-
мой поверхности, режимов обработки, геометрических параметров
зубьев, а также от направления лезвия по отношению к вектору
скорости, т. е. происходит прямо- или косоугольное резание.
При выборе размеров и формы стружечной канавки следует
учитывать возможность нормального процесса свертывания струж-
ки в завиток, или валик (рис. 14.4, а); канавка не должна ослаблять
поперечное сечение тела протяжки.
В зависимости от условий обработки срезаемая стружка имеет
различную форму и размеры. При протягивании пластичных ме-
таллов, как и при других методах обработки [59], процесс форми-
рования стружки можно разделить на три этапа. На первом этапе
резания происходит внедрение зуба протяжки в срезаемый слой
и за счет пластических деформаций осуществляется превращение
сечения элементарного слоя из параллелограмма в трапецию, и в
связи с этим начинает происходить завивание стружки. На втором
этапе полученный элемент стружки двигается по нормали к поверх-
292
ности сдвига, а затем, касаясь стенок стружечной канавки, начи-
нает завиваться в завиток 1 с большой. внутренней пустотой или
свободно завиваться в архимедову спираль 2. В дальнейшем как
бы на третьем этапе происходит окончательное формирование
стружки в завиток.
В зависимости от изменения условий протягивания, включая
размеры и форму стружечных канавок инструмента, стружка имеет
различную форму и размеры. При прямоугольном протягивании
сталей и других пластичных материалов получается стружка эле-
ментная, скалывания или сливная в виде плоских спиралей Архи-
меда (рис. 14.4, а, б, г...е), а при обработке протяжками со свобод-
Рис. 14.3. Элементы режима резания, геометрические параметры и
конструктивные элементы зубьев протяжки
Рис. 14.4. Типы стружек и формы стружечных канавок
293
ним выходом стружки, генераторной схеме резания и боковом отво-
де с переменной глубиной канавки стружка имеет соответственно
форму в виде сплошной ленты или шпаги (рис. 14.4, ж, з) и кониче-
ской или цилиндрической винтовой спирали (рис. 14.4, и). При об-
работке чугуна, бронзы и других хрупких металлов получается
сыпучая стружка надлома в виде отдельных несвязанных элемен-
тов (рис. 14.4, в) или в виде слабо связанных валиков, которые
Рис. 14.5. Размеры стружечных валиков
при обработке высокоуглеродистой стали
(ШХ15) с различными толщинами среза
и скоростями резания
весьма легко разрушаются при приложении к ним даже небольшой
нагрузки.
Стружка, получаемая при обработке пластичных металлов,
отличается по форме и размерам от срезаемого слоя. Количествен-
ной оценкой пластической деформации срезаемого слоя может быть
величина коэффициента усадки стружки, который изменяется в за-
висимости от условий обработки в широких пределах (£ = 1,3...3,5).
При росте толщины среза и скорости резания увеличиваются на-
ружные размеры стружечных валиков (рис. 14.5). Они имеют
наибольшую величину при обработке сталей мало- и высокоугле-
родистых по сравнению со среднеуглеродистыми. При этом наиболь-
шее увеличение стружечных валиков наблюдается при свободном
размещении стружки, когда радиус естественного завивания струж-
294
ки р будет меньше радиуса округления у передней поверхности
стружечной канавки (р<г) (см. рис. 14.4, г), по сравнению с при-
нудительным, когда (см. рис. 14.4, д). Это еще раз подтверж-
дает влияние формы и размеров стружечных канавок на характер
формирования и завивания стружек [35, 37]..
В зависимости от условий протягивания изменяется и тип
стружки. Стружку элементную и суставчатую можно наблюдать
при прямоугольном протягивании высокоуглеродистых сталей со
скоростями резания w=10...20 м/мин. и большими толщинами среза
а — до 0,3 мм (см. рис- 14.5).
При меньших толщинах среза и более высоких скоростях ре-
зания элементная стружка в виде отдельных связанных элементов
или неправильно оформленных валиков переходит в сливную в виде
плоских спиралей Архимеда. Следует отметить, что величины тол-
щины среза и скорости резания, при которых образуется стружка
элементная или скалывания, зависят от структуры обрабатывае-
мых сталей. При структуре зернистого перлита и при большом со-
держании феррита в сталях элементная или суставчатая стружка
образуется при более низких скоростях резания и больших толщи-
нах среза.
В зависимости от длины протягивания, типа образуемой струж-
ки, формы и способа заполнения канавки стружкой применяют
различные методы расчета стружечных канавок протяжек. При
обработке сталей и других пластичных металлов в случае свобод-
ного заполнения канавки стружкой скалывания или сливной ра-
диус у передней поверхности двухрадиусной канавки следует опре-
делять по формуле
г _ I f ^предФ
Г — I / ------- ММ,
(14.5)
V л
где £ — коэффициент усадки; а = sz — толщина среза, равная
подъему на зуб, мм; /пред — предельная длина протягивания, уста-
навливаемая в момент предельного заполнения канавки стружкой,
мм; ф — коэффициент пропорциональности, или плотности завива-
ния. При обработке сталей марок 10, 45, 40Х, 65Г и Р9 по дан-
ным МВТУ он соответственно равен 3...5; 2,5...3,5; 2...2,2 и 2 и
характеризует, во сколько раз шаг спирали больше толщины среза.
В случае, когда в самом конце свободного завивания стружки
происходит дополнительное деформирование или сплющивание
стружечного валика в эллипс, глубину стружечной двухрадиусной
канавки можно определить по формуле
Указанные расчеты параметров стружечных канавок групповых
протяжек с увеличенными подъемами на секцию зубьев, когда
происходит принудительное завивание стружки, следует уточнять
с учетом значительно меньших коэффициентов заполнения К =
(14.6)
295
— 2,7...3,0 [22], в то время как для протяжек профильной схемы
резания /<=3...5. Это связано с тем, что при принудительном за-
вивании стружки сначала образуется первый валик с большой
внутренней пустотой, затем внутри его располагаются следующие
валики, но наружные размеры первого валика не увеличиваются.
Наоборот, при профильной схеме резания, когда срезаются более
тонкие стружки и происходит свободное заполнение стружечной ка-
навки, осуществляется менее экономичное расположение стружки
в активной части протяжки.
Расчет коэффициента заполнения К для протяжек с двухра-
диусной стружечной канавкой, используемых при обработке сталей
и других пластичных сплавов, когда срезаемая стружка скалыва-
ния и сливная располагаются в активной ее части, может быть
произведен следующим образом:
где /’’акт — площадь активной части стружечной канавки, мм2;
^ср.сл — площадь срезаемого слоя, мм2.
В случае, когда необходимо по имеющимся размерам элемен-
тов стружечной канавки и числу витков п полученной стружки
установить или проверить предельную длину протягиваемой де-
тали, расчет следует производить по формуле НИИТАвтопро-
ма [22]:
/пред = -Ц^Г/г _ JL(n _ 1)1 мм. (14.8)
s L I J
При обработке сталей и других пластичных металлов хорошо
зарекомендовали протяжки с обычной двухрадиусной канавкой
(см. рис. 14.4, б, д), а при обработке высокоуглеродистых инстру-
ментальных, жаропрочных и других труднообрабатываемых ста-
лей — протяжки с двухрадиусной канавкой с выступом у перехода
от передней поверхности к спинке зуба (см. рис. 14.4, г). При этом
стружка не касается по всему профилю канавки, не прилипает к
канавке и легко из нее удаляется.
Необходимый нормализованный профиль двухрадиусной ка-
навки устанавливается по специальным таблицам исходя из при-
нятого коэффициента заполнения и рассчитанной глубины стру-
жечной канавки. Приведем соотношения между размерами двух-
радиусной стружечной канавки:
h = (0,38... 0,45)/; (0,65 — 0,7)/; 1 /14™
g = (0,30... 0,35)/; г-0,5/z. J u '
При обработке изделий большой длины (/и>200 мм) из сталей
и других пластичных металлов протяжка имеет двухрадиусную
удлиненную стружечную канавку (см. рис. 14.4, е), о заполнении
которой будет подробно указано в параграфе 15.4.
У протяжек, применяемых при обработке чугуна, бронзы и дру-
гих хрупких материалов, когда сыпучая стружка надлома запол-
296
няет все пространство канавки, последняя по форме должна быть
обычной однорадиусной с плоской спинкой или удлиненной од нор а*
диусной с плоской спинкой (см. рис. 14.4, в).
Расчет коэффициента заполнения производится исходя из раз-
мещаемое™ стружки во всей площади канавки
^ср.сл
При этом площадь наиболее широко распространенной однорадиус-
ной канавки приблизительно составляет
^*ПОЛН= Vs kt ММ
где h — глубина канавки, мм; t — шаг зубьев, мм,
297
a Fcp сл = /hsz — площадь срезаемого слоя, мм2. Подставляя полу-
ченные данные, находим
Величина коэффициента заполнения при обработке хрупких ме-
таллов не превышает /С=2,0...2,5.
Рис. 14.7. Принцип работы и варианты протяжек групповой схемы резания
298
Конструкция рабочей части протяжки и ее работоспособность
вб многом зависят от размера срезаемых слоев материала и по-
следовательности их срезания, т. е. от принятой схемы резания.
В настоящее время при протягивании используются три схемы
резания: профильная, или одинарная (рис. 14.6), групповая, или
прогрессивная (рис. 14.7), и генераторная, или смешанная
(рис. 14.8).
Протяжки, изготовленные по профильной схеме резания,
имеют форму зубьев, подобную профилю протянутой поверхности
Рис. 14.8. Схема работы генераторных протяжек
299
детали. При этом зубьями, имеющими однорадиусную стружечную
канавку и узкие незатылованные стружкоразделительные канад-
ки с ai = 0 и 8 = 90°, срезаются относительно тонкие параллельное
слои металла (до 0,15...0,3 мм) за счет превышения высоты после-
дующего зуба по отношению к предыдущему. На рис. 14.6, а...г
даны примеры использования этой схемы при обработке протяж-
ками круглого и квадратного отверстий, а также плоскости и фа-
сонной наружной поверхности. Как видно, профильные протяжки,
применяемые для обработки поверхностей сложного профиля,
весьма сложны в изготовлении, поэтому они предназначены для
индивидуального производства и обработки поверхностей простой
формы.
Наиболее широкое применение получили протяжки групповой
схемы резания (см. рис. 14.1, 14.7). Групповая схема характери-
зуется тем, что слои металла по всему профилю срезаются не
каждым зубом, а группой или секцией из двух-пяти зубьев. При
этом первые (прорезные) зубья 1 и /...3 (см. соответственно
рис. 14.7, а, б) секции прорезают в слоях металла канавки, а послед-
ние (зачистные) зубья 2, 4 срезают оставшиеся выступы. Стружко-
разделение здесь достигается за счет наличия затылованных вы-
кружек, фасок, лысок и других конструктивных элементов приня-
того варианта групповой схемы резания. Стружечные канавки в
этом случае обычно имеют двухрадиусную форму (см. рис. 14.4, а,
б, а, 5), у которых сливная или суставчатая стружки, образующие-
ся при протягивании сталей и других пластических металлов,
располагаются более экономично при сравнительно небольшом
коэффициенте заполнения К=2,5...3.
На рис. 14.7, а...д представлены основные варианты групповой
схемы резания: 1) круглая протяжка переменного резания ЧТЗ с
затылованными выкружками [64]; 2) многогранная схема резания
НИИТАвтопрома [22]; 3) шлицевая переменного резания ЧТЗ [64];
4) с затылованными лысками П. П. Юнкина и с затылованными вы-
кружками шпоночная протяжка; 5) наружная протяжка трапецеи-
дальной схемы резания НИИТАвтопрома [22].
Применение протяжек указанных вариантов групповой схемы
резания резко повышает эффективность процесса протягивания
за счет увеличения подъема на секцию зубьев s до 0,3.. 1 мм; по-
вышения стойкости протяжек и уменьшения их длины, что обеспе-
чивается благодаря упрочнению уголков зубьев при е>120°;
наличия вспомогательного заднего угла зубьев ai = 4° и исполь-
зования двухрадиусной стружечной канавки.
Тот или иной вариант групповой схемы резания целесообразно
применять в определенных условиях. При обработке круглых
отверстий сравнительно малых диаметров, а также отверстий боль-
шой длины выгоднее использовать многогранную схему НИИТАав-
топрома, а не схему переменного резания с выкружками. В свою
очередь указанные варианты групповой схемы резания шлицевых
протяжек целесообразно применять с учетом следующих рекомен-
даций: 1) схему переменного резания — при числе шлицев более
300
шести для различных диаметров отверстий, когда выкружки имеют
сравнительно небольшую глубину; 2) схему многогранную — при
небольшом числе шлицев Z=4...6, когда лыски легче получать, а
выкружки являются более широкими и глубокими.
При обработке поверхностей сложной формы широкое приме-
нение находят протяжки генераторной схемы резания (см.
рис. 14.8), у которых срезание основного припуска обычно произ-
водится черновыми зубьями, имеющими прямолинейный профиль
или в виде дуг окружностей. При этом упрощается конструкция
протяжки и облегчается процесс ее заточки и изготовления.
Необходимый профиль на изделии формируется вспомогатель-
ными режущими лезвиями, а окончательная зачистка поверхности
производится чистовыми зубьями, имеющими профиль, подобный
профилю обработанной поверхности. Таким образом, чистовые и
калибрующие зубья этих протяжек выполняются как бы по про-
фильной схеме. Примером использования генераторной схемы
являются квадратные (см. рис. 14.8, а) и обычные шлицевые внут-
ренние протяжки (см. рис. 14.8, б),, а также обычные плоские
(см. рис. 14.8, в) и фасонные (см. рис. 14.8, г) наружные протяжки.
14.3. Влияние режимов резания на основные характеристики
процесса обычного протягивания
Рассмотрим отличительные особенности процесса протя-
гивания.
1. Последовательное срезание припуска большим числом
зубьев протяжки в виде отдельных слоев металла малой толщины
и большой ширины. с
2. Низкие скорости резания (до 12...15 м/мин).
3. Отсутствие в процессе резания подачи, осуществляемой
кинематикой станка, которая обеспечивается за счет превышения
каждого последующего зуба протяжки над предыдущим.
4. Возможность осуществления за один ход комбинированной
протяжки черновой, чистовой и упрочняющих обработок.
Основными элементами режима резания является толщина а и
ширина b среза. Толщина срезаемого слоя определяется разностью
высот двух смежных секций зубьев или подъемом на зуб sz. Наи-
меньшая^ толщина среза (а — 0,01...0,02 мм) ограничивается допус-
тимой остротой лезвий зубьев, радиус округления которых состав-
ляет р = 0,008...0,025 мм. Однако в настоящее время установлено,
что^при наличии специального нароста на зубьях протяжки может
производиться срезание более тонких слоев металла (до 0,005 мм)
[64]. Наибольшая толщина а — 0,02...0,05 мм, срезаемая чистовыми
зубьями, ограничивается необходимостью получения поверхностей
с малой шероховатостью (до 6...8-го классов). Толщины, срезаемые
черновыми зубьями, могут быть увеличены до 0,3... 1,2 мм.
При выборе скорости резания следует учитывать, что при об-
работке конструкционных сталей повышение скорости с 3...5 до
301
8... 15 м/мин приводит к увеличению шероховатости обработанной
поверхности. Более значительное ухудшение класса шероховатости
обработанной поверхности наблюдается при протягивании жаро-
прочных сталей и сплавов, что связано с повышенными механиче-
скими характеристиками и с более интенсивным образованием
нароста при более низких скоростях резания. В связи с этим для
получения поверхностей с малой шероховатостью обработку кон-
Рис. 14.9. Виды износа зубьев протяжек
струкционных сталей следует производить при скоростях резания
до 5 м/мин, а жаропрочных сталей и сплавов до 0,7...2 м/мин
[8, 36, 88]. К тому же при обработке необходимо применять обиль-
ное охлаждение зоны резания сульфофрезолом, эмульсией и спе-
циальными СОЖ.
В связи с тем, что при обработке чугуна изменение скорости
резания почти не влияет на шероховатость поверхности, протяги-
вание чугуна можно производить в более широком диапазоне изме-
нения скоростей резания.
Характер износа зубьев протяжек зависит от свойств обраба-
тываемого материала, толщины среза и других факторов. При об-
работке обычных конструкционных сталей чугуна с небольшими
толщинами среза (а<0,1 мм) наблюдается лимитирующий износ
зубьев протяжек в виде фаски h3 по задней поверхности
(рис. 14.9, а). С увеличением толщины срезаемого слоя до а>0,1...
0,3 мм наблюдается превалирующий износ в виде фаски fn по
передней поверхности (рис. 14.9, б) или на передней поверхности
образуется лунка (рис. 14.9, в). Кроме того, усиливается износ по
задней поверхности. Следует указать, что износ в виде фаски на
передней поверхности fn с уф = 0 наблюдается при протягивании с
302
Повышенными скоростями резания. Здесь большое влияние на
износ оказывает повышенная ударная нагрузка при врезании зу-
бьев в обрабатываемый металл.
^Одновременно с указанными видами износа происходит округ-
лен^ режущего лезвия р до 25 мкм (рис. 14.9, г). При протяги-
вании жаропрочных сталей и сплавов износ по передней поверх-
ности Наблюдается даже при малых толщинах среза (а<0,1 мм).
Д^я снижения износа уголков лезвий у стружкоразделитель-
ных канавок и обеспечения при этом равномерного износа вдоль
всей длины лезвий стружкоразделительные канавки делают
в виде затылованных выкружек, фасок и лысок cai = 4...6°
и е= 120...130 °.
Так как обычное протягивание производится в неширо-
ком диапазоне скоростей резания (у = ’/бо-.Д/л м/с), при выборе
процесса протягивания влияние скорости на силы резания при об-
работке конструкционных сталей и чугуна обычно не учитывается.
Более значительное влияние на силы резания оказывает тол-
щина срезаемого слоя, с увеличением которой составляющие силы
резания Pz и Ру возрастают. Однако рост силы резания отстает от
увеличения толщины среза, поэтому показатель степени при а в
формуле расчета сил резания для круглых протяжек.
Рг = Ср szpbnZmax (14.12)
составляет хР = 0,85. При этом Ср = 177... 842 [141].
14.4. Назначение режима резания при протягивании
Назначение режимов резания при протягивании для конкретных
условий обработки сводится в основном к определению скорости ре-
зания. Подача или подъем на зуб Sz (толщина среза а) при конст-
руировании протяжек назначается обычно для определенных условий
ее работы и не изменяется при эксплуатации станка. Иногда можно
изменить подъем на зуб только путем переточки протяжки.
При определении величины скорости протягивания учитывает-
ся не столько период стойкости, сколько получение необходимой
малой шероховатости протянутой поверхности, так как при обра-
ботке конструкционных материалов изменение скорости в неболь-
ших пределах не оказывает существенного влияния на стойкость
протяжек.
Скорость резания при необходимости подсчитывается по фор-
муле
V = Tmsf' ’
а затем корректируется по кинематическим данным протяжного
станка.
Коэффициент Сг = 6,3...16,8 и показатели степени т = 0,6...0,87
и у = 0,62... 1,4 для обработки конструкционных сталей приводятся в
табл. 36 [5].
(14.13)
303
Рекомендуются следующие средние периоды стойкости протя-
жек при обработке конструкционных сталей и чугуна: 1) для шпо-
ночных протяжек Т=120 мин при обработке конструкционных ста-
лей и Т=180 мин при обработке чугуна; 2) для круглых протяжек
средних диаметров Т=180 мин при обработке сталей и Т = 270мин
при обработке чугуна; 3) для шлицевых протяжек (диаметром
32...52 мм) Т=420 мин при обработке сталей и Т=600 мин йри об-
работке чугуна.
Кроме этого, проводится проверка возможности осуществле-
ния процесса резания с выбранными элементами режима резания
на данном станке. Для этого подсчитывается сила Р2 и сравни-
вается с наибольшей тяговой силой, развиваемой электродвига-
телем станка РСт- При этом должно быть Pz^Pw
Основное технологическое время определяется по формуле
I к
(14-14)
где Zp.x — длина рабочего хода протяжки, мм; Кх.х = 1,14... 1,5 —
коэффициент, учитывающий затраты времени на обратный холо-
стой ход протяжки.
14.5. Особенности процесса протягивания конструкционных
и труднообрабатываемых жаропрочных материалов
с высокими скоростями резания
Увеличение скоростей резания v до 40... 100 м/мин при протяги-
вании является одним из резервов повышения производительности
процесса и улучшения качества протянутых поверхностей. Особен-
но это наблюдается при протягивании сталей и чугунов по-черному
(корке), а также при обработке жаропрочных сталей и сплавов.
Кроме того, переход на повышенные скорости протягивания создает
возможность расширить область применения более износостойких
твердосплавных протяжек [34, 35, 36, 88, 89].
По данным опытов ЭНИМСа, НИАТа, СКВ ПС и БПИ (руко-
водитель— канд. техн, наук Н. И. Жигалко), повышение скоростей
резания с 3 ... 12 до 40 . .. 100 м/мин обеспечивает повышение
стойкости твердосплавных протяжек до 2... 6 раз и более. При
малых толщинах среза (sz до 0,04... 0,1 мм) и сравнительно невы-
соких скоростях резания (и = 15... 40 м/мин) более высокую линей-
ную стойкость имеют быстрорежущие протяжки.
Это обусловлено некоторыми специфическими особенностями
процесса протягивания по сравнению с другими процессами обра-
ботки лезвийными инструментами. Для процесса протягивания ха-
рактерным является, как указано выше, срезание относительно тон-
ких стружек, обильное охлаждение зоны резания СОЖ и т. д. Кро-
ме того, протягивание является прерывистым процессом, а поэтому
инструмент при обратном «холостом» ходе как бы отдыхает. Все
это снижает тепловую напряженность процесса протягивания, в свя-
зи с чем в логарифмических координатах угол между касательной
304
£)ивой зависимости T = f(v) и осью ординат будет больше 45°
\ 14.10, а), а поэтому показатель относительной стойкости, рав-
тангенсу этого угла, в следующих формулах:
Ст-
т = —р-, (14.15)
(14.16)
(14.17)
может быть значительно больше единицы.
В связи с\этим по мере увеличения скорости протягивания, не-
смотря на уменьшение минутной стойкости Г, линейная стойкость
Рис. 14.10. Зависимости минутной и линейной стойкостей протяжки от ско-
рости резания:
1 —из быстрорежущей стали; 2 — оснащенной твердым сплавом
протяжек L, или суммарная длина протянутых поверхностей, при
определенных режимах обработки будет увеличиваться (рис.
14.10, б).
При протягивании конструкционных сталей (марок 40Х, 18ХГТ,
ШХ15 и др.) и серого чугуна (СЧ15-32) со скоростями резания
от 5 до 85 м/мин диапазон изменения постоянных коэффициен-
тов составляет Ст= 18...1200 и Са=2...124, а показателей степени
у = 0,05...0,98 и относительной стойкости m= 1...6 [35].
Большее различие в характере износа и величине линейной
стойкости протяжек наблюдается при обработке в широком диапа-
зоне скоростей резания (о=1...Ю0 м/мин) представителей различ-
ных групп труднообрабатываемых нержавеющих (ЭЖ2 (2X13)
НВ = 2250...2300), жаропрочных перлитных (ЭИ415 (20ХЗМВФ)
НВ = 2690...3370) и аустенитных (ЭИ572 (ЗХ19Н9МВТ) НВ =
= 2290...2550) сталей, а также сплавов на никелевой основе (ЖС6К
НВ = 3750...4000) и титановых (ВТ8), имеющих в своем составе
большое количество карбидообразующих элементов. Очень низкая
стойкость протяжек при обработке некоторых из этих материалов
связана с повышенными физико-механическими свойствами, а так-
305
же с наличием в составе этих сплавов элементов, которые имеют/я
в инструментальных материалах, что способствует повышенному
адгезионному износу зубьев протяжек. 7
Определяющим фактором при износе зубьев протяжек явля-
ется уровень температур, возникающих в зоне резания при/обра-
ботке различных материалов. Температура резания при обработке
перлитных и аустенитных жаропрочных сталей со скоростями про-
тягивания до 30...50 м/мин и толщиной среза до 0,05 мм обычно не
превышает 673...973 К, в то время как при обработке сдлавов на
никелевой основе даже с низкими скоростями резания (до
2...4 м/мин) температура в зоне резания равна 1023... 1073 К.
В соответствии с уровнем температур в зоне резания наблюда-
ется характер износа и стойкость протяжек. Если при обработке жа-
ропрочной перлитной стали ЭИ 415 быстрорежущие протяжки име-
ют наибольшую линейную стойкость в диапазоне скоростей резания
10... 14 и 28...32 м/мин, при протягивании аустенитной стали ЭИ 572
и=12...18 м/мин, то при обработке сплава на никелевой основе
ЖС6К скорость резания не превышает 0,5... 1 м/мин [34].
Более высокую линейную стойкость при обработке труднооб-
рабатываемых материалов на повышенных скоростях резания (свьь
ше 10...20 м/мин) имеют твердосплавные протяжки. Обработка пер-
литных и аустенитных жаропрочных сталей может производиться
твердосплавными протяжками при скоростях резания до 30...
50 м/мин, а сплавов на никелевой основе— при v = 2... 10 м/мин.
Большое влияние на характер износа и стойкость протяжек
оказывает толщина среза или подъем на зуб протяжки. Если при
обработке конструкционных сталей и чугуна с повышенными ско-
ростями резания допускается увеличение подъема на зуб протяжки
до 0,2...0,3 мм, при протягивании жаропрочных сталей, сплавов
подъем на зуб не должен превышать 0,03...0,07 мм.
Изменение в широких пределах (от 1...100 м/мин) скоростей
резания при протягивании оказывает влияние на качество обра-
ботанной поверхности, величину сил резания, процесс стружкооб-
разования и другие характеристики процесса протягивания.
Шероховатость протянутой поверхности во многом зависит от
свойств и структуры обрабатываемого материала, режимов резания
и других факторов. При протягивании конструкционных и жаро-
прочных сталей и сплавов зависимость высоты неровностей от ско-
рости резания Rz = f(v) чаще всего имеет горбообразный характер
(рис. 14.11), что связано с образованием нароста на зубьях про-
тяжки. При низких скоростях резания (до 2...5 м/мин) на про-
тянутой поверхности имеются небольшие продольные риски, при-
чиной которых являются неровности, или зазубрины, на режущих
лезвиях зубьев протяжки. При повышении скорости протягивания
до 10...30 м/мин на обработанной поверхности неровности отличают-
ся наибольшей высотой. На вершинах они имеют волокнистую
структуру, свойственную наросту, а у самого основания структура
такая же, как и основная масса протягиваемого металла (рис.
14.12, а).
306
Следует указать, что при протягивании жаропрочных сталей с
повышенными твердостью и вязкостью по сравнению с конструк-
ционными 4, кривые 1...3 и 5 на рис. 14.11 более сжаты и имеют
явно выраженный горбообразный характер. Максимумы на кри-
вых Rx = f(v) для жаропрочных сталей сдвинуты в сторону более
низких скоростей резания.
Несколько иной характер имеет кривая 6 (Rz = f (^)) при протя-
Рис. 14.11. Зависимость высоты неровностей от скорости протягивания при
обработке конструкционных и жаропрочных сталей
гивании высокоуглеродистой
стали ШХ15 со структурой зер-
нистого перлита. При обработ-
ке этой стали с низкими скоро-
стями резания (до 8 м/мин) на
обработанной поверхности
имеются поперечные выступы
значительной высоты и углуб-
ления, причиной которых яв-
ляется не нарост, а разрывы
обработанного материала от
очень сильного растяжения его
позади режущего лезвия. Это
подтверждает микроструктура
неровностей (рис. 14.12, б), так
как металл выступа и основной
не отличаются по структуре
[35].
Дальнейшее повышение
скорости резания (свыше 15...
...40 м/мин) приводит к резкому
Рис. 14.12. Микроструктура неровностей:
а —в виде приставших частиц нароста;
б — разрывы поверхности
307
уменьшению шероховатости протянутой поверхности, что связанос
повышением температуры в зоне резания и с постепенным исчезно-
вением нароста. Здесь основное влияние на шероховатость поверх-
ности оказывают неровности, или зазубрины, на режущих лезвиях
зубьев протяжки. При скоростях резания свыше 30...60 м/мия соот-
ветственно при протягивании жаропрочных и конструк^онных
сталей изменение подъема на зуб, степени затупления зубьев и пе-
редних углов в допустимых пределах не оказывает существенного
влияния на шероховатость обработанной поверхности. При этом
обеспечивается стабильное получение протянутых поверхностей с
малой шероховатостью (7...9-го классов).
В результате действия зубьев протяжки при срезании слоя
металла на обработанной поверхности происходят упругие и пла-
стические деформации, вызывающие упрочнение поверхностного
слоя, оказывающего большое влияние на эксплуатационные свой-
ства деталей машины. Изменения, происходящие в поверхност-
ном слое, могут характеризоваться глубиной и степенью наклепа,
микротвердостью, напряжениями и т. д.
С увеличением скорости протягивания с 5 до 80 м/мин умень-
шается как микротвердость, так и глубина наклепанного слоя.
При обработке жаропрочных перлитных сталей эти величины
значительно больше, чем для конструкционных сталей. При про-
тягивании жаропрочных сталей с увеличением скорости резания
от 5 до 20 м/мин микротвердость уменьшается приблизительно на
400 МПа, а глубина наклепанного слоя на 7 мкм, тогда как для
конструкционных сталей эти величины соответственно составляют
150 МПа и 3 мкм. При этом наиболее интенсивное уменьшение ука-
занных величин наблюдается при скоростях протягивания v =
= 5...30 м/мин, а при дальнейшем увеличении скорости до 80 м/мин
происходит весьма незначительное изменение этих ве-
личин.
Величина сил резания и характер их изменения при различных
скоростях протягивания представляют не только теоретический
интерес, но и имеют практическое значение, так как силы оказыва-
ют влияние на жесткость и виброустойчивость системы СПИД.
Кроме того, силы резания необходимы для выбора мощности стан-
ков и расчета приспособлений.
Наибольший интерес из составляющих сил резания представ-
ляют силы Рг и Ру, действующие при прямоугольном протягивании.
Для изучения влияния условий протягивания на силы резания по-
следние определяются через элементарные силы pz и ру, действую-
щие на один миллиметр длины режущего лезвия.
Изменение скорости протягивания в широких пределах (от 4
до 85 м/мин) оказывает значительное влияние на силы резания. Гор-
бообразный характер кривых Pz=f(v) (рис. 14.13) при обработке
различных сталей связан с явлением образования нароста на
зубьях протяжки. Однако величина скоростей резания, соответст-
вующих максимальным и минимальным величинам сил резания, во
многом зависит от свойств обрабатываемого материала, режимов
308
притягивания, геометрических параметров зубьев протяжек и дру-
гих\словий обработки.
Силы резания Рг отличаются наименьшей величиной при ско-
ростя?\резания, когда нарост имеет наибольшие размеры и увели-
ченный \при этом передний угол у зубьев протяжки. Значительно
уменьшается сила резания также при высоких скоростях протяги-
вания за счет снижения коэффициента трения. При обработке чу-
Рис. 14.13. Влияние скорости протягивания на величину силы Р2 при обра-
ботке предварительно затупленными протяжками с р=20мкм и sz = 0,05 мм
сталей марок:
/—•сталь 40; 2 — сталь 18ХГТ; 3 — сталь ШХ15
гуна и других хрупких металлов сила резания Рг с повышением
скорости резания до 40...60 м/мин почти не изменяется, а при даль-
нейшем увеличении скорости наблюдается ее снижение. Объясняет-
ся это тем, что при протягивании хрупких металлов нарост хотя и
образуется, но не удерживается на зубьях протяжки.
Сила резания Ру изменяется в зависимости от скорости реза-
ния аналогично силе Pz, максимальные и минимальные значения
имеют место в основном при одинаковых скоростях резания. Од-
нако отношение сил резания PyIPz неодинаково для различных об-
рабатываемых материалов при разных режимах протягивания. Для
конструкционных сталей это отношение больше (РУ1Рг=0,45...0,85),
чем для чугуна (PJ//Pz=0,34...0,62). Наибольшую величину имеет
указанное отношение сил при обработке жаропрочных сталей.
Значительное влияние на величину сил резания Pz и Ру ока-
зывает изменение переднего угла (у от —5 до +15°) и степени
затупления (в пределах до /г3=0,3 мм и р=28 мкм), а также при-
меняемые СОЖ.
Суммарные силы резания Рг и Ру, возникающие при протяги-
вании, можно выразить следующими формулами:
Рг = Ср гаг 2 &ZmaxK0 Ку КизЯсож Н; (14.18)
Ру = СРуаи 2^maxKv КуКкзКС0Ж Н, (14.19)
где СРг и СРу — постоянные коэффициенты, зависящие от условий
протягивания [35, 36]; а — толщина среза, мм; 2^— суммарная
длина рабочей части режущего лезвия, мм; Zmax — наибольшее ко-
309
Таблица 14.1
Переменный параметр Обо- значе- ние коэф- фици- ента Скорость резания v, м/мин
4 30 60 85 /
Рг РУ р2 РУ рг Ру Рг Ру
—5° 1,35 1,50 1,53 1,90 1,36 1,68 1,30 1,73 0 1,25 1,41 1,33 1,78 1,25 1,54 1,20 1,60 Передний угол +5 /Ст 1,16 1,23 1,22 1,38 1,13 1,35 1,12 1,38 4-10 1,06 1,12 1,11 1,30 1,10 1,16 1,05 1,23 4-15 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Острая протяжка 0,80 0,74 0,75 0,60 0,82 0,65 0,80 0,73 Степень затупле- ния: предваритель- но затупленная /?з = 0,2 мм, р = 20 мкм /(из 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 затупленная hi = 0,3 мм р = 28 мкм 1,10 1,35 1,20 1,40 1,20 1,3 1,23 1,40 СОЖ: эмульсия 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 сульфофрезол /<сож 0,89 0,90 0,85 0,90 1,00 0,88 1,00 0,95 Обработка без ох- лаждения 1,12 1,17 1,13 1,20 1,10 1,15 1,10 1,20
личество зубьев, одновременно участвующих в резании; xz и ху —
показатели степени при а\ Kv, , КИз, Дсож— поправочные ко-
эффициенты, характеризующие влияние скорости резания, переднего
угла зубьев, степени затупления зубьев и СОЖ (табл. 14.1).
Для нормального размещения и своевременного удаления
стружки межзубые канавки протяжки должны иметь определен-
ные форму и размеры. Характер завивания и размещения струж-
ки в канавке протяжки при обработке с различными скоростями
резания во многом зависит от свойств протягиваемого металла,
геометрических параметров зубьев и других факторов. При пря-
моугольном протягивании сталей и других пластичных металлов
по мере увеличения скорости резания и толщины среза, как ука-
зано выше, поперечные размеры стружечных валиков, имеющих
форму плоских спиралей, увеличиваются (см. рис. 14.5), а струж-
ка скалывания с наличием связанных элементов переходит в
сливную. Однако увеличение толщины среза с 0,05 до 0,3 мм при-
водит к уменьшению коэффициента заполнения, что связано с бо-
лее экономным принудительным завиванием стружки в канавках
протяжки (см. рис. 14.4). Принудительное завивание стружки на-
блюдается и при высоких скоростях резания, а поэтому, несмотря
на резкое увеличение наружных диаметров стружечных валиков с
повышением скорости резания с 4 до 85 м/мин, коэффициенты
310
Таблица 14.2
к — Обрабатываемый материал Скорость резания v, м/мин
6 1 33 | 60 | 85
Подъем на зуб sz , мм
0,05 0,1 0,3 0,05 0,1 0,3 0,05 0,1 0,3 0,05 0,1 0,3
Малоуглеродистая сталь НВ = 1800... 1900 . 3,5 3,0 2,5 4,2 3,6 3,0 4,4 4,0 3,4 4,8 4,3 3,8 Среднеуглеродистая сталь НВ = 1800.. .2200 3,0 2,6 2,2 3,6 3,3 2,6 3,8 3,4 2,8 4,0 3,5 3,0 Высокоуглеродистая сталь НВ > 2000 3,5 2,8 2,4 4,4 4,0 3,4 4,8 4,5 3,8 5,2 4,8 4,0 Силумин 3,0 2,5 2,0 3,5 3,0 2,6 3,8 3,3 2,8 4,0 3,5 2,8 Бронза — 3,0 2,5 — 3,0 2,5 — 3,0 2,5 — 3,0 2,5 Чугун НВ = = 1800...2200 — 2,5 2,0 — 2,5 2,0 — 2,5 2,0 — 2,5 2,0
заполнения возрастают только с 2,5...3,5 до 3,0...5,0 (табл. 14.2).
[35,37].
Величина коэффициента заполнения канавки стружкой при
обработке с различными скоростями резания и подъемами на зуб
может быть рассчитана по формулам:
Л = С1^; (14.20)
К=С2/з», (14.21)
где Ct, С2 и х, у — соответственно коэффициенты и показатели сте-
пеней для различных условий протягивания.
Размеры требуемой формы стружечной канавки рассчитыва-
ются из принятого для данных условий протягивания коэффициента
заполнения К. Глубина двухрадиусной нормализованной стружеч-
ной канавки h может быть установлена по специальным номограм-
мам (рис. 14.14). Для этой цели на оси абсцисс определяется точ-
ка, соответствующая длине протягиваемого изделия £и, а затем из
данной точки проводится вертикаль до пересечения с наклонной ли-
нией, соответствующей подъему на зуб, после чего из этой точки
проводится горизонталь до пересечения с осью ординат. Получен-
ная точка будет соответствовать искомой глубине h стружечной ка-
навки. По установленной глубине затем подбирается ближайший
нормализованный номер профиля стружечной канавки.
Форма стружечных канавок протяжек, работающих с высоки-
ми скоростями резания, как и для обычных скоростей, принимается
в зависимости от свойств обрабатываемого материала. При обра-
ботке сталей и других пластичных металлов рекомендуется приме-
нять двухрадиусную (см. рис. 14.4, д) или двухрадиусную с высту-
пом у перехода от передней поверхности зуба к дну канавки
(см. рис. 14.4, г). Выступ препятствует прилипанию и застреванию
311
стружки в межзубой канавке. Протяжки, применяемые при обра-
ботке чугуна и других хрупких материалов с повышенными скоро-
стями резания, должны иметь однорадиусную или удлинённую
с плоской спинкой (см. рис. 14.4) канавку таких же размеров, как
для обычных скоростей протягивания.
Протяжки относительно простой формы для обработки с по-
вышенными скоростями резания рекомендуется оснащать твердым
Рис. 14.14. Номограмма для определения глубины двухрадиусной межзу-
бой канавки протяжки при обработке малоуглеродистых сталей в широком
диапазоне скоростей резания
сплавом, а сложной фасонной формы — изготовлять из быстроре-
жущих сталей повышенной производительности. Учитывая повы-
шенную ударную нагрузку при врезании зубьев, протяжки следует
оснащать твердыми сплавами с повышенным содержанием кобаль-
та марок Т5К12В, Т5К10, Т14К8, ТТ7К12, ВК6М, ВК8В, ВКЮМ,
ВКЮОМ, ВК15М и др. Для обработки чугуна и титановых сплавов
лучше себя зарекомендовали твердые сплавы группы ВК.
Уровень скоростей резания для протяжек, изготовленных из
различных инструментальных материалов, назначается в зависи-
мости от свойств обрабатываемого материала, материала инстру-
мента и других условий обработки.
Быстрорежущие протяжки могут применяться при обработке
конструкционных сталей и чугуна с повышенными скоростями ре-
зания (v до 30...50 м/мин) и сравнительно небольшими толщинами
среза (а до 0,1 мм). В свою очередь при установлении скоростей
резания при обработке быстрорежущими протяжками различных
жаропрочных сталей следует учитывать их химический состав и
физико-механические свойства. Если при обработке нержавеющих
312
и перлитных жаропрочных сталей с небольшими толщинами среза
(а = 0,03...0,07 мм) допускается повышение скоростей резания до
15...30 м/мин, при протягивании жаропрочных сплавов на никелевой
основе\скорость резания не должна превышать 0,5...1 м/мин [34].
Обработку конструкционных сталей и чугунов можно произ-
водить твердосплавными протяжками со скоростями резания v =
= 30...85 м/мин, а учитывая по-
вышенную прочность жаро
прочных сталей, скорости реза
ния должны быть значительно
снижены. Протягивание жаро-
прочных сталей перлитного
класса следует производить
твердосплавными протяжками
при скоростях резания 25...
45 м/мнн, а аустенитных ста-
лей — при 20...35 м/мин. При
обработке жаропрочного спла-
ва на никелевой основе ско-
рость резания твердосплавных
протяжек из ВК не должна
превышать 2...10 м/мин.
С целью снижения вибра-
ций осевой шаг протяжек не
должен быть кратным длине
протягиваемой поверхности. Для снижения ударной нагрузки при
врезании зубья наружных протяжек необходимо делать с углом на-
клона у = 10...20° (рис. 14.15). Во избежание поломок зубьев первые
один-два зуба протяжек делаются усиленными с шагом Zi=(l,5...
2) t.
При выборе оптимальных геометрических параметров зубьев
должны учитываться требования достаточно высокой прочности
и стойкости протяжек, а также нормального процесса образова-
ния, размещения и отвода стружки. Зубья протяжек следует упроч-
нять фасками по передней fn до 0,2 мм с уф до —10° и по задней
f3 До 0,1 мм (см. рис. 14.3). Для уменьшения трения задней поверх-
ности зуба об обработанную поверхность необходимо задние углы
а увеличивать до 6... 10°. Для снижения интенсивности износа угол-
ков зубьев у стружкоразделительных канавок применяется группо-
вая схема резания с затылованными стружкоразделительными вы-
кружками или фасками при си до 6° и е>120°.
ГЛАВА 15. КОНСТРУИРОВАНИЕ ПРОТЯЖЕК
15.1. Повышение долговечности и надежности
работы протяжек и прошивок
Совершенствование конструкций протяжек идет путем повыше-
ния долговечности и надежности их работы, а также увеличения
производительности и может быть достигнуто за счет:
1) оснащения режущей части протяжки инструментальными
материалами, обладающими повышенными режущими свойствами
и прочностью. К таким материалам относятся быстрорежущие ста-
ли повышенной производительности (Р9К5Ф5, Р18К10, Р9Ф5 и др.)
и более качественные йелко-, крупнозернистые вольфрамокобаль-
товые и титанотанталовые твердые сплавы (ТТ7К12, Т5К12В, ВК4В,
ВК6М, ВКЮОМ и др.). Крепление твердого сплава по возможно-
сти производится механическим способом;
2) использования более рациональных схем резания при
разработке конструкций протяжек. При групповой схеме резания
упрочняются уголки режущих лезвий зубьев протяжек за счет
наличия стружкоразделительных затылованных выкружек, фа-
сок, лысок и других устройств. При этом увеличиваются углы
е до 120...130° и он до 4...6°, обеспечивается более равномерный
износ лезвий и повышается стойкость зубьев протяжек.
Протяжки генераторной схемы резания, имеющие режущие
лезвия в виде прямых линий и дуг окружностей, более просты по
конструкции и дешевле в изготовлении. Они успешно могут приме-
няться для обработки отверстий и наружных поверхностей различ-
ной формы;
3) назначения более рациональных конструктивных элемен-
тов и геометрических параметров зубьев протяжек. Зубья твер-
досплавных протяжек следует упрочнять фасками по передней по-
верхности /п = 0,1 ...0,3 мм с уменьшенным углом уф= — 15...5° и по
задней /3 = 0,05...0,08 мм с углом ссф до 0°. Первые один-два зуба
наружной протяжки делают усиленными за счет увеличенного ша-
га /1= (1,5...1,8)/. Для снижения ударной нагрузки при врезании и
обеспечении более плавной работы зубья наружных протяжек де-
лаются наклоненными с Х=10...20°, а внутренние протяжки вместо
кольцевых имеют винтовые зубья;
314
4) применения двухрадиусных обычной, удлиненной и с вы-
ступом у дна межзубых стружечных канавок протяжек, у которых
срезаемая стружка скалывания или сливная рационально форми-
руется, размещается, не застревает и легко выпадает. В случае при-
нудительного завивания стальная стружка экономно заполняет
межзубую канавку при небольших коэффициентах заполнения К=
= 2,6...3,0;
Рис. 15.1. Регулируемые калибрующие зубья
5) использования протяжек со свободным выходом и протяжек
с боковым свободным отводом стружки, что обеспечивает возмож-
ность значительного увеличения подъема на зуб. При этом сокра-
щается длина протяжки, уменьшается длина рабочего хода и повы-
шается производительность процесса протягивания. Указанными
протяжками обрабатывают изделия весьма большой длины или глу-
бокие отверстия. Применяя короткие протяжки со свободным вы-
ходом стружки, можно значительно сократить габаритные размеры
протяжных станков и использовать их для встройки в автоматиче-
ские линии;
6) использования специальных механических капроновых или
проволочных щеток и резиновых валиков для постоянной очистки
от стружки обычных протяжек на автоматических линиях;
7) наличия запасных калибрующих зубьев с отрицательной
фаской, которые вводятся в действие один за другим по мере
срезания при заточке отрицательной фаски зубьев. Для повыше-
ния долговечности протяжки могут иметь регулируемые калибрую-
щие зубья (рис. 15.1). Пустотелая втулочная секция 1 имеет по
всей длине спиральную сквозную прорезь. Под воздействием гай-
ки 3 перемещается втулка 2 и секция с коническим отверстием, в
связи с чем увеличивается ее наружный диаметр;
8) рекомендации дополнительно применять выглаживающие
или деформирующие протяжки или режущие протяжки с дефор-
мирующими твердосплавными зубьями-кольцами для увеличения
класса шероховатости до 8... 10. При использовании твердосплавных
колец значительно повышается долговечность протяжек:
9) обеспечения более рациональных режимов обработки твер-
досплавными протяжками увеличением подъемов на зуб и скоро-
стей резания при протягивании;
315
10) применения более тщательной доводки, хромирования и
других методов облагораживания для повышения стойкости и срока
службы протяжек;
11) использования ЭВМ при расчете и проектировании протя-
жек. При этом, несмотря на дополнительную работу, связанную с
разработкой исходной информации, резко повышается произво-
дительность инженерного труда и обеспечивается получение более
точных размеров и форм лезвий протяжки при наличии опти-
мальных задних углов, что в свою очередь повышает стойкость про-
тяжек;
12) применения наиболее выгодных составов СОЖ, которые
способствуют улучшению качества протянутых поверхностей, обес-
печивают повышение стойкости зубьев протяжки, отделение и очи-
стку от стружки протяжки, что в конечном счете повышает долго-
вечность протяжек. Наилучшими СОЖ при протягивании с обыч-
ными скоростями стальных изделий считаются растительные масла,
а также более дешевые СОЖ: эмульсии, сульфофрезол, осерненное
миндальное масло и другие, а при обработке чугуна — керосин,
уайтспирит и др. При протягивании с повышенными скоростями,
когда в большей степени необходимо действие охлаждающего эф-
фекта, применяются различные эмульсии;
13) надежного и быстрого крепления протяжек в быстродей-
ствующих патронах и приспособлениях. При этом за счет жест-
кого крепления обеспечивается более надежная работа протяжек
и сокращается вспомогательное время на крепление инструмента.
15.2. Протяжки для обработки шлицевых, граненых и других
фасонных отверстий
В настоящее время для обработки отверстий различной фор-
мы широко применяются прямобочные и эвольвентные шлицевые
протяжки. Для обработки шлицев с треугольным профилем исполь-
зуются протяжки «елочные», для отверстий с плоскими гранями —
квадратные и шестигранные и т. д. [139]. Некоторые из этих отвер-
стий относятся к стандартизованным и нормализованным шлице-
вым соединениям. Прямобочные и эвольвентные отверстия стандар-
тизованы.
Внутренний диаметр шлицевых отверстий может быть пред-
варительно обработан чистовым осевым инструментом (зенкер с
кольцевой заточкой, развертка), а затем шлицевые канавки
прорезаются шлицевой протяжкой. Такой метод обработки назы-
вается раздельным. При другом комбинированном методе все эле-
менты шлицевого отверстия обрабатываются одной комбинирован-
ной протяжкой. При этом обеспечиваются более качественные шли-
цевые отверстия при высокой производительности процесса.
Шлицевые протяжки чаще всего выполняются по генераторной
или групповой схемам резания и реже по профильной. У протяжек
генераторной схемы резания для обработки прямобочных шлицев
(см. рис. 14.8, б) подъем осуществляется на каждый зуб, величина
316
которого редко превышает 0,05 мм. Поэтому для обработки отвер-
стий чаще всего применяется комплект из двух-трех и более протя-
жек. Кроме того, на обработанной поверхности шлицев имеются
продольные риски, волнистые (кольцевые) углубления и другие де-
фекты. Стойкость протяжек из-за малых величин углов е = 90° и
«1 = 0 относительно низкая. Для уменьшения трения на боковых
сторонах зубьев создается поднутрение с ф1 = 1...Г30', которое на-
Рис. 15.2. Комбинированная шлицевая протяжка групповой схемы резания
чинастся не с вершины шлицевого зуба, а на расстоянии f=0,7...
1 мм от его вершины, что также способствует интенсивному изно-
су уголков зубьев.
Более широкое применение при обработке шлицевых отверстий
имеют прогрессивные протяжки групповой схемы резания (см. рис.
14.7, г и рис. 15.2), у которых срезание отдельных слоев металлов
в шлицевых пазах производится секцией из двух зубьев [22,64]. Пер-
вый прорезной зуб снабжен боковыми скосами-фасками, благода-
ря чему он срезает более узкую стружку шириной 0,6...0,7 ширины
шлица, если последняя превышает 10 мм. Второй зачистной зуб
имеет режущее лезвие полной ширины и срезает две стружки с
краев канавки, которые сходят в сторону от стенок шлицевой ка-
навки, и не царапает их. Во избежание срезания стружки по всей
длине зачистной зуб выполняется на 0,015...0,02 мм ниже первого.
Шлицевые зубья разделяются на черновые, переходные, чис-
товые и калибрующие. Черновые зубья имеют подъем на секцию
до 0,2...0,3 мм. Переходные имеют постепенно снижающийся подъем
до 0,02...0,03 мм, а чистовые — весьма небольшой подъем 0,015...
0,02 мм. Притом черновые и переходные зубья делаются секцион-
ными, а чистовые выполняются секционными только при большой
ширине шлица.
Скосы на прорезных зубьях делаются в виде выкружек по ду-
ге окружности и в виде прямых лысок. Учитывая простоту изго-
товления выкружек, прорезные зубья чаще всего снабжают выкруж-
ками. Однако проще делать фаски при двух-трех шлицах на про-
тяжках, а лыски при четырех и реже шести шлицах. Скосы при
317
любом их исполнении снабжаются задними вспомогательными
углами ai = 3...4°, что осуществляется за счет поворота шлифоваль-
ного круга или подъема заднего хвостовика протяжки.
Для получения фасок (рис. 15.3, а) на крбмках шлицевых вы-
ступов в отверстии и для снятия заусенцев, а также для разгрузки
шлицевых зубьев протяжки снабжаются фасочными зубьями (рис.
15.3, б). Следует указать, что угол фаски 0 делается равным 30, 45
Рис. 15.3. Фаски в шлицевом отверстии и фасочные зубья
и 36° соответственно при числе шлицев п = 6, 8 и 10, что значительно
упрощает процесс изготовления фасочных зубьев.
По размеру фаски е и углу 0 определяем диаметр df, где кон-
чается фаска в шлицевом пазу, следующим образом:
sinOB = М = 0,5d (sin 0В + 0);
d
Е = С = 0,56 ctg0;
sin р
tgO* =-------—; df = ь (15.1)
6 ф 2(Е — С) 1 81П0ф
Диаметр последнего фасочного зуба б/ф.п протяжки следует прини-
мать на 0,3...0,4 мм больше о?ф, т. е.
^ф.п = б/ф+ (0,3...0,4) мм. (15.2)
В свою очередь диаметр впадин д?ф.п между фасочными выступа-
ми принимается равным минимально допустимому внутреннему ди-
аметру шлицевого отверстия. Он выполняется по посадке dll, что
облегчает изготовление протяжки и не оказывает влияния на точ-
ность протянутого отверстия.
Для создания задних углов на боковых лезвиях фасочных зубь-
ев осуществляется их шлифование при подъеме заднего центра про-
318
тяжки из расчета 0,15...0,2 мм на 100 мм ее длины. Подъем на фа-
сочные зубья принимается в зависимости от схемы работы фасоч-
ных зубьев и равен s = 0,05...0,6 мм. При генераторной схеме ре-
зания (рис. 15.3, в) подъем осуществляется на каждый зуб, а при
групповой схеме (рис. 15.3, г) фасочные зубья выполняются секция-
ми, причем первый зуб каждой секции имеет на боковых сторонах
выкружки.
В отличие от обычных цилиндрически-шлицевых протяжек у
групповых или прогрессивных комбинированных протяжек цилин-
дрическая и шлицевая ее части выполняются по групповой схеме
резания. Кроме того, протяжки имеют фасочную часть, которой
срезаются заусенцы или образуются фаски до 0,2...0,5 мм в шли-
цевых отверстиях.
В зависимости от последовательности расположения фасочной,
цилиндрической и шлицевой частей изменяются длина, технологич-
ность и эксплуатационные свойства протяжек. В соответствии с
классификацией НИИТАвтопрома различают следующие комби-
нации размещения частей на этих протяжках: 1) цилиндрическая+
+ шлицевая; 2) цилиндрическая + шлицевая + фасочная; 3) шлице-
вая + цилиндрическая; 4) фасочная + шлицевая + цилиндрическая;
5) фасочная + цилиндрическая + шлицевая (см. рис. 15.2). Из ука-
занных вариантов пятая комбинация находит более широкое приме-
нение, так как протяжка получается небольшой длины и более тех-
нологична в изготовлении и эксплуатации.
Небольшой длиной отличаются протяжки третьего и четвертого1
вариантов, так как круглые зубья у этих протяжек являются несек-
ционными. При изготовлении их шлифовальный круг, обрабатываю-
щий шлицевые зубья, упирается в спинку круглых зубьев, что опас-
но с точки зрения их повреждения. Однако третью и четвертую ком-
бинации рекомендуется применять чаще всего при большой длине
обрабатываемых отверстий, так как при протягивании коротких
деталей существует опасность их перекоса. В свою очередь вторая
и первая комбинации протяжек имеют большую длину и применя-
ются в исключительных случаях.
Эвольвентные протяжки, применяемые для обработки эволь-
вентных шлицев, конструируются чаще всего комбинированными
цилиндрически-шлицевыми. Однако эвольвентное шлицевое отвер-
стие можно обрабатывать простой шлицевой эвольвентной протяж-
кой. При этом цилиндр выступов отверстия в детали обрабатывает-
ся чистовым осевым инструментом или цилиндрической протяжкой.
Комбинированные эвольвентные шлицевые протяжки могут
выполняться обыкновенной конструкции с относительно малым
подъемом на каждый эвольвентный зуб либо групповыми. В по-
следнем случае черновые эвольвентные зубья по аналогии с про-
тяжками для прямобочных шлицев делаются секционными из двух
зубьев. На первом прорезном зубе с увеличенной на 0,02 мм высо-
той затачиваются лыски, а зачистной зуб имеет полную ширину.
Иногда для упрощения конструкции и облегчения изготовления
протяжек боковые эвольвенты зубьев заменяются дугами окружно-
319
стей и прямыми линиями на определенной длине. Для уменьшения
сил трения производится снятие затылков на боковых сторонах
эвольвентных зубьев протяжки на расстоянии 0,8...1,0 мм от режу-
щего лезвия. Для получения больших задних углов на боковых сто-
ронах эвольвентных зубьев протяжки расчет их профиля делается
по большому количеству точек с помощью ЭВМ. При этом обеспе-
чивается получение более точного бокового эвольвентного профиля.
Цилиндрическая часть эвольвентной протяжки, служащая для
получения цилиндрических выступов внутреннего отверстия,
обычно выполняется по групповой схеме резания.
При обработке квадратных и шестигранных, а также шлице-
вых отверстий протягивание является почти единственным методом
обработки. Протяжки для получения отверстий с плоскими граня-
ми конструируются по профильной и генераторной схемам резания
[64, 139]. Предварительное отверстие под квадратное и шестигран-
ное отверстия обычно делается сверлом диаметром на 0,3...0,5 мм
меньшим, чем расстояние Sn между сторонами протягиваемого от-
верстия.
При профильной схеме резания (см. рис. 14.6, б) все зубья
протяжки имеют квадратную форму и, постепенно увеличиваясь в
своих размерах, срезают припуск, который остался после обработ-
ки предварительного отверстия цилиндрической формы. Квадратное
отверстие образуется последними зубьями протяжки. Таким обра-
зом, режущие лезвия этой протяжки располагаются на боковой по-
верхности усеченной квадратной пирамиды.
У квадратных протяжек генераторной схемы резания (см. рис.
14.8, а) первый зуб имеет очертание окружности и соответствует
форме предварительно обработанного отверстия. Промежуточные
зубья с углов очерчиваются дугами окружности, а с боков — прямы-
ми линиями, расстояние между которыми равно размеру квадрата.
Радиус дуг лезвий увеличивается на каждый зуб на величину подъ-
ема на зуб. Длина дуговых участков по направлению к последне-
му зубу протяжки укорачивается до нуля. Последний зуб имеет фор-
му квадрата.
Несмотря на кажущуюся простоту первого принципа протя-
жек, они получаются технологически трудоемкими, поэтому
распространены протяжки генераторной схемы резания. У квадрат-
ных и шестигранных протяжек (см. рис. 14.8, а и рис. 15.4) глав-
ные режущие лезвия располагаются на углах зубьев и, как ука-
зано выше, имеют форму дуг окружностей, диаметр которых уве-
личивается от первого к последнему. На первом зубце di=Sn, а
на последнем чистовом и на всех калибрующих dn=jDmax=b6, т. е.
равен наибольшему диаметру протягиваемого отверстия, или диа-
метру описанной окружности с учетом разбивания или усадки от-
верстия.
Для уменьшения трения на плоских сторонах зубьев делают
задний угол равным Г и располагают его позади ленточки шири-
ной 0,8...1,0 мм. Стружечные канавки для облегчения заточки зубьев
выполняются круговыми, поэтому глубина канавки на главных ре-
320
жущих лезвиях, где срезается стружка, имеет максимальное зна-
чение. Стружкоразделительные канавки на увеличенных дуговых
лезвиях располагаются в шахматном порядке. Так как длина ду-
говых лезвий зубьев различна, подъемы на зуб также должны иметь
неодинаковую величину, что необходимо для сохранения сравни-
тельно одинаковой по величине силы резания на каждом зубе. Од-
нако это сделать затруднительно, и поэтому все зубья разбивают
Л-Л Б-б
Рис. 15.4. Зубья квадратных (а) и шестигранных (б) протяжек
на несколько ступеней. Для квадратных протяжек количество их
принимается равным трем при расстоянии между сторонами
3^ 15 мм и четырем при 3^ 15 мм. У шестигранных протяжек де-
лают две ступени при 3^20 и три, когда 3>20 мм.
Подъем на зуб увеличивается по направлению от первого к по-
следнему режущему зубу и составляет $=0,015...0,15 мм. Однако
опыт показал, что при протягивании стали подъемы на зуб не дол-
жны превышать 0,15, а при обработке чугуна — 0,2 мм.
Конструкция и размеры калибрующих зубьев и гладких частей
квадратных и шестигранных протяжек должны полностью удов-
летворять требованиям, предъявляемым к обычным круглым про-
тяжкам.
15.3. Протяжки для обработки наружных поверхностей
Наружные протяжки имеют много общего в устройстве и прин-
ципе работы с внутренними протяжками для обработки отверстий.
Такие элементы рабочей части протяжек, как величина шага и
количество режущих и калибрующих зубьев, форма и размеры
стружечных канавок, величины геометрических параметров, запол-
няемость канавки стружкой, наличие стружкоразделительных
устройств и другие определяются теми же данными, что и протя-
жек, применяемых для обработки отверстий.
Наружные протяжки, как и внутренние, могут работать по трем
II Зак. 639
321
схемам резания: профильной (см. рис. 14.6, в, г,), групповой (см.
рис. 14.7, (?) и генераторной (см. рис. 14.8, в, г,). В зависимости
от габаритных размеров наружные протяжки по аналогии с внут-
ренними могут быть цельными, составными и наборными, или сек-
ционными.
Цельные протяжки, выполненные из одного куска быстроре-
жущей стали, изготовляются относительно небольших сечений при
длине не более 500 мм.
Составные протяжки выполняются с разъемным и неразъем-
ным соединениями режущей части с корпусом. Неразъемное при-
Рис. 15.5. Способы крепления твердосплавных ножей и пластин к корпусу
протяжки
322
соединение быстрорежущей части к корпусу протяжки осущест-
вляется приваркой, а твердосплавных пластинок — посредством
напайки (рис. 15.5, а). Преимуществом таких неразъемных про-
тяжек является простота их конструкций. К недостаткам можно
отнести невозможность быстрой замены режущей части при ее
затуплении, а также невозможность регулировки и установки
зубьев после их заточки.
В целях уменьшения расхода дорогостоящего инструменталь-
ного материала применяются различные методы крепления быстро-
режущих ножей и особенно пластинок твердого сплава к корпусу
протяжки: 1) с помощью радиального клина, затягиваемого вин-
тами (рис. 15.5, б); 2) посредством осевых клиньев (рис. 15.5, в),
цилиндрических штифтов с лыской (рис. 15.5, г) и конических риф-
лений (рис. 15.5, д) ; 3) креплением двух зубьев одним осевым кли-
ном (рис. 15.5, е) и закреплением клином зубьев-резцов 4 с возмож-
ным регулированием по высоте за счет установочного винта 2 и
контргайки 3 (рис. 15.5, ж). При этом установочный винт опирает-
ся на подкладку 1, крепление зуба 4 производится радиальным
клином 5.
Наборные, или секционные, протяжки, применяемые при обра-
ботке сложных поверхностей, кроме экономии инструментальных
материалов, обладают тем достоинством, что отдельные ее секции
можно легко перемещать или регулировать, чем удлиняется срок
службы наборной протяжки.
Подъемы на зуб наружных протяжек, как указано выше, рас-
считываются по тем же источникам, что и для внутренних протя-
жек. Однако вследствие возможности большой регулировки набор-
ных протяжек при их установке и в работе на станке, лучших усло-
вий для подвода СОЖ в зону резания и для размещения стружки
подъемы на зуб наружных протяжек иногда увеличивают до 0,5...
1,0 мм.
В отличие от внутренних протяжек первый зуб наружных
протяжек делается усиленным с шагом ^ = (1,5.. .1,8) t (см.
рис. 14.15), так как зубья обычной формы от удара при врезании
часто выкрашиваются. Кроме того, для снижения ударной нагруз-
ки и обеспечния более плавной работы протяжки зубья следует вы-
полнять с углом наклона 1=10...20°. Направление наклона зубьев
секционных протяжек следует выбирать разным, чтобы боковая со-
ставляющая сила резания Рх по возможности уравновешивалась
или была направлена в сторону более жесткой части корпуса про-
тяжки.
Учитывая возможность регулировки зубьев наружных протя-
жек на необходимый размер, задние углы протяжек с целью сниже-
ния износа зубьев, повышения их стойкости следует увели-
чивать до а=6...10°. Однако при одностороннем резании наруж-
ной протяжки, когда возможно самозатягивание зубьев, передний
угол должен быть не больше у = 10...15°.
Форма поперечного сечения тела обычной или секционной на-
ружных плоских протяжек представляет собой прямоугольник или
и*
323
трапецию, в отдельных случаях возможны более сложные формы.
Ширина прямоугольного сечения протяжки В равна ширине В об-
рабатываемой поверхности или больше ее. Желательно, чтобы ши-
рина сечения В была не меньше 12...15 мм. В свою очередь высота
поперечного сечения Н с учетом высоты зубьев принимается кон-
структивно. Она должна быть не менее 20...25 мм. Принятая высо-
та, выраженная в числах, кратных двум или пяти, обычно относит-
ся к последним зубьям протяжки. Поперечное сечение выбранных
размеров проверяется на прочность по тем же условиям, что и для
внутренних протяжек. Общая длина наружных протяжек, рабо-
тающих на горизонтально-протяжных станках, должна удовлетво-
рять условиям, установленным на длины внутренних протяжек. При
величине меньшего поперечного размера В или Я=5...22 мм общая
длина протяжки не должна превышать 500... 1300 мм.
15.4. Протяжки для обработки глубоких отверстий
и наружных поверхностей большой длины
При протягивании глубоких круглых и шлицевых отверстий
применяются протяжки, длина рабочей части которых меньше
длины обрабатываемого отверстия [47]. Это вызвано в большой сте-
пени ограниченной прочностью протяжек. В связи с этим для полной
обработки отверстий применяется комплект из 4...6 и более протя-
жек. В настоящее время используются протяжки для обработки
глубоких отверстий с диаметром до 200 мм, длина протяжек не пре-
восходит 1000...1100 мм.
Протяжки для обработки глубоких цилиндрических отверстий
делаются с винтовыми и кольцевыми зубьями. Винтовые исполь-
зуются для протягивания отверстий с малым диаметром (до 20...
25 мм), что связано с более благоприятными условиями для раз-
мещения стружки и подвода СОЖ в направлении против движения
протяжек.
Ейнтдвая протяжка (рис. 15.6, а) применяется для обработки
круглых отверстий с малым диаметром (7,5 мм). Два винтовых лез-
вия располагаются в области режущей части на конической по-
верхности, а калибрующая часть выполнена цилиндрической. Сум-
марный подъем или изменение диаметра режущей части для одной
протяжки составляет 0,07...0,15 мм. В комплекте применяются че-
тыре протяжки, подъем зубьев больше на первых и меньше на
последней протяжке.
Шаг винтовых зубьев с (о до 50° приблизительно равен трех-
кратному диаметру, канавка имеет двухрадиусную удлиненную
форму (см. рис. 14.4, е). Для увеличения глубины стружечной
канавки и облегчения выхода стружки диаметр тела (сердечни-
ка), который составляет 0,65 номинального диаметра протяжки,
уменьшается по направлению к калибрующей части до (0,4...
0,45) DH. Кроме того, на режущих зубьях имеются стружкоразде-
лительные канавки, расположенные в шахматном порядке. Хвосто-
вик протяжки снабжен резьбой, посредством которой протяжка сое-
324
Рис. 15.6. Винтовые и кольцевые протяжки
диняется со стеблем, присоединяемым к тяговому патрону станка.
Длина стебля значительно больше длины протягиваемого отверстия.
Для обработки отверстий большего диаметра (от 25 до 80 мм)
и длиной от пяти до десяти диаметров и больше используются про-
тяжки с кольцевыми зубьями, которые при диаметрах отверстия
свыше 40 мм могут делаться с насадными быстрорежущими и твер-
досплавными зубьями-кольцами. Конструктивно допускается изготов-
ление составных протяжек и меньшего диаметра, начиная с 0 25...
30 мм.
Протяжка СКБ ПС (рис. 15.6, б) представляет собой сборную
конструкцию, в которой на оправку 5, изготовленную из инструмен-
тальных сталей ХВГ или 9ХС, насаживаются твердосплавные ре-
жущие (черновые, чистовые и калибрующие) зубья-кольца 4 и для
получения малой шероховатости деформирующие твердосплавные
зубья-кольца 6. Между режущими зубьями устанавливаются сталь-
ные промежуточные втулки 3, которые образуют различную длину
стружечных канавок, а между деформирующими кольцами — сталь-
ные шайбы 7. Кроме того, на оправке в соответствующих местах
находятся передняя 2 и задняя 8 направляющие части протяжки,
длина которых определяется в зависимости от длины протягивае-
мых отверстий и конструкции детали. Все указанные детали удер-
живаются за счет хвостовика 1 и контргайки, которые завертывают-
ся на оправку 5. За счет цилиндрического посадочного пояска хво-
стовик центрируется с завернутой в него оправкой.
Применение составной протяжки обеспечивает значительную
экономию инструментальных материалов, допускает изготовление
твердосплавных составных протяжек и повышает долговечность
инструмента. По мере затупления зубьев происходит их замена.
После пяти-шести переточек и потери размеров зубьями может
быть сделана перестановка всех зубьев. При этом заменяются
только два-три потерявших размер последних зуба, а остальные
перетачиваются на меньший диаметр.
Величина припуска на диаметр под протягивание для глубоких
отверстий 0 20... 200 мм составляет 0,40... 1,5 мм. Предваритель-
ная обработка отверстий производится однолезвийными пушечными
или ружейными сверлами и сверлами с крутой спиралью, или шне-
ковыми. Отверстия больших диаметров подвергаются также зенкеро-
ванию или растачиванию.
Глубина стружечных канавок h. и шаг зубьев t, удовлетворяющие
нормальным условиям работы протяжек, могут быть ориентировочно
подсчитаны по формулам [47]:
t = (1— 1,2)//Г мм; (15.3)
ft = (0,15 — 0,18)D мм, (15.4)
где /и — длина протягиваемого отверстия, мм; D — номинальный
диаметр отверстия, мм.
При протягивании стали, когда образовавшиеся стружечные ва-
лики располагаются один за одним в двухрадиусной удлиненной
326
стружечной канавке (см. рис. 14.4,е), расчет коэффициента заполне-
ния (К = 2,8... 7) при обычно применяемых подъемах Sz = 0,02...
0,05 мм может быть произведен по формуле
К _ иакт _ лт(£)2 — d2) m(Dr2 — d2)
^ср.сЛ~ 4nalAD~sz) ~
где D и d — диаметры зуба и тела по канавке протяжки, мм; а —
= Sz — подъем на зуб, мм (имеет весьма малую величину по срав-
нению с £)); /и—Длина протягиваемого отверстия, мм; т — длина
активной части канавки, в которой последовательно укладываются
стружечные валики.
Шлицевинтовые протяжки (рис. 15.6, в) имеют число зубьев,
равное числу шлицев отверстия обрабатываемой детали. Протяги-
вание осуществляется либо с принудительным вращением протяж-
ки или изделия, либо без принудительного вращения. При относи-
тельно больших углах наклона шлицев (<о более 15...20°) стружеч-
ные канавки протяжек выполняются винтовыми, но с направлением,
обратным направлению шлицевых выступов, а при малых углах
наклона применяются кольцевые канавки.
При протягивании винтовых шлицевых отверстий используют-
ся протяжки, работающие по профильной, или одинарной, схеме ре-
зания. Из-за отрицательных задних углов а и интенсивного износа
зубьев подъем не превышает 0,02...0,04 мм. Протяжки группового
резания выгодно отличаются от обычных винтовых шлицевых про-
тяжек. Подъем осуществляется на секцию из двух зубьев. Первыми
(прорезными) зубьями секции, имеющими угловые фаски, стружка
срезается не по всей ширине шлица, а паз формируется вторыми
зачистными зубьями. За счет оптимальных геометрических пара-
метров имеется возможность увеличивать подъем на секцию из двух
зубьев, повысить стойкость протяжек. При этом толстые узкие
стружки легче выпадают из протяжки.
При протягивании винтовых шлицевых отверстий протяжка
должна иметь два движения: поступателное — вдоль оси, враща-
тельное — вокруг оси. Второе движение осуществляется за счет спе-
циального механизма, вмонтированного в суппорт протяжного стан-
ка, или с помощью копировальной линейки. Иногда вращательное
движение имеет деталь, а поступательное — протяжка. В последнем
случае поступательное движение суппорта преобразуется с приме-
нением специального приспособления во вращательное движение
детали.
Производительная обработка глубоких отверстий и особенно
наружных поверхностей большой длины может быть обеспечена
протяжками со свободным выходом стружки. При этом за один
проход протяжки производится полностью обработка изделия. Ука-
занные протяжки имеют небольшую длину и могут быть использо-
ваны на автоматизированном оборудовании, так как не нуждаются
в периодической очистке ее от стружки.
Наружная протяжка со свободным выходом стружки ФТИ
АН БССР [50] по своей конструкции (рис. 15.7, а) напоминает со-
327
a
Рис. 15.7. Протяжки со свободным выходом стружки
бой рубанок для обработки древесины. Она в одинаковой степени
может применяться при обработке сталей и чугуна. Стружка, сре-
заемая зубьями в виде завитка и сходящей ленты или шпаги (см.
рис. 14.4, ж), не изменяет своего направления и свободно проходит
в проем между зубьями или ножами, а затем направляется в сквоз-
ной большой паз корпуса, а из него вымывается наружу СОЖ, по-
даваемой под давлением 1 МПа.
Особого внимания заслуживают наружные генераторные и с
боковым отводом стружки протяжки СКБ ПС (рис. 15.7, б) [37].
У протяжек генераторной схемы резания со свободным выходом
стружки (см. рис. 14.4, з) главные режущие лезвия расположены
перпендикулярно к обрабатываемой поверхности. Ими производит-
ся срезание слоя металла, а оформление и зачистка обработанной
поверхности осуществляются вспомогательными лезвиями, располо-
женными перпендикулярно к главным лезвиям и являющимися их
продолжением. Подъем на зуб имеют только главные режущие
лезвия. Каждый режущий зуб в процессе резания снимает с по-
верхности изделия стружку шириной, равной глубине резания или
припуску под протягивание, и толщиной, равной подъему на зуб.
Срезаемая стружка за счет упора о стенки канавки протяжки не
сворачивается и имеет форму сплошной ленты или шпаги и поэтому
свободно и непрерывно сходит по стружечной канавке шириной до
3...5 мм. Таким образом, обеспечивается более интенсивный отвод
тепла из зоны резания и нормальный сход стружки, что дает воз-
можность производить протягивание с увеличенными толщинами
среза. При этом из-за несоизмеримости величины радиуса округ-
ления лезвия (р = 8...25 мкм) и толщины среза (а = 0,5...1 мм) зубья
работают под наклепанным слоем со сравнительно меньшими удель-
ными силами резания, в результате чего снижается температура
резания и повышается стойкость этих протяжек до 1,5 раза. Кроме
того, протяжка имеет незначительную длину, так как режущая
часть совмещается с калибрующей из-за наличия калибрующих
зубьев в плоскости, совпадающей с обработанной поверхностью.
У протяжек одно- и двустороннего бокового отвода стружки
(см. рис 15.7,6) с переменной глубиной стружечной канавки осуще-
ствляется, как показали опыты, непрерывный отвод стружки, в свя-
зи с чем эти протяжки могут работать на повышенных режимах.
У них из-за сочетания наклона режущих лезвий под углом X и пе-
ременной глубины канавки с углом наклона дна ф обеспечивается
получение стружек в виде конических и цилиндрических винтовых
валиков или спиралей (см. рис. 14.4,и). Диаметры и шаг стружеч-
ных валиков изменяются в зависимости от условий обработки в до-
вольно широких пределах. При этом глубина канавки h = 2 ... 7 мм,
шаг зубьев t = 8... 16 мм и другие параметры протяжки назначают-
ся в зависимости от подъема на зуб sz = 0,03... 0,3 мм и ширины
протягиваемых поверхностей b = 10... 90 мм. Это связано с тем, что
при определенных размерах стружечных канавок, оптимальных уг-
лах X до 45 °, ф = 10... 25 ° и определенной ширине детали обеспе-
чивается нормальный переход от стружки в виде конического валика
329
к стружке устойчивого цилиндрического валика, что характерно для
данных условий обработки [371.
Протяжки с односторонним боковым отводом стружки приме-
няются для обработки уступов, или четвертей, а с двусторонним
отводом — для обработки плоскостей. По форме протяжки с дву-
сторонним отводом представляют собой как бы соединение двух
протяжек одностороннего резания с прямыми зубьями, перпендику-
лярными к вектору скорости резания. Протяжки бокового отвода
стружки, как и генераторной схемы резания, имеют значительные
преимущества по сравнению с обычными протяжками с размеще-
нием стружки в канавках. Повышенная стойкость зубьев, неболь-
шая длина протяжек, свободный отвод стружки и другие факторы
обеспечивают значительное повышение производительности и эко-
номичности процесса обработки протяжками со свободным отводом
стружки.
У протяжек со свободным внутренним выходом стружки кон-
струкции СКВ ПС (рис. 15.7, в), применяемых для обработки глу-
боких круглых отверстий диаметром 40 мм и больше, зубья распо-
ложены в шахматном порядке. Они закрепляются в корпусе-трубе
механическим путем. Перед каждым зубом имеется пазовое отвер-
стие, которое соединяется с общим внутренним каналом. Стружка
при обработке отверстий в чугунных деталях уходит по передней
поверхности в пазовое отверстие, а затем в общий канал протяжки.
15.5. Применение протяжек вместо других инструментов
Протяжки являются высокопроизводительными инструментами,
обеспечивающими за один проход необходимую обработку. При
протягивании достигается сравнительно высокая стабильность раз-
меров и малая шероховатость обработанной поверхности.
С целью снижения трудоемкости и стоимости обработки про-
тяжки могут успешно применяться вместо тангенциальных призма-
тических фасонных резцов, зубообрабатывающих инструментов,
фрез и других инструментов.
Для обработки деталей машин, имеющих форму тел враще-
ния, взамен фасонных резцов можно успешно использовать пло-
ские (рис. 15.8, а, в) и спиральные цилиндрические (рис. 15.8, б)
протяжки [23]. В случае применения спиральных протяжек отсут-
ствует затрата времени на возвращение протяжки в исходное по-
ложение после выполнения каждого цикла обработки.
Кинематика процесса обработки тел вращения плоскими про-
тяжками характеризуется четырьмя движениями: двумя главны-
ми — вращение изделия и перемещение инструмента — и двумя
дополнительными, которые обеспечиваются конструкцией протяж-
ки. Первое дополнительное движение тождественно глубине ре-
зания за проход и достигается за счет подъема на зуб протяжки,
второе — продольной подаче, чаще всего оно равно длине контакта
зубьев протяжки с изделием.
330
Процесс резания каждым зубом протяжки (см. рис. 15.8, а, в)
хотя и напоминает работу тангенциального резца, однако при
протягивании работа по срезанию стружки распределяется между
всеми зубьями, в связи с чем тепловая и динамическая напряжен-
ности лезвий зубьев значительно меньше, а стойкость протяжек
выше.
Рис. 15.8. Схемы наружного протягивания тел
вращения
При протягивании набором реечных протяжек межзубых впа-
дин цилиндрических зубчатых колес с прямыми зубьями реечная
протяжка (рис. 15.9, а) имеет главное поступательное движение.
При обработке косых зубьев (рис. 15.9, б) заготовка должна при-
нудительно вращаться вокруг своей оси с помощью специального
зубчатого механизма, или в отдельных случаях, когда она установ-
лена на шариковом подшипнике, вращаться самостоятельно.
Конические колеса с прямыми зубьями могут обрабатываться
методом кругового протягивания на специальных зубопротяжных
станках типа 5245. Производительность этих станков в 5...8 раз
выше, чем обычных зубострогальных. Колеса, нарезанные этим
методом, по точности и качественным показателям превосходят ко-
леса, обработанные на зубострогальных станках [111]. В свою оче-
редь нарезание конических колес со спиральным зубом произво-
дится на зуборезных станках резцовыми головками-протяжка-
ми (см.гл. 19).
Сущность процесса нарезания прямых зубьев конических ко-
лес круговой протяжкой состоит в следующем. Нарезание каждой
межзубой впадины производится за один оборот круговой, или
331
дисковой, протяжки (рис. 15.10). В процессе обработки заготовка
остается неподвижной, а подача осуществляется за счет прямоли-
нейного перемещения вращающейся протяжки вдоль впадины зуба.
Круговая протяжка обычно имеет 75 зубьев и состоит из бло-
ков’(каждый по пять зубьев), закрепленных болтами на корпусе 1.
Каждый зуб расположен с
угловым шагом 4...4,5°. Зубья
постепенно увеличиваются по
высоте и толщине или только
по высоте. Переточка зубьев
производится по передней по-
верхности с углом у=15°. Зад-
ний же угол а= 10° на вершине
зубьев образуется затылова-
нием. Протяжка имеет черно-
вые 5 и чистовые 2 зубья. Чер-
новыми зубьями в количестве
Рис. 15.9. Протягивание впадин
зубьев цилиндрических колес набо-
ром реечных протяжек
Л
Рис. 15.10. Дисковая протяжка для обработки конических колес с прямым
зубом
332
48 штук производится предварительное прорезание межзубовых
впадин колес, а 20 чистовыми — окончательная обработка. Для осу-
ществления поворота и для установки приспособления, используе-
мого при снятии фасок на зубьях заготовок, круговая протяжка
имеет два участка 4, не заполненных зубчатыми блоками. За счет
совмещения чернового и чистового нарезания зубьев, а также за
счет отсутствия отвода заготовки 3 при делении и подаче инстру-
мента на глубину врезания резко повышается производительность
процесса зубонарезания.
Перспективным является применение метода кругового протя-
гивания пазов лопаток турбин взамен фрезерования. В результате
такой обработки получаются дуговые пазы (рис. 15.11, а) необхо-
димого Т-образного (рис. 15.11, б) и других видов профиля замка
хвостовика лопатки турбины, которые хорошо сопрягаются по ду-
говым поверхностям с пазами диска турбины. При этом обеспечи-
вается надежное и долговечное соединение.
Для обработки профиля замка хвостовика лопатки по необхо-
димости применяется последовательно несколько круговых протя-
жек (рис. 15.12). Протягивание производится на специальных стан-
ках для кругового протягивания. Для повышения качества поверх-
ностей пазов протягивание нержавеющих (марок 1X13 и 2X13) и
жаропрочных сталей должно осуществляться с повышенными ско-
ростями резания (и до 25...30 м/мин). В этом диапазоне скоростей
может обеспечиваться повышение линейной стойкости протяжек,
изготовленных из быстрорежущей стали, и высокий класс шерохо-
ватости поверхности.
Большое влияние на конструктивную особенность круговых
протяжек оказывает не только принятая схема резания, но и после-
довательность снятия припуска всеми секциями зубьев круговой
протяжки.
Круговая протяжка конструкции СКВ ПС выполняется в виде
сборной резцовой головки. Она состоит из обоймы 1 (рис. 15.12) и
нескольких отдельных кассет, или блоков, 2 с закрепленными на
них многозубыми секциями 3 отдельных протяжек с подъемом на
каждый зуб или на секцию зубьев. Сама круговая протяжка уста-
навливается на роторе 4 протяжного станка и имеет главное дви-
жение вращения. Для ввода в зону и вывода из зоны резания на
режущей части протяжки имеется свободное от зубьев место.
Для протягивания Т-образного профиля замка хвостовика ло-
патки турбины (см. рис. 15.11, б) применяются две круговые про-
тяжки. Первой протяжкой обрабатываются участки профиля 2 и
3, а второй — пазы 1 и 4, а также снимается фаска. Для осущест-
вления снятия припуска секции круговой протяжки выполняются
по различным схемам резания и конструктивно отличаются друг
от друга. При снятии отдельными секциями больших припусков
они выполняются с одно- и двусторонним боковым отводом струж-
ки (см. рис. 15.7, а), а также генераторные со свободным выходом
стружки (см. рис. 14.4, з). Подъем на зуб протяжек обычно состав-
ляет 0,03...0,07 мм.
333
Для обработки простых по форме прямолинейных участков
профиля замка лопатки могут применяться протяжки, оснащенные
твердым сплавом, стойкость которых во много раз выше быстроре-
жущих протяжек.
Процесс протягивания нашел применение и при нарезании тра-
пецеидальной, прямоугольной и других резьб крупных профилей в
гайках. Этот процесс заключается в следующем: обрабатывающую
Рис. 15.11. Сопряжение хвостовика лопатки с диском турбины и схе-
ма срезания припуска при протягивании Т-образного профиля
Рис. 1512. Круговая протяжка для обработки пазов замка хвосто-
вика лопатки турбины
334
гайку сначала слабо закрепляют в патроне обычного токарно-вин-
торезного станка, а хвостовик метчика-протяжки (рис. 15.13),
вставленный с зазором в отверстие нарезаемой гайки, закрепляет-
ся в державке, установленной в резцедержателе станка. В начате
работы подачей суппорта в правую сторону выбирают люфт в ма-
точной гайке ходового винта, после чего окончательно закрепляют
деталь и включают механизм вращения шпинделя станка, осуще-
Рис. 15.13. Метчик-протяжка
ствляя таким образом протягивание резьбы. Для обеспечения нор-
мальных условий резания метчик-протяжка делается с корректи-
рованным профилем. Один метчик-протяжка в работе заменяет
комплект метчиков из нескольких штук, в результате чего произ-
водительность процесса нарезания резьбы увеличивается в
5...10 раз.
15.6. Пример расчета комбинированной групповой
шлицевой протяжки
Исходные данные: материал детали—сталь 18ХГТ (НВ<
<2000); наружный диаметр шлицевого отверстия D=6O+o,06mm
(рис. 15.14); внутренний диаметр d = 54+°’4 мм; число шлиц п = 6;
ширина шлиц В = 14^;оз мм; размер фасок на шлицах 0,35 мм;
длина протягиваемого отверстия 37 мм. Станок — горизонтально-про-
тяжной 7А520 в хорошем состоянии с тяговой силой Р=0,9 -20 0000=
= 180000 Н, наибольший ход ползуна 1600 мм. Патрон для закреп-
ления протяжки на станке — быстродействующий автоматический.
СОЖ — эмульсия. Протяжка изготовляется из быстрорежущей стали
Р18 с приваренным хвостовиком из конструкционной стали 40Х.
Предварительно отверстия обрабатываются зенкером. Размеры шли-
цевого отверстия и схема распределения припуска под протягивание
указаны на рис. 15.14,а,б.
Расчет протяжек при обработке шлицевых отверстий приводит-
ся в литературе [22, 64, 139]. Весьма компактно изложен таблич-
ный расчет 3. Д. Горецкой [22], в расчетах Д. К. Маргулиса [64]
335
при назначении параметров протяжек учитывается изменение
стойкости в зависимости от скорости резания (v=2...15 м/мин).
В качестве примера приводим расчет шлицевой протяжки по
методике А. В. Щеголева [139], который осуществляется в такой
последовательности.
1. Определяется припуск после зенкерования на цилиндриче-
скую часть протяжки Л0.ц= 1,2 мм по табл. 3 [139].
Рис. 15.14. Шлицевое отверстие
Диаметр предварительного цилиндрического отверстия Do =
А0.ц=54,4—1,2=53,2 мм.
Диаметр зенкера 7)Ин=2)о4-Лк=53,24-0,15=53,35 мм.
2. Устанавливаются диаметры калибрующих частей зубьев про-
тяжки с учетом разбивания 6:
для цилиндрических зубьев DB,4=dmax—6 = 54,4 —0,01 =
= 54,39 мм;
для шлицевых зубьев £>в.ш=Дшах—6=60,06—0,005=60,055 мм.
3. Определяется ширина шлицевого выступа на протяжке
bn=бтах - 6В = 14,09 - 0,005 = 14.085-0-01 мм.
4. Для протягивания отверстия длиной 37 мм принимается
четвертый вариант комбинированной шлицевой протяжки, когда
снимается припуск последовательно 1, 2 и 3 (см. рис. 15.14, б), а
части протяжки располагаются следующим образом: фасочная 4-
4- шлицевая 4- цилиндрическая.
Угол фаски у основания шлицев 0 (см. рис. 15.3) с целью
упрощения изготовления зубьев протяжки принимается равным
30° вместо 45° и определяется высота фаски. При принятом нами
/ = 0,35 мм
f=/ctg 0 = 0,35-1,732=0,606 мм.
5. Определяется размер М до фаски и диаметр t/ф, на котором
кончается фаска:
M=O,5dsin(0B4-0) = 0,5 •54,4sin45°47/= 19,494 мм;
336
sin0B —
^+2l_ _ U.085 + 2 0,35 14J9 _
а 54,4 54,4 ’
0= 15°46'32";
Е = Л- = = 3«.988 38,99 мм;
sin Р sin 30° 0,5
С = 0,56п ctg 0 = 0,5 • 14,09 ctg300 = 12,202 мм;
Ьп 14,09
^0ф ~ 2(Е —С) = 2(38,99—12,20) ,== °>26297>
0Ф = 14 °44';
d& = —— = 14,09 = 54,402 = 55,4 мм.
sin 0ф sin 14 °44'
6. Рассчитывается диаметр последнего фасочного зуба
^Ф.п=4/ф+ (0.3...0.4) =55,4+ (0,3...0,4) = 55,7...55,8.
Принимаем йф.п=55,8 мм.
7. Диаметр хвостовика равен —0,5=53,2—0,5=52,7 мм,
предварительно принимаем ближайший меньший стандартный
(табл. 17 [139]) Di = 50 мм с площадью поперечного сечения шей-
ки Рх= 1134,1 мм2.
8. Сила, допускаемая прочностью хвостовика, составляет
Р2=/устж]= 1134,1-25 =28 350 даН,
что позволяет уменьшить диаметр хвостовика до Di=42 мм для
снижения веса протяжки, когда сила Рг=2) 380 даН, что вполне
достаточно.
9. Шаг t и наибольшее количество одновременно работающих
черновых круглых зубьев Zt определяется для случая массового
производства при т = 2 по формуле
/ = т/7Г =2/37’ = 12,2.
Принимаем /=12 мм;
Z/ = -т- + 1 = -рт- + 1 = 4,08, т. е. 4 зуба, что допустимо.
По t выбирается из табл. 7 [139] нормализованный двухрадиус-
ный профиль стружечной канавки с /г = 5 мм, г=2,5 мм, Р = 8 мм,
g = 4 мм и Ра= 19,6 мм.
10. Проверяется максимальная глубина канавки по допускае-
мой силе
^5- = 0,5 53,2
~ 14,2
4 V [а]
Таким образом, стержень протяжки выдерживает осевую
грузку на растяжение даже при большей глубине канавки.
мм.
на-
h =
337
11. Подъем на секцию черновых круглых зубьев при коэффи-
циенте заполнения К=2,5...2,8 составляет
_ 19,6
sz= -—-— = = 0,211.
к Л» 37 • 2.5
Принимаем sz = 0,2 мм.
12. Учитывая, что ширина шлица больше 10 мм, количество
зубьев в секциях для фасочной части 7ч.с.ф=2, для шлицевой
2ч.с.ш=2 и для цилиндрической, или круглой, 2ч.с.ц=2. В послед-
нем случае ширина промежутка в отверстии между шлицевыми
выступами по диаметру d=54,4 составляет
&п.д ~ - (6 + 2/) = 3-Ji-54’5 — (14 + 2 • 0,35) = 13,75,
п 6
т. е. больше 10 мм.
13. Сила протягивания на черновых зубьях:
на фасочной части
Ср ~Ь 2Q nZ( Ку KCOj^Kиз
^Ф £
^ч.с.ф
= 2160 - 0,255(14 + 2 » 0,35) >6*4» 0,93 - 1 1,15 jq 400 ц.
2 “
на шлицевой части
п — CpsZ4bnZl ^т^СОЖ^из __
•* Ш-------------7
^Ч.С.Ц
= 2160 0,255 • 14 • 6 • 4 • 0,93 • 1 • 1,15 ~ 99qq н>
2
на цилиндрической части
г> __ Ср 4ч^п.дп2/ Ку ^СОЖ^из
Гц-------------------------------у
^ч.с.ш
= 2160 - 0,255 • 13,75 • 6 • 4 - 0,93 - 1 • 1,15 9g0Q н
2
Величина коэффициентов и показателей степеней принимается
по табл. 25...27 [139].
Расчет сил резания показывает, что протяжка не является
достаточно нагруженной, а поэтому допускаемые напряжения на
растяжение протяжки не рассчитываются.
14. Распределяется припуск на диаметр между частями про-
тяжки:
на фасочную часть Ло.ф=^ф.п--^о = 55,8—53,2 = 2,6 мм;
на шлицевую часть Ао.ш=^тах—^ш1=60,06 — 55,75 = 4,31 мм;
при этом на переходные зубья Ло.ш.п~0,46 и на чистовые
До-Ш’ЧТ0,05 мм.
338
Величина припусков в дальнейшем окончательно уточняется
при определении диаметра зубьев.
15. Величина подъема на зуб или секцию составляет:
для фасочной части з2ф = 0,2 мм;
для шлицевых черновых секций sZ4 ш = sZ4 = 0,2 мм;
переходных sZn ш = от 0,12 до 0,03 мм и для чистовых зубьев
sZ4TI11 = 0.01 д0 мм;
для цилиндрической части черновых секций sZ4 = sZ4 — 0,2 мм;
переходных з2п ц = от 0,12 до 0,05 мм и чистовых зубьев з2чт =
= от 0,02 до 0,61 мм. Т 4
16. Шаги зубьев секционных /с = ^=12 мм; чистовых и калиб-
рующих tK= (0,6...0,7) tc= (0,6...0,7) 12=7,2...8,4 мм; принимаем
fK=9 мм с размерами двухрадиусной стружечной канавки h—
= 3,5 мм, г= 1,8 мм, /? = 6 мм, g=3 мм [139].
17. Диаметры зубьев:
фасочных — первый = Do — 53,2 мм; последний </ф.п =
= 55,80 мм;
шлицевых — первый = <!$.„ — 0,05 = 55,8 — 0,05 = 55,75 мм;
последний dm.n = Рв.ш = 60,055 мм;
цилиндрических — первый = Do + 2sZ4 ц = 53,2 4- 2 • 0,2 =
= 53,6 мм; последний с?ц.п — Рв.ц = 54,39 мм.
18. Определяется количество секций и зубьев в частях протяжки:
в фасочной части
аф.п — аф1 55,80 — 53,2 с СЛ
А - 1 - --------- -- О,О0,
2®й.Ф 2-°’2
принимаем первый зуб несекционный без подъема и 7 секций, т. е.
всего 15 зубьев;
в шлицевой части
Ло.ш (Ло.п.пГ^ Ло.чт.ш) 4,31 — (0,46 + 0,05) q с.
*Ч.Ш = ' ......... ......"" === - *7«О«
^ч.ш 2-°’2
принимаем первый зачистной черновой зуб несекционный и 10 сек-
ций, десятую секцию с уменьшенным подъемом относим к переход-
ным зубьям. Таким образом,
пт=21ч:пт4-1=2*9+1 = 19 зубьев.
На основании предварительно составленной таблицы диамет-
ров зубьев определяется 1п.ш=3+1, т. е. всего Zn.m=2*4=8 зубьев,
ЧИСТОВЫХ 2Чт.ш=5.
В цилиндрической части
__Ло.ц (Ло.п.ц~1~ Ло.ч.т.ц) _ 1,2 — (0,46 + 0,05) ^17.
,ц~ 2®Л.Ц ~ 2*0,2
принимаем две черновые секции (вторая с уменьшенным подъ-
емом) ;
339
^ч.ц—2/ч.ц—2-2 — 4 зуба; /п.ц~~3; 2п.ц—3*2— 6 зубьев;
2ч.т.ц=2 принято из конструктивных соображений.
19. Количество калибрующих зубьев принимается в зависимо-
сти от точности отверстия. На шлицевой части ZK.in=7 (для 9-го
квалитета точности), на цилиндрической части 7к.ц=5 (для 12-го
квалитета точности).
20. Определяется длина режущих и калибрующих секций про-
тяжки для различных ее частей:
фасочной
/ф=(2ч.ф-1)/с= (15-1)12=168 мм;
шлицевой
/ч.ш + /п.ш~ (^ч.ш+^п.ш) /с = (19+8) 12 = 324 мм;
/ч.т.ш+/щ= (^ч.т.шЧ-— 1) /к= (5 + 7 — 1)9 = 99 мм;
цилиндрической
/ч.ц + /п.ц= (2ч.ц + 7п.ц) /с = (4 + 6) 12 = 120 мм;
/чт.ц + /ц = (^чт.ц + ^к.ц 1) /к = (2 + 5 1)9 = 54 мм.
21. Длина рабочей части протяжки с учетом увеличенных ша-
гов между фасочной и шлицевой, а также между шлицевой и ци-
линдрической частями, что необходимо для выхода режущего
инструмента при изготовлении протяжки, /раб = 801 мм.
22. Принимаются следующие геометрические параметры
зубьев протяжки:
на черновых и переходных у=15, а=3°;
на чистовых у= 15; а=2°;
на калибрующих ук=15; ак=1; <pi=2° (угол поднутрения).
23. Количество и радиусы выкружек равны:
на фасочных зубьях N4.$ = f> (по числу шлицев), дч=8 мм,
/?в.ч=80...85 мм (определено графически);
на шлицевых зубьях />ч=8 мм, /?в.ч = 80...85 мм;
на цилиндрических зубьях N4.$=6 (по числу шлицев), Ьч=
= 7 мм; 7?в.ч=80...85 мм.
24. Диаметры впадин между фасочными и шлицевыми высту-
пами составляют 4/в.п=^в = 54,4е8 мм.
25. Диаметры и длина гладких частей равны:
хвостовика Z)i = 42е8, а Л = 90 мм (табл. 17(141]);
шейки Ог=О1 — 1 =42— 1 =41 h 12 мм;
переходного конуса Оз=Ог=42 мм, а /з = 25 мм;
передней направляющей части О4=О0=53,5е8 мм; а /4 = /и=
= 37«40 мм;
длина до первого зуба /=с+/с + /а+/б + /4+15= 128+75 + 35 +
+ 30 + 37 +15=320 мм;
задняя направляющая часть O7=d=54,4e8 мм, а с учетом по-
следнего шага /7 = 34 мм;
длина приваренной части (шов находится посередине переход-
ного конуса)
/св = Z — /4 — -L /3 = 320 — 40 — -у- = 270 мм.
340
26. Общая длина протяжки составляет 1пр = / + /7 + /5 + /б =
= 320 + 34 + 801 = 1155 мм.
Полученная общая длина протяжки 1155 мм не превышает 40
-ее диаметров, что вполне допустимо.
27. Центровые отверстия выполняются с выточкой или с пре-
дохранительным конусом по ГОСТ 14034—68. Ширина боковой
ленточки (фаски) на шлицевых зубьях fo = 0,8...1 мм. Режущие
зубья затачиваются почти до остра с фаской на зубьях не более
0,03 мм, а ширина фаски на калибрующих зубьях до fK = 0,2...0,3 мм.
Рабочий чертеж протяжки и необходимые технические условия
представлены на рис. 15.15.
28. Сконструированную протяжку следует проверять на растя-
жение в опасных поперечных сечениях, на смятие, продольный из-
гиб, а также на обеспечение необходимой величины коэффициента
заполнения.
На прочность (растяжение) протяжка проверяется в местах с
наименьшим сечением, т. е. у шейки хвостовика и по стружечной ка-
навке перед первым зубом, исходя из соотношения
[СТв]>Ц™ (15.6)
F1
где [сгв] — допускаемое напряжение на растяжение, составляет для
протяжки из быстрорежущей стали 350, а для конструкционной ста-
ли 200 МПа; Pzmax — суммарная осевая сила, Н.
У шейки хвостовика, где протяжка кулачками удерживается в
быстросменном патроне, протяжка проверяется на смятие с учетом
допускаемых напряжений для быстрорежущей стали сгСм =
= 500...600 МПа, а для сталей марок ХВГ и 45 оСм = 400...450 МПа.
Для нормального заполнения межзубой канавки стружкой при
обработке стали и других пластичных металлов величина коэффи-
циента заполнения не должна превышать для зубьев с наибольшим
подъемом допускаемой величины, т. е.
К = ^->КДОП = 2,6...3,5. (15.7)
*ср.сл
При протягивании чугуна и других хрупких металлов провер-
ка К производится исходя из заполняемости стружкой всей канав-
ки, т. е.
К = -Д- > Кдоп = 2... 2,5. (15.8)
^ср.сл
Для обеспечения нормальной жесткости протяжки при термо-
обработке и транспортировке суммарная, или общая, длина про-
тяжки должна удовлетворять условию
LnP^40D, (15.9)
где D — наименьший диаметр протяжки, мм.
341
ОС
Допуск
Диаметры зубьев d £ £ § § <о •о vo го § & 55,20 $ § £ £ £ 1
Номера зубьев •*ъ Sb «о <О tx <ъ § х:
Тип зубьев Фасочные
ос 3° 1 I
Допуск -0,025 -0,02 -0,01
Диаметры зубьев d 59,75 1 59,91 ?> 00'09 Jo °Ч $ I ft 60,№5 }о is 8 § S
Номера зубьев <ъ sb X sb 5 5 Jo <о Sb 5 0> Sb
Тип зубьев Шлицевые
го
Т?
sb
S
270
32___
25
/155
90
Зуб П 15
0
_ Си
1
40
А-А
СН1-15
На четных фасочных
зубьях с H1Z по 14 сделать
по б вб/круи<ек,как показано
- _ 14,065-0,01
и-О
Мб-43- - ф53,2Жо
На нечетных зубьях с Н17по 41 сде-
лать по б бы кружек, как показано,
на четных зубьях с Н1б по 42 вык-
ружек не делать
При шлифовании фасочных зубьев
сделать по профилю обратный
конус-0,13 на длине с Н1 по 15,
для чего поднять задний центр
на 1 мм
H1-42,H55-64
Рис, 15.15. Рабочий чертеж комбинированной шлицевой
-0,025
& £ Vx £ & О) £ £ Чч £ Jn «п
У* <сг <сг ЧТ Ьч* Ьч* СхГ <ъч Q&*4 «сГ от
‘о •о «о •с <о «о «о о
0^ 5 «о О <о
*4 <\| »*> Г) г>
Шлицевые
14,085-nof
Оси шлицев и выкружек.
" на цилиндрических зубьях совпадают
На зубьях #55,57,59,61,63
сделать по в выкружек
симметрично шлицам фасоч-
ных и шлицевых зубьев
На зубьях с Nt7no 41
сделать поднутрение,
оставлял ленточку
о,8*1, о мм
Д-Д
#43-54,Нбв^
1 Материал режущей части- сталь Р6Н5
хвостовика - сталь ЧОХ
2 Твердость 'режущей части HRC=60...64'}
хвостовой части HRC=40...45
ЗДредельная накопленная погрешность
окружного шага шлицев не более 0,018мм
0. Спиралеобразность боковых сторон шли-
це о в пределах 0,01 на 300 мм длины ре-
жущей части
5. Смещение шлица отНЬсйтеаТЪИЬ
оси в поперечном сечении не бо-
лее 0,01
6. биение Ф60,055 относительно
ф 54,39 не оолее 0,02 мм
7 биение ф 53,22$% относительно
060,055 не более 0,08 мм
8. Смещение оси фасочных зубьев
относительно оси шлицевых не
более 0,03мм
9. на калибрующих зубьях сде-
лать ленточку шириной
f= 0,2...0,3 мм
протяжки групповой схемы резания
ГЛАВА 16. РЕЗЬБООБРАЗОВАНИЕ
16.1. Классификация и типы резьбообразующего инструмента
Резьбовые детали составляют высокий процент в объеме ма-
шиностроительных изделий. К крепежным и ходовым резьбам,
а следовательно, и к резьбообразующему инструменту предъяв-
ляются требования высокой точности. Получить резьбу можно
следующими методами: 1) нарезанием лезвийными инструментами
путем снятия стружки; 2) шлифованием специальными профиль-
ными кругами, которые могут быть одно- и многониточными; 3) на-
катыванием, т. е. путем пластических деформаций.
Основными инструментами для нарезания резьбы служат
резьбонарезные резцы, гребенки, метчики, круглые плашки, фрезы,
резцовые и резьбонарезные головки.
Получение мелких точных резьб обеспечивается за счет при-
менения шлифовальных профилированных кругов без предвари-
тельной лезвийной обработки. Для ходовых и крупных резьб
шлифование производится после предварительной лезвийной
обработки. Накатывание наружной резьбы осуществляется резьбо-
накатными плашками и роликами, а внутренней — раскатниками.
16.2. Особенности процесса нарезания резьбы
К особенностям процесса резания при резьбонарезании отно-
сятся: а) срезание стружки тонкими слоями, толщина которых
в некоторых случаях измеряется сотыми долями миллиметра;
б) участие в работе одновременно двух (при нарезании остро-
угольной резьбы) или трех (при нарезании ходовых трапеце-
идальных и прямоугольных резьб) лезвий, значительно услож-
няющих процесс стружкообразования.
Для получения качественных резьб необходимо обеспечить:
1) точное изготовление резьбообразующего инструмента, а
также точную его установку по отношению к нарезаемой детали;
2) правильный подсчет подачи и соответствующую установку смен-
ных шестерен, если нарезание резьбы ведется на токарно-винторез-
ных станках; 3) соответствующие точность и шероховатость по-
344
верхностей под нарезание резьбы; 4) тщательный контроль пара-
метров резьбы.
Особые требования к резьбообразующим инструментам, как,
например, плашкам, метчикам, резьбовым фрезам и другим,
предъявляются в силу того, что они имеют сложную форму режу-
щих элементов с острыми углами. При закалке эти инструменты
претерпевают сложную деформацию, вызывающую их коробле-
ние. Кроме того, при нагреве под закалку острые углы профиля
резьбы обезуглероживаются. Эти обстоятельства вызывают необ-
ходимость цианирования либо хромирования резьбовых резцов,
правки и обязательного шлифования точных метчиков.
При заточке резьбонарезного инструмента требуется особен-
ная тщательность и точность, так как величины передних и зад-
них углов делаются малыми. Выполнение этих требований способ-
ствует увеличению теплоотводящего объема режущей части ин-
струментов, а следовательно, и повышению их стойкости.
Исключительно большое влияние на качество нарезанной
резьбы оказывает правильно подобранная по химическому соста-
ву смазочно-охлаждающая жидкость, так как при этом уменьша-
ются силы трения и резания, крутящие моменты, износ инструмента
и увеличивается период его стойкости. Хорошо себя зарекомендо-
вали при нарезании резьбы в сталях такие СОЖ: активные масла,
многосернистые сульфофрезолы, многомасляные эмульсии на
окисленном петролатуме, машинное масло с 10 %-ными добавками
животного жира или коллоидального графита. Правильно подо-
бранная СОЖ позволяет получать резьбы даже 8-го класса шеро-
ховатости.
Производительность процесса резьбонарезания резко возра-
стает за счет применения твердосплавного инструмента. Кроме
того, использование этих резцов улучшает класс шероховатости
обработанной резьбы. Поэтому при изготовлении несложного по
форме резьбонарезного инструмента следует стремиться к приме-
нению твердого сплава.
16.3. Геометрические параметры резьбонарезного инструмента.
Элементы режима резания и срезаемого слоя
Общие сведения. Геометрические параметры резьбонарезного
инструмента, например резца, не отличаются от геометрических
параметров фасонных резцов. Учитывая общность процесса наре-
зания резьбы плашками, метчиками, гребенками и другими инстру-
ментами, а также общность их геометрических параметров, в дан-
ном параграфе рассмотрим геометрические параметры, элементы
режима резания и срезаемого слоя при нарезании резьбы метчи-
ками.
Геометрические параметры. Задний угол а — угол, заключен-
ный между касательными к затылочной поверхности зуба или пера
метчика и к окружности вращения, проведенными через рассмат-
риваемую точку режущего лезвия (рис. 16.1, а).
345
Передний угол у — угол, заключенный между касательной
к передней поверхности и осевой, т. е. диаметральной плоскостью,
проходящими через рассматриваемую точку режущего лезвия.
Задний угол обеспечивается путем затылования. Средняя ве-
личина его составляет а=6°. С увеличением заднего угла уменьша-
ется прочность зуба и увеличивается вероятность заклинивания
метчика стружкой при вывертывании его из нарезанного отверстия.
а .L Вид А повернуто
Рис. 16.1. Конструктивные элементы и геометриче-
ские параметры метчика
Для увеличения заднего угла переходят на плоскую заточку задней
поверхности (а ~20°), не опасаясь заклинивания метчика при вы-
вертывании его из нарезанного отверстия.
Передний угол выбирается в зависимости от свойств обраба-
тываемого материала и требуемого класса шероховатости нарезае-
мой резьбы. С увеличением у шероховатость нарезанной резьбы
уменьшается, особенно при обработке пластических материалов.
Приводим рекомендуемые значения переднего угла в зависи-
мости от обрабатываемого материала и его свойств [2]: 1) мягкая
и вязкая сталь: <тв<600 МПа, у=15°; 2) сталь средней твердости,
ковкий чугун, латунь: у =10°; 3) твердая сталь: <тв> 1200 МПа,
у=5°; 4) бронза и чугун: у=0...5°; 5) алюминиевые и магниевые
сплавы: у=20...30°.
Необходимо отметить, что стойкость метчиков во многом
определяется величиной угла заборной части <р. Чем меньше <р, тем
выше стойкость инструмента. Например, если принять при <р=45°
стойкость Т=1, то при <р=30° Т=2,5, а при <р=15° Т=4. Однако
величина угла <р ограничивается конструкцией детали. Так, при на-
резании сквозных резьб метчик имеет <р= 12...15°, резьб в жаро-
346
прочных сталях — ф = 1°30', а резьб в глухих отверстиях —
Ф=30...45°.
Кроме того, с уменьшением угла ф увеличивается расход
инструментальной стали и длина заборного конуса. Последнее
обстоятельство приводит к увеличению времени на врезание
инструмента в деталь, а следовательно, и к снижению производи-
тельности. Наиболее рациональной длиной заборной части 1\ сле-
дует считать такую, когда /1 = 6 Р, где Р — шаг резьбы, мм.
Геометрические параметры калибрующей части метчика.
С целью уменьшения сил трения и крутящего момента диаметр
калибрующей части уменьшают по направлению к хвостовику.
Это уменьшение обычно задается не углом ф1 = 2..,5', а обратной
конусностью, которая рекомендуется в пределах от 0,05 до 0,1 мм
на 100 мм длины метчика. Если резьбу нарезают в легких спла-
вах, обратная конусность калибрующей части метчика составляет
0,2...0,3 мм на 100 мм его длины. Ту же цель, что и обратная
конусность, преследует затылование метчика по профилю
(рис. 16.1, б). На некоторых заводах затылование производится
до остра. Иногда затылование начинают, отступая на */з шири-
ны пера Ь.
Элементы режима резания и срезаемого слоя. Скорость ре-
зания при нарезании резьбы метчиками является линейной ско-
ростью вращения периферийной точки на калибрующей части
метчика
v —------ м/мин,
(16.1)
где d — наружный диаметр резьбы; п — частота вращения метчика
(или заготовки).
Продольная, или осевая, подача на один оборот s0 равна шагу
резьбы Р, а глубину резания при резьбонарезании лучше всего
выражать через ширину среза bz, которая равна переменной
длине режущего лезвия, например bz (рис. 16.2, в).
Толщина среза
az = Sz cos ф, (16.2)
где sz =
— подача на зуб; h — глубина профиля резьбы;
число зубьев на режущей части; Z — число гребенок метчика.
Площадь поперечного сечения среза F — bz az является также
переменной величиной.
16.4. Нарезание резьбы резцами, гребенками, метчиками
и круглыми плашками
Нарезание резьбы резцами производится в несколько прохо-
дов, причем последовательность снятия стружки может быть
двоякой. В первом случае резец совершает следующие движения
(рис. 16.2, а): I — радиальное $р на глубину резания; II — рабо-
347
чий ход вдоль оси заготовки со снятием стружки; III — быстрый
радиальный отвод; IV — быстрый обратный ход резца в исходное
положение. Следует отметить, что при таком цикле нарезания резь-
бы во время рабочего хода оба режущих лезвия резца срезают
одновременно симметричные стружки.
Во втором случае (рис. 16.2, б) верхние салазки суппорта
устанавливаются под углом 60° к оси нарезаемой детали. После
Рис. 16.2. Нарезание резьбы:
а, б — резцом соответственно по дву- и односторонней схемам резания; в — гребен-
кой [82]
каждого очередного прохода перемещают головку суппорта впе-
ред. При таком методе в работе участвует только одно режущее
лезвие резца. Чтобы избежать работы правого режущего лезвия,
угол при вершине резца е должен быть меньше 60°, а левое лезвие
поворачивают точно на угол 30°. При этом правое лезвие будет
составлять небольшой угол с уже нарезанной правой стороной
резьбы.
Второй метод нарезания резьбы имеет преимущества по срав-
нению с первым, так как в этом случае передняя поверхность резца
может быть повернута, т. е. может не совпадать с горизонтальной
плоскостью, как это требуется для резцов, работающих по перво-
му методу. Кроме того, резец, работающий по второму методу, мож-
но легко подшлифовать, снимая нарост и налипы. Однако в конце
нарезания резьбы должен производиться чистовой проход по пер-
вому методу.
348
Следует отметить, что многопроходность при нарезании резьб
резцами делает этот способ образования резьбы непроизводитель-
ным. Кроме того, сложной является точная установка резца на
(рис. 16,2. в), которые работают
суппорте, в результате чего увеличивается вспомогательное время.
Нарезание резьбы гребенками является более производитель-
ным способом, так как зубья гребенки представляют ряд располо-
женных последовательно резцов ' *' "
одновременно. При этом обеспе-
чивается получение полного про-
филя резьбы за один-два прохода.
В зубьях гребенки различают ре-
жущую /] и калибрующую части.
Зубья режущей части срезаны
под углом ф и снимают основную
часть припуска. Калибрующие
зубья имеют полный профиль и
окончательно зачищают резьбу.
Недостатком нарезания резьб
гребенками является получение
менее точной и чистой резьбы по
сравнению с нарезанием резцом,
а сбег резьбы на нарезанной де-
тали равен длине заборной части
гребенки, что не всегда допустимо.
При нарезании резьбы мет-
чиками можно получить резьбу до
степени точности 4Н...5Н. В це-
Рис. 16.3. Направление стру-
жечных канавок метчиков
лях улучшения отвода стружки
метчики изготовляются с винтовыми канавками, которые могут
быть левого (для сквозных отверстий) и правого (для глухих от-
верстий) направлений (рис. 16.3, а, б). Угол наклона канавок со
принимается в пределах 10...16°. Для метчиков с прямыми канав-
ками заборную часть перезатачивают под углом X =7...10°
(рис. 16.3, в).
Период стойкости машинных метчиков из быстрорежущей ста-
ли, предназначенных для нарезания отверстий в стали, берется
равным 40...90 мин, а для гаечных— 120...150 мин. Критерием за-
тупления метчиков является износ по задним поверхностям ft3
у вершин зубьев на режущей части. Для машинных метчиков при
работе по стали величина предельного износа /i3 = 0,125d и при ра-
боте по чугуну /i3=0,07d мм, где d — номинальный диаметр
резьбы.
Нарезание резьбы плашками, как и метчиками, может осу-
ществляться вручную и на станках. Передний угол у зубьев плашки
(рис. 16.4) выбирается в зависимости от свойств обрабатываемого
материала и равен 10... 12°. Задний угол а образуется путем заты-
лования только по наружному диаметру заборной части. Величина
его составляет 6...9°. Угол конуса заборной части 2ф для нормали-
зованных плашек выбирается равным 50°.
349
К недостаткам нарезания резьбы плашками следует отнести
низкую производительность и невысокое качество нарезанной резь-
бы, а также сложность изготовления и особенно затачивания самой
плашки. Низкие допустимые скорости резания при работе плашка-
ми обусловлены плохим теплоотводом узких гребенок. Средний пе-
риод стойкости для плашек составляет около 90 мин. Допустимый
А-А
Рис. 16.4. Круглая плашка
износ по задним поверхностям h3—0,ld°>5, где d— номинальный
диаметр нарезаемой резьбы.
Отметим, что работа метчиков и плашек чаще всего происхо-
дит за счет принудительной подачи при врезании на один-два
шага, а далее осевое движение инструмента производится самоза-
тягиванием.
16.5. Особенности процесса фрезерования резьбы
Резьбофрезерование осуществляется тремя видами фрез: ди-
сковыми (одинарными), гребенчатыми (групповыми) и вращающи-
мися резцовыми головками (вихревое нарезание).
Дисковые резьбовые, или трехсторонние угловые, фрезы имеют
зубья, соответствующие профилю нарезаемой резьбы. По отношению
350
к заготовке они устанавливаются под углом т3 (рис. 16.5,а), соот-
ветствующим углу подъема нарезаемой резьбы. Нарезание резьбы
происходит за один проход. После настройки фрезы на глубину
профиля резьбы h осуществляются следующие движения: главное —
быстрое вращение фрезы Оф, вспомогательное — медленное вращение
заготовки (круговая подача Sz) и продольное перемещение фрезы
или заготовки на шаг Р или ход резьбы sP. Каждый зуб фрезы
Рис. 16.5. Резьбофрезерование:
а — дисковой фрезой; б — гребенчатой фрезой; в — вихревой резцовой
головкой
351
срезает элемент АВС, в котором ВС — sz — круговая подача заготов-
ки на один зуб фрезы.
Гребенчатые резьбонарезные фрезы (рис. 16.5, б) представля-
ют собой затылованную фрезу с кольцевыми канавками, соответ-
ствующими профилю резьбы. Стружкоотводящие канавки бывают
винтовыми или прямыми. Длина фрезы должна быть на два-три
шага больше длины нарезаемой заготовки. Нарезание как наруж-
ных, так и внутренних резьб осуществляется за счет радиальной
врезной подачи на полную глубину профиля h с одновременным
осевым перемещением фрезы на величину s0=P за время, несколь-
ко большее одного оборота заготовки и осевого движения на один
шаг. После нарезания производится быстрый отвод фрезы в исход-
ное положение.
Вращающаяся, или вихревая, резцовая головка (обычно четы-
рехрезцовая, рис. 16.5, в) устанавливается асимметрично по отно-
шению к оси заготовки, которая крепится в центрах. Скорость вра-
щения головки намного превышает скорость вращения заготовки
и составляет примерно 200...300 м/мин. Поэтому вихревое нарезание
резьбы относится к скоростным методам получения резьб. При
соприкосновении с заготовкой резцы снимают серпообразную
стружку. В головках обычно применяют резцы, оснащенные твер-
дым сплавом. Круговые подачи на один резец головки составляют
от 1,2 до 0,4 мм, и выбор их величины зависит от твердости обра-
батываемого материала. Величину этой подачи следует уменьшать
с возрастанием твердости материала заготовки. Ось головки, как
и у дисковой резьбонарезной фрезы, наклонена к оси вращения
нарезаемой детали на угол подъема резьбы хг-
Следует отметить, что, несмотря на более высокую, производи-
тельность резьбонарезания резьбонарезными фрезами и резцовой
головкой, точность получаемой резьбы несколько ниже, чем при
обработке резцом и находится в пределах не выше 6Н...7Н степе-
ней точности.
Скорость резания при всех видах резьбофрезерования рассчиты-
вают так же, как и при фрезеровании. Глубина резания t равна вы-
соте профиля резьбы h. Подача на один оборот заготовки s0 равна
шагу резьбы Р, а подача на один резец головки Sz равна круговой
подаче заготовки. Круговая подача Sz на один зуб фрезы (один ре-
зец головки) равна длине дуги ВС по наружному диаметруj резьбы
заготовки за один срез.
Рекомендуемые режимы резания приводятся в справочной
литературе.
16.6. Стойкостные и силовые зависимости
при резьбонарезании
При нарезании наружной метрической резьбы резцами из
стали Р18 зависимости между Т, S, St выражаются эмпирической
формулой
352
C РУ°
v = —2——Kv м/мин,
(16.3)
где Cv — постоянный коэффициент; Р — шаг резьбы; Т — период
стойкости (для резцов из стали Р18 7=60 мин); St — подача вдоль
стороны профиля на один проход; Kv — поправочный коэффициент
на скорость резания.
Расчет мощности, потребной на резание, производится по фор-
муле
N = CNdXN^NvKN кВт, (16.4)
где Си— постоянный коэффициент; d — диаметр резьбы; v — скорость
резания; Ки— поправочный коэффициент на мощность.
Основное технологическое время определяется по формуле
где I — длина резьбы; /1=(5...8)Р— перебег резца в начале и в
конце прохода; п — число оборотов детали; п\ — частота вращения
в минуту детали при обратном ходе; i — число проходов.
При резьбофрезеровании дисковыми фрезами
V — м/мин, (16.6)
1000 ’ v 7
где d— наружный диаметр резьбы; п — частота вращения фрезы в
минуту.
При резьбофрезеровании гребенчатыми быстрорежущими фре-
зами
V = —-----------Al
(16.7)
/ sjo
где D — диаметр фрезы; sz — круговая подача на один зуб фрезы.
Основное время t0 при этом рассчитывается по формуле
= (16.8)
где d — номинальный диаметр резьбы; sM — минутная круговая по-
дача инструмента.
В случае нарезания резьбы четырехрезцовой головкой
= (Z + /t )xd
sz пр Z?
где d — номинальный диаметр резьбы; sz— подача на один резец;
ир — частота вращения резцовой головки в минуту; Z — число рез-
цов.
При нарезании резьбы быстрорежущими машинными метчика-
ми скорость резания подсчитывается по формуле
(16.9)
12 Зак. 639
353
где Cv — постоянный коэффициент; d0 — диаметр метчика; Т — пе-
риод стойкости (выбирается в зависимости от dQ; при нарезании
стали Т=6О...9О мин); Kv— поправочный коэффициент на скорость.
Основное технологическое время для машинных метчиков рас-
считывается так же, как и в случае нарезания резьбы резцами, а
для гаечных метчиков
I 4- /_
/о = ---(16.11)
sn
где /р — длина режущей части метчика.
Расчет скорости резания при нарезании резьбы плашками про-
водится по формуле, аналогичной формуле расчета скорости реза-
ния для метчиков, но поправочные, постоянные коэффициенты и по-
казатели степеней будут другими.
16.7. Особенности накатывания резьбы резьбонакатными
инструментами
Наиболее прогрессивным методом резьбообразования является
накатывание резьбы, обеспечивающее наряду с высокой произво-
дительностью высокую прочность и износостойкость резьбовых по-
верхностей. Обработка резьбы накатыванием осуществляется копи-
рованием профиля накатного инструмента за счет вдавливания
резьбы плашки или ролика в металл заготовки. При этом поверх-
ность обработки резьбы получается с уплотненными слоями и не-
прерывными волокнами, что способствует повышению прочности
резьбовой детали.
Накатку резьбы можно осуществлять на деталях из различных
материалов. Однако одним из показателей пригодности, того или
иного материала для накатывания на нем резьбы является относи-
тельное его удлинение: при б^ 12 % материал обычно хорошо на-
катывается.
Качество полученной резьбы накатыванием улучшается при
применении смазывающих веществ, например эмульсий и масел,
и соответствует 7...8-му классам шероховатости, а по степени точ-
ности — 4Н...5Н. Более точную резьбу обеспечивают ролики (см.
рис. 17.11). Плашки (см. рис. 17.10) дают значительно меньшую сте-
пень точности, но они более производительны. По стойкости накат-
ные ролики в 100 и более раз превышают стойкость резьбонарезных
плашек. Кроме того, накатывание резьбы дает значительную эко-
номию металла за счет уменьшения диаметра заготовок, а также
обеспечивает снижение расхода электроэнергии до двух раз на еди-
ницу накатного изделия.
354
Следует заметить, что процесс накатывания резьбы роликами
хотя и менее производителен (60...80 штук/мин) по сравнению с на-
катыванием плашками (100... 120 штук/мин), однако имеет ряд пре-
имуществ. К их числу следует отнести [36, 111]:
1) возможность обработки роликами резьбы на деталях диа-
метром от 2 до 60 мм, тогда как плашками — от 3 до 24 мм;
2) более высокий класс шероховатости и точности накатанной
резьбы;
3) простоту в изготовлении и обслуживании роликонакатных
станков;
4) малые радиальные силы, что позволяет накатывать тонко-
стенные и трубчатые детали, а также получать резьбу на деталях с
повышенной твердостью (HRC = 40);
5) изменяя режимы накатывания (окружную скорость враще-
ния роликов и радиальную подачу), можно накатывать резьбу на
деталях из малопластичных материалов. Наоборот, при работе
плашек формирование резьбы заканчивается на заборной части,
длина которой ограниченная и относительно небольшая по раз-
мерам;
6) несложность изготовления роликов и более высокая точ-
ность их резьбы, получаемой шлифованием по профилю на резьбо-
шлифовальных станках.
Схема накатывания роликами и плашками, а также конструк-
ции резьбонакатного инструмента приведены в параграфе 17.4.
16.8. Особенности резьбошлифования
Резьбошлифование может выполняться непосредственно без
обработки резьбы лезвийным инструментом и применяется для по-
вышения точности предварительно нарезанных резьб. В качестве
режущего инструмента для шлифования резьб служат абразивные
круги, а поэтому резьбошлифованию могут подвергаться резьбы на
труднообрабатываемых и закаленных деталях.
Шлифовальные круги, имеющие в сечении профиль резьбы,
могут быть однониточными (рис. 16.6, а) и многониточными. По-
следние выполняются с винтовыми (рис. 16.6, б) или кольцевыми
(рис. 16.6, в) нитками. Однониточный круг устанавливается соот-
ветственно углу подъема нитки резьбы и имеет быстрое враща-
тельное движение. Детали же сообщаются медленное вращательное
и поступательное вдоль оси строго согласованные движения [101].
Многониточные круги по сравнению с однониточными обеспечи-
вают большую производительность, но меньшую степень точности
(не выше 5Н6Н) нарезаемой резьбы. Более точную резьбу (на 15...
20 %) получают при работе многониточными коническими круга-
ми (рис. 16.6, г) по сравнению с обработкой ее многониточными ци-
линдрическими.
Точность резьбошлифования можно повысить также за счет
применения круга, состоящего из двух частей: мягкого — для сня-
тия основного слоя металла и твердого — для калибрования.
12*
355
Для шлифования резьбы в массовом и крупносерийном произ-
водстве находит применение также и бесцентровое шлифование.
В принципе этот процесс ничем не отличается от процесса обычного
бесцентрового шлифования. Однако он применим для резьбовых
деталей с обработкой их «напроход» и требует определенной уста-
новки опорного ножа и ведущего круга. Схема бесцентрового шли-
фования резьбы представлена на рис. 16.6, д. Нарезаемая деталь 2
устанавливается на опорном ноже 1 между режущим 3 и ведущим 4
кругами. Опорный нож 1 разворачивается на угол подъема нитки
резьбы а, а ведущий круг — на угол 2а. При вращении последнего
деталь будет также вращаться с круговой подачей и2 и одновремен-
но перемещаться с продольной подачей из. Для получения линей-
356
ного контакта детали с ведущим кругом последний заправляют по
форме гиперболоида вращения.
В тех случаях, когда резьбошлифование не обеспечивает тре-
буемых степени точности и шероховатости обработанной поверх-
ности, применяются доводка и притирка резьбы, осуществляемые
на специальных чугунных притирах. Доводка наружной резьбы
осуществляется чугунными резьбовыми кольцами, а внутренней —
чугунными резьбовыми стержнями. Притирка резьбы осуществля-
ется непосредственно в паре винт — гайка.
ГЛАВА 17. КОНСТРУИРОВАНИЕ
РЕЗЬБООБРАЗУЮЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
17.1. Резьбонарезные резцы, гребенки и фрезы
Резьбонарезные резцы и гребенки служат для нарезания резь-
бы на токарно-винторезных автоматах. По своей конструкции они
являются фасонными резцами, которые могут быть стержневыми,
призматическими и круглыми.
Стержневые резцы применяются для нарезания внутренней и
наружной резьб. Наружную резьбу нарезают прямыми или отогну-
тыми резцами (рис. 17.1, а), а внутреннюю — изогнутым резцом в
отверстиях малого диаметра и прямым резцом в отверстиях боль-
шого диаметра. Прямые резцы в этом случае устанавливаются в рас-
точную оправку, так же как и при растачивании гладких отвер-
стий.
358
Резцы к вращающимся резьбонарезным головкам конструкции
ЭНИМСа показаны на рис. 17.1, б. Биение режущих лезвий при
установке таких резцов в головку не должно превышать допуска
среднего диаметра нарезаемой резьбы. Конструкция призматиче-
ских резцов и гребенок не отличается от конструкции фасон-
ных резцов этих же наименований. Для нарезания точных резьб
проводят коррекционные расчеты профиля резца. Следует отметить,
Рис. 17.2. Геометрические параметры стержневого резьбового резца [82]:
а — в процессе его работы; б — при наклоне передней поверхности; в — при пазе на
передней поверхности; г — с пластинкой из твердого сплава
что гребенки — это инструмент с групповым профилем и работа
ими более производительна, так как в работе одновременно уча-
ствует несколько режущих лезвий. Зубья гребенки представляют
собой ряд последовательно расположенных резцов (см.рис. 16.2,в),
обычно 6...8, и имеют заборную, срезанную под углом <р, и калиб-
рующую части.
Угол в плане при вершине е для резьбонарезных резцов и гре-
бенок составляет е = 60°±10'. С учетом разбивания метрической
359
резьбы угол е иногда делают равным 59°30'. Вершина резца имеет
либо скругление, либо плоско срезанную фаску.
Задние углы ал и ап (рис. 17.2) соответственно относятся к ле-
вому и правому режущим лезвиям. Задние поверхности выполня-
ются винтовыми с углом подъема ть причем Ti по внутреннему диа-
метру d\ больше угла подъема т по наружному диаметру d. Для то-
го чтобы в процессе резания не происходило затирания левой п пра-
Рис. 17.3. Дисковые резьбонарезные фрезы:
а, б — методы установки дисковой фрезы; в, г — срезы стружки дисковой фрезой;
д — шахматные зубья групповой фрезы
вой поверхностей резца о боковые поверхности резьбы, должно
быть ал = т+ (4...6°) и ап=т— (4...6°). Задние углы щ и аг рассчиты-
ваются или корректируются по формулам [82]:
tga, = tgc^cos-y; (17.1)
tg a2 = tg an cos (17.2)
Величина заднего угла а в плоскости, перпендикулярной к оси резь-
бы, определяется по формуле
tga = -^-. (17.3)
si"T
Для метрической треугольной резьбы при нарезании незакаленных
деталей а= 10...12°, а закаленных — a=ai = a2=6°.
360
Передний угол у назначается в зависимости от свойств обраба-
тываемого материала. Величина его, измеряемая в плоскости, пер-
пендикулярной к оси резьбы, составляет 0...250. Для твердых и
хрупких материалов берутся меньшие значения углов у, для вязких
и цветных — большие значения. Для чистовых резцов принимают
у = 0, чтобы не делать коррекционных расчетов. При нарезании
высоколегированных жаропрочных сталей передний угол для черно-
вых и чистовых резцов равен 5... 10°.
В кинематике ул=т и уп=~т, так как передняя поверхность
резца параллельна оси заготовки. Для получения ул^уп^0 при
больших значениях угла т2 переднюю поверхность резца наклоня-
ют на угол Т2 относительно оси заготовки или затачивают на ней
паз (рис. 17.2, в).
Более производительным методом, но менее точным, является
резьбофрезерование, которое осуществляется дисковыми (одинар-
ными), гребенчатыми (групповыми) и вращающимися резцовыми
головками (см. рис. 16.5).
Дисковые фрезы изготовляются с симметричным и несиммет-
ричным профилем (рис. 17.3, а, б). Зубья этих фрез остроконечные
с плоской заточкой по задней поверхности. Количество зубьев, на-
ходящихся одновременно в работе, рассчитывается из условия
плавности работы фрезы и должно быть
Z> .-2.:.360.-, (17.4)
где ф— угол контакта фрезы с заготовкой; обычно ф = 34...40°.
Для увеличения толщины среза до 2а (рис. 17.3, д) боковые
лезвия удаляют попеременно через одно с левой и правой сторон
профиля (см. рис. 16.5, а). Если число боковых зубьев и зубьев по
наружному диаметру фрезы одинаковое, боковые режущие лезвия
срезают тонкие срезы а (рис. 17.3, в).
Два лезвия, расположенные друг против друга на обеих сто-
ронах профиля, служат для контроля угла e<j>:
tg-^- = tg-|- cosr2, (17.5)
где 8 — угол профиля; т — угол подъема резьбы по среднему диа-
метру.
, Диаметр дисковой резьбонарезной фрезы определяется ориен-
тировочно по формуле
Z) = 2(/l + Amin + Hmin) ММ, (17.6)
где h—высота профиля резьбы Дтт— зазор между наружной
поверхностью резьбы и краем корпуса резьбофрезерной оправки;
tfmin — расстояние от края корпуса до оси фрезы.
Для фрез с несимметричным профилем диаметр фрезы полу-
чается меньшим, чем при симметричном.
Основными конструктивными параметрами гребенчатых фрез
являются наружный диаметр фрезы, посадочный диаметр под
361
оправку t/ф (обычно д?ф = (0,3...0,5)£> из условия прочности и жестко-
сти оправки), угол профиля (см. рис. 16.5, б).
Ориентировочно диаметр гребенчатой насадной фрезы опре-
деляют по формуле
О = йф + 2(е + Н) мм, (17.7)
где йф— диаметр оправки, мм; е — толщина тела фрезы без учета
глубины шпоночного паза; обычно е= (0,3...0,4) йф мм; Н — высота
зуба фрезы или глубина стружечной канавки, размер которой рас-
считывают, как и для затылованных фрез, мм.
’Если передний угол у=И=О, для определения угла профиля фре-
зы в диаметральной плоскости £ф выполняют коррекционный рас-
чет. При 7 = 0 угол 8ф = е.
Кольцевые профили гребенчатых фрез для резьб с шагом
Р^0,8 мм удаляют в шахматном порядке через один-два зуба и за-
кругляют дно впадины профиля радиусом R (рис. 17.3, г). Это обе-
спечивает повышение стойкости шлифовального круга при затыло-
вании, которое выполняется с перескоком через один-два зуба.
17.2. Метчики
Общие сведения. Метчики представляют собой винт, изготов-
ленный из инструментальной стали и снабженный прорезанными
стружечными канавками вдоль оси для образования режущих лез-
вий. Существуют следующие типы метчиков:
1) машинно-ручные (ГОСТ 3266—71) диаметром от 1 до 48 мм
для метрических и от У4 до 2" для дюймовых резьб;
2) машинные мелкоразмерные для нарезания резьбы на стан-
ках (ГОСТ 8859—74) диаметром от 0,25 до 1 мм;
3) ручные или слесарные для нарезания резьбы вручную (ГОСТ
9522—60) таких же диаметров, как и машинно-ручные;
4) гаечные для нарезания резьбы в гайках (ГОСТ 1604—71)
с прямым хвостовиком и с изогнутым хвостовиком по ГОСТ
6951—71;
5) конические для нарезания обычных конических и кониче-
ских трубных резьб (ГОСТ 6227—71);
6) плашечные и маточные для нарезания и калибрования резь-
бы в плашках;
7) специальные для калибрования резьбы после термообра-
ботки, насадные, бесканавочные и т. д.
Конструктивные элементы метчиков. К элементам, определяю-
щим конструкцию метчика, относятся: режущие перья, снабженные
резьбой; сердцевина метчика и стружечные канавки.
К элементам, характеризующим процесс резания, относятся:
заборный конус; режущие лезвия; задний угол а на заборной ча-
сти; передние углы у и ук соответственно на заборной и калибрую-
щей частях метчика; угол наклона винтовых канавок; профиль ка-
навок.
362
Несмотря на разнообразие конструкций метчиков, они имеют
многие элементы и геометрические параметры, назначение которых
для образования резьбы одинаковое. На рис. 16.1, а была пред-
ставлена конструкция и геометрические параметры машинно-руч-
ного метчика.
Метчик состоит из рабочей части /раб и хвостовика /хв. Первая
из них включает заборную, или режущую, 1\ и калибрующую /2
Рис. 17.4. Мелкоразмерный метчик
части метчика. На заборной части нитки резьбы затылуются по
спирали Архимеда и выполняют основную работу резания. Кали-
брующая часть служит для зачистки резьбы и направления метчи-
ка в отверстии. Хвостовая часть метчика необходима для закрепле-
ния его в патроне или воротке и для передачи крутящего момента
вручную или от шпинделя станка посредством квадрата, лысок,
шпоночных продольных канавок и т. д. От диаметра хвостовика
зависят прочность метчика и его технологические возможности.
С увеличением диаметра хвостовика повышается его крутильная
жесткость, что способствует увеличению стойкости. Чтобы можно
было нарезать резьбу «напроход», диаметр хвостовика должен быть
меньше внутреннего диаметра резьбы не менее чем на 0,2 мм.
Для мелкоразмерных метчиков диаметром до 5,5 мм хвостовики
делают больше наружного диаметра резьбы (рис. 17.4).
Основные размеры метчиков стандартизованы. Наружный tfH6
и средний dzH6 диаметры резьбы метчиков степеней точности Н1,
Н2, НЗ, Н4 (рис. 17.5), применяемых для нарезания метрических
резьб с посадками скольжения, назначают больше номинальных
наружного d и среднего t/г диаметров нарезаемой гайки с величи-
ной допусков на износ / и /2 и на изготовление N и Л/2, так что
= + Д а б/гнб = ^2 + Л/г2 + /2. С учетом величины разбивания
Р до наибольшего предельного размера среднего диаметра резьбы
гайки б/гнб можно записать
^2нб = ^2нб Р •
Внутренний диаметр резьбы метчика diH6 назначают меньше
номинального внутреннего диаметра резьбы гайки d\f чтобы метчик
не работал дном впадины профиля резьбы. Диаметр торца метчика
составляет dT = di — (0,1...0,35) мм (см. рис. 16.1, а). Кроме того,
ГОСТ 16925—71 предусматривает наличие метчиков двух степеней
точности о1 и о2 для изготовления резьбы с посадками с зазором.
Конструкция рабочей части метчика определяется в основном
принятой схемой резания или распределением работы по срезанию
стружки между отдельными участками лезвий его зубьев. Разли-
чают нормальную, шахматную и коррегированную схемы резания
или конструкцию метчиков. Нормальная конструкция предусматри-
вает цилиндрическую и коническую схемы резания [36].
363
Лолл допусков
гайки-
Рис. 17.5. Схема расположения полей допусков метчик —
гайка
Рис. 17.6. Схемы резания при работе метчиками
Цилиндрическая схема резания (рис. 17.6, а) предусматривает
работу комплектами из двух или трех метчиков. Все метчики ком-
плекта имеют разные наружный и средний диаметры, причем пол-
ный профиль резьбы лишь у последнего метчика. Обычно ручные
метчики диаметром от 2 до 24 мм выполняются комплектом из
двух, а диаметром от 27 до 52 мм — комплектом из трех метчиков.
Машинные метчики используются в комплекте из двух метчиков
или применяется один метчик с соответствующей длиной заборной
части. При работе метчика по цилиндрической схеме резания за
один оборот его срезается плоская стружка толщиной а.
Коническая схема (рис. 17.6, б) используется при работе не-
комплектных станочных и конических метчиков. При этом каждый
зуб метчика режет по всему профилю. В конце работы зубья метчи-
ка перегружаются из-за большого трения между витками резьбы
метчика и детали, что приводит к быстрому его износу и затуп-
лению.
Метчики шахматной схемы резания отличаются от метчиков
нормальной схемы резания тем, что зубья у них срезаны через
шаг, в результате чего толщина среза в два раза больше, а ширина
в два раза меньше, что способствует уменьшению силы резания Pz.
Кроме того, у таких метчиков площадь пятна контакта витков
резьбы детали и метчика меньше, чем у метчиков с нормальной
схемой, а следовательно, меньше момент трения и опасность защем-
ления. Недостатками метчиков шахматной схемы резания являет-
ся то, что стойкость их меньше нормальных метчиков, так как уве-
личение толщины среза приводит к увеличению температуры в зоне
резания и снижению стойкости. Операции по удалению части зубьев
увеличивают трудоемкость и стоимость изготовления метчиков, по-
этому они не нашли широкого применения.
При нарезании обычных метрических резьб в деталях из жа-
ропрочных сталей и титановых сплавов, а также при нарезании
резьб сложного по форме и глубокого профиля в конструкционных
сталях применяются метчики с коррегированной схемой резания
(рис. 17.6, в). Коррегированный метчик имеет угол профиля зубьев
СС1 = 55° в отличие от угла профиля нарезаемой резьбы ао = 6О°.
В результате между зубьями метчика и обрабатываемой деталью
возникают угловые зазоры, облегчающие работу метчика. Требуе-
мый профиль изделия обеспечивается за счет обратной конусности
резьбы метчика, рассчитываемой по формуле
tg6 = tg<p (tg-f ctg^---1), (17.8)
где ф — угол заборного конуса; cto и си — углы профиля нарезаемой
резьбы и метчика.
Как видно из рис. 17.6, при нарезании резьбы коррегирован-
ными метчиками на профиле резьбы остаются несрезанные гребеш-
ки высотой Л, укладывающиеся в допустимые пределы для 7...8-го
классов шероховатости по ГОСТ 2789—73. Однако при обработке
такими метчиками контакт зубьев с обрабатываемым материалом
365
осуществляется только в зоне резания, поэтому крутящий момент
определяется в основном силами резания, а не силами трения нера-
бочих боковых поверхностей. При работе коррегированных метчи-
ков улучшаются условия смазки и отсутствует налипание стружки
на боковых поверхностях зубьев.
Число и форма канавок. С увеличением числа канавок возра-
стает количество режущих перьев, или зубьев, и на каждый зуб
приходится меньшая сила резания, так как им снимается меньшая
часть срезаемого слоя. Это приводит к повышению класса шеро-
ховатости обработанной поверхности резьбы и к увеличению стой-
кости инструмента. Однако рост числа канавок приводит к увели-
чению удельных сил резания, так как уменьшается толщина слоя
металла
Р .
а = — tg ф мм
(см. рис. 17.6, а), срезаемого каждым зубом при одной и той же
длине заборного конуса, а следовательно, и к увеличению крутя-
щего момента.
Выбор числа канавок производится из условий повышения
стойкости и нормального размещения стружки. Можно рекомендо-
вать для различных диаметров метчиков Ь следующее число кана-
вок Z:
D, мм 6 8...14 16...24 27. ..36 свыше 36
Z 2...3 3 3...4 4 4...6
Желательно выбирать четное число канавок, так как в этом
случае проще измерять средний диаметр резьбы при изготовлении
метчиков. При Z нечетном для измерения с?2 требуются специаль-
ные приборы.
Форма канавок (рис. 17.7) должна обеспечить: 1) отсутствие
резких переходов, являющихся источниками концентраторов на-
пряжений; 2) достаточный объем для размещения стружки; 3) не-
обходимые величины передних углов по всей высоте профиля;
4) отсутствие резания задним лезвием при вывертывании метчика
из нарезанного отверстия; 5) увеличенную сердцевину.
Наиболее рациональной и получившей наибольшее распро-
странение является форма стружечной канавки (рис. 17.7, в), пе-
редняя поверхность которой очерчена по прямой, задняя поверх-
ность и дно стружечной канавки — по радиусу. В практических
целях можно рекомендовать: диаметр сердцевины dG = 0,57), ширину
пера Ь~. 0,257) и /?«0,57). Представленная на рис. 17.7, в форма
стружечной канавки проста в изготовлении и при переточках имеет
плавные переходы, а объем ее увеличен за счет очерчивания спин-
ки по радиусу.
От формы канавки зависит ширина пера b. С увеличением b
улучшается направление метчика в отверстии, но растут силы тре-
ния. Последнее обстоятельство весьма плохо сказывается при
366
обработке пластических материалов, так как увеличивается склон-
ность к налипанию стружки, заеданию и поломке метчика. При
малой величине b ухудшается направление метчика в нарезанной
резьбе, уменьшается общее количество переточек, появляются ви-
брации и дробление поверхности резьбы.
Внешний угол т] рекомендуется выбирать в пределах т) = 80...
85°, так как при больших его значениях при вывинчивании мет-
Рис. 17.7. Различные профили стружечных канавок метчика:
а — полукруглая; б — с передней радиусной поверхностью и спинкой очерченной
прямой; в — передняя поверхность прямолинейна, спинка зуба радиусная
чика из нарезанной резьбы будет происходить резание, а при
меньших значениях при вывинчивании заклинивается стружка.
При обработке мягких материалов передний угол у увеличи-
вают, но не настолько, чтобы зуб оказался ослабленным. В таких
случаях переднюю поверхность делают по радиусу.
Элементы резьбы. К основным элементам, характеризующим
резьбу метчика, относятся: шаг резьбы; число заходов резьбы п,
если резьба многозаходная; угол профиля резьбы ао; диаметры —
наружный d, средний d2 и внутренний di; высота профиля резьбы /;
угол подъема резьбы т, определяемый по среднему диаметру.
Так как резьбу после метчиков дальше не обрабатывают, до-
пуски и размеры их стандартизованы по ГОСТ 16925—71. При
этом учитывается, что нарезание резьбы в сталях и чугунах проис-
ходит с разбиванием, а в пластмассах и тонкостенных трубах с
усадкой резьбы.
Метчики делают четырех степеней точности: Hl, Н2, НЗ, Н4
для метрической резьбы с посадками скольжения и двух степеней
точности oi, о2 для резьбы с посадками с зазорами.
Установлены предельные отклонения на следующие элементы
резьбы: на половину угла профиля ао/2, на наружный d, внутрен-
ний di и средний d2 диаметры и на шаг резьбы Р метчика. Обычно
допуск на половину угла профиля (от ± 15' до ±100') увеличивает-
ся как с уменьшением шага резьбы, так и с понижением точности
метчика. Допуск на шаг резьбы принимается исходя из длины
(10 и 25 мм или до 10 витков) нарезанной части метчика. В зависи-
мости от степени Н1 к Н2 он увеличивается от ±0,01 до ±0,07 мм.
Допуск на средний диаметр d2 (см. рис. 17.5) строится исходя
из следующих соображений:
1) допуск N2 должен быть достаточно большой для экономи-
чески выгодного изготовления метчика. Он устанавливается с уче-
том разбивки Р и запаса на износ /2*,
367
2) верхнее отклонение О должно быть возможно меньшим по
сравнению с верхним отклонением гайки, чтобы не получить брака
при работе метчика из-за разбивания;
3) нижнее отклонение N2 должно быть достаточно большим
и обязательно положительным, чтобы обеспечить достаточный за-
пас на износ метчика.
Для наружного диаметра метчика верхнее отклонение ограни-
чивается условием прочности и стойкости вершин профиля резьбы
метчика. При этом поле допуска на изготовление наружного диа-
метра будет наименьшее у метчиков степени точности Н1 и Н2.
Для внутреннего диаметра d\ Нб устанавливается только верхнее
отклонение. Оно должно быть отрицательным, чтобы метчик не
обрабатывал резьбу по внутреннему диаметру нарезаемой детали.
17.3. Резьбонарезные плашки и головки
Резьбонарезные плашки. По форме плашки подразделяются на
круглые (см. рис. 16.4), трубчатые, квадратные и др. Основные раз-
меры плашек стандартизованы. Внешние размеры плашки зависят от
диаметра нарезаемой резьбы, диаметра стружечных отверстий d0 ,
прочности и жесткости перемычек, размер которых определяется по
эмпирической формуле е = (0,6... 0,9) VD , где D—наружный диа-
метр плашки, мм. Для резьб с d= 1...52 мм наружный диаметр
плашки D= 16...90 мм.
Диаметр стружечных отверстий и диаметр их расположения
определяют пробными построениями по заданному внутреннему
диаметру резьбы d\, наружному диаметру плашки £>, переднему
углу у, ширине гребенок /, числу гребенок Z, толщине перемычки с
и по ширине промежутков между гребенками С.
Ширина плашки определяется длиной заборной 1\ и калиб-
рующей 12 частей. Длина заборной части ограничена углом 2ф,
который обычно выбирают равным 50°, а для твердых материалов
2ф = 30°. Для обеспечения лучшего захватывания заготовки прини-
мают d3 = d+2/C, где ^ = 0,05...0,15 мм. Длину заборной части опре-
деляют по формуле
/1= (t + K) ctgcp,
где t — высота резьбы.
Вся ширина плашки Н = 21\ + 12, где 12 — длина калибрующей
части, равная трем-шести шагам резьбы. Уменьшение ширины
плашки ухудшает ее направление в работе. Ширина гребенки или
пера f= (0,65...0,75) С, где С — промежуток между гребенками.
Число стружкоотводных отверстий обычно равно Z=3...6 для
диаметров резьб d= 1...48 мм. Величина главных углов для раз-
личных типов плашек выбирается в зависимости от обрабаты-
ваемого материала. Например, практикой установлены следую-
щие средние значения углов для круглых плашек: а = 4...6° на
заборной части; у=15°, а = 0 на калибрующей части.
368
Чтобы можно было на калибрующей части плашки регулиро-
вать размер резьбы, который увеличивается в результате износа,,
ее тело разрезают по перемычке узким шлифовальным кругом
в плоскости АО, а затем сжимают установочными винтами плаш-
кодержателя до требуемого размера резьбы.
Резьбонарезные гребенки (плашки) к резьбонарезным голов»
кам. Резьбонарезные головки могут быть: 1) с плоскими радиаль-
Рис. 17.8. Типы резьбонарезных головок
ными плашками (рис. 17.8, а); 2) с плоскими тангенциальными
гребенками (рис. 17.8, б); 3)с круглыми радиальными гребенками
(рис. 17. 8, в) .
Достоинства резьбонарезных головок заключаются в сле-
дующем:
1) после нарезания резьбы головка раскрывается; не требует-
ся свинчивать инструмент при обратном его ходе. Это увеличивает
производительность обработки и обеспечивает получение резьб
высокого класса шероховатости;
2) резьба на плашках (гребенках) шлифуется, а следова-
тельно, степень точности и шероховатость нарезанной резьбы будут
достаточно высокие;
3) возможность регулирования размеров резьбы.
Из указанных типов резьбонарезных головок наибольшее рас-
пространение получили головки третьего типа, так как они просты
по конструкции. Круглые гребенки допускают наибольшее количе-
ство переточек (в 7...8 раз больше, чем плоские радиальные плашки
и в 1,5...2 раза больше, чем тангенциальные гребенки).
Основные размеры головок с круглыми гребенками стандар-
тизованы. Имеется три разновидности таких головок: 1) невра-
щающиеся — применяются на токарных и револьверных станках
с ручным управлением работы головки; 2) вращающиеся — приме-
няются на сверлильных станках и автоматах с автоматическим
управлением работы головки по упорам, настроенным на размер;
3) головки для одношпиндельных автоматов моделей 1124,
1136.
369
В зависимости от диаметра нарезаемой резьбы головки обо-
значаются номерами: 1 К, 2К, 6К соответственно для резьб
диаметром 4...10; 6...14; 9...24; 12...42; 24...60 и 52...90 мм.
Вращающиеся головки дополнительно имеют индекс А, а для
автоматов — И. Например, в наименование резьбонарезной го-
ловки 2К = 30—6...14 входят следующие обозначения: 2К — но-
мер головки, 30 — диаметр хвостовика, 6...14 — диаметр наре-
f 2 3 4 4 5 2
Вид А подернуто
Рис. 17.9. Резьбонарезная самоскрывающаяся головка с круглыми гребен-
ками
заемой резьбы. Маркировка головки 1КА = 25—4...40 обозначает,
что головка вращающаяся.
Резьбонарезные гребенки. По существу круглая резьбонарез-
ная гребенка ничем не отличается от конструкции круглого
фасонного резца. Нарезка на гребенке кольцевая. Для нарезания
резьбы каждая из гребенок и соответственно витки их резьбы
смещены вдоль оси относительно соседней на величину PIZ, где
Р — шаг резьбы, Z — число гребенок в головке. Во всех головках,
кроме 6К и 6КА, четыре гребенки. В головках 6К и 6КА пять гре-
бенок.
При установке в головку гребенка поворачивается на угол т за
счет кулачка, на который она опирается. Величина угла установки
т равна углу подъема резьбы т, кулачок вставляется в плашкодер-
жатель 1 (рис. 17.9). Во избежание проворачивания гребенки от
воздействия сил резания и для точной установки гребенки после
переточки между кулачком 4 и гребенкой 2 устанавливается двух-
венцовая звездочка 5 с различным числом зубьев на каждом венце.
Венец, вставляемый в кулачок, имеет число зубьев на один меньше,
370
чем венец, закладываемый в гребенку. Это сделано для перемеще-
ния режущего лезвия на величину стачивания гребенки Л за одну
переточку (0,2...0,3 мм), которая определяется по формуле
/i = ud(—------—'j мм, (17.9)
\ Zi Z2 ]
где D — диаметр гребенки, мм; Zi и Z2 — число зубьев венцов
звездочки, вставляемой соответственно в гребенку и кулачок.
Если величина перемещения режущего лезвия при повороте
гребенки относительно кулачка на один зуб звездочки оказывается
недостаточной для снятия затупления при заточке гребенки, ее по-
ворачивают относительно звездочки, а звездочку относительно ку-
лачка на 2, 3 и более зубьев в обратном направлении, обеспечивая
необходимую величину стачивания зубьев. После этого производит-
ся заточка каждой гребенки, установленной в сборе с кулачком
в специальном приспособлении, напоминающем корпус головки.
Рассмотренное соединение гребенки с кулачком не единствен-
ное конструктивное решение. Подробно по этому вопросу можно
ознакомиться в специальной литературе, посвященной нарезанию
резьбы, или в работе [111].
Выбор диаметра гребенки D определяется размерами наре-
заемой резьбы и самой головки. При этом необходимо обеспе-
чить, чтобы гребенки в раскрытой головке не выходили за внут-
ренний диаметр нажимного кольца 3, а в рабочем состоянии не
упирались друг в друга. Расчет диаметра производится по формуле
D = А~* + Ц_ ММ) (17.10)
где А — расстояние от оси головки до скоса на нажимном кольце,
мм. Для определенного типа головки оно является постоянной ве-
личиной; d — наружный диаметр нарезаемой резьбы на детали, мм.
Длина заборной части гребенки определяется углом заборного
конуса (р, который при нарезании резьбы напроход принимается
равным 15...20°, а для нарезания глухих отверстий ф = 30...45°. При
этом длину режущей части находим по формуле
/1=(/+/)с1§ф мм, (17.11)
где t — высота профиля резьбы, мм; f — дополнительная величина,
необходимая для обеспечения захвата детали зубьями режущей
части и равная 0,02...0,5 мм.
Улучшение условий размещения и отвода стружки достигается
за счет увеличенного пространства у режущей части, обеспечивае-
мого заточкой дна стружечной канавки под углом со=12°. Для схо-
да стружки на обрабатываемую поверхность и обеспечения работы
самозатягиванием гребенка имеет угол наклона режущего лезвия
передней поверхности калибрующей части к оси гребенки, равный
Х=1,5...2°. Учитывая установку гребенки на скошенный под углом
кулачок, угол наклона режущего лезвия в работе составит
= Х+т.
371
Величина угла у выбирается в зависимости от свойств обраба-
тываемого материала. Например, для нарезания резьбы на дета-
лях из стали средней твердости ов = 600...800 МПа, у = 20°, из серо-
го чугуна у= 10°.
Величина заднего угла, как и у фасонных круглых резцов,
обеспечивается за счет смещения оси гребенки по отношению
к оси детали. Величина заднего угла определяется по формуле
sin<x = ?(<?±a>-, (17.12)
где q — смещение оси гребенки по отношению к оси кулачка или
оси детали; а — превышение данной точки режущего лезвия отно-
сительно оси детали (а«0,05...0,25 мм), за счет которого улучша-
ются условия работы самозатягиванием.
Выбор величины а ограничивается условиями работы и свой-
ствами обрабатываемого материала. Большие значения а берутся
при нарезании резьб на деталях из вязких и мягких материалов.
17.4. Резьбонакатной инструмент
Общие сведения. Получение резьб путем пластического дефор-
мирования материала заготовки рабочей частью резьбообразую-
щего инструмента характеризуется высокой производительностью,
повышенной прочностью и износостойкостью накатной резьбы при
достижении 7-й степени точности и 8...9-го классов шероховато-
сти. К тому же процесс накатывания происходит без снятия
стружки, что экономически весьма эффективно даже в условиях
серийного производства [106, 135].
На рис. 17.10 представлены некоторые схемы накатывания на-
ружных резьб с помощью различных накатных инструментов. Наи-
более широкое распространение в массовом производстве резьб на
деталях из конструкционных и цветных металлов получило нака-
тывание резьб плашками призматической формы, имеющими раз-
вернутые витки резьбы на рабочих поверхностях (рис. 17.10, а).
Формирование резьбы осуществляется в результате прокатывания
заготовки 2 между подвижной 1 и неподвижной 3 плашками. Для
обеспечения захвата заготовки и постепенного формирования резь-
бы одна неподвижная плашка или обе плашки имеют заборный
конус.
Достоинством накатывания резьбы плашками является высо-
кая производительность процесса. Однако процесс настройки и пе-
реналадки станков трудоемок, как и изготовление самих плашек.
К тому же из-за больших радиальных усилий невозможно накаты-
вание резьб на полых деталях.
Накатывание резьб затылованными роликами, имеющими за-
борную часть, выполненную по архимедовой спирали, калибрую-
щую и сбрасывающую части (рис. 17.10, б), обеспечивает еще бо-
лее высокую производительность обработки, так как исключается
возвратно-поступательное движение плоской плашки и ролики
372
вращаются при неизменном межцентровом расстоянии. Рабочая
поверхность ролика представляет собой как бы навернутую на ци-
линдр рабочую поверхность плоской плашки. Кроме того, ролики
могут иметь несколько рабочих участков, благодаря чему за один
оборот ролика накатывается несколько заготовок.
Еще проще кинематика накатывания резьб роликом и сегмент-
ной плашкой (рис. 17.10, в). Ролик при своем вращении захваты-
вает заготовки и прокатывает их по неподвижно закрепленной сег-
ментной плашке.
Иногда в целях повышения производительности и устранения
отжатия ролика ставят две противоположно расположенные сег-
ментные плашки. Однако сложность установки и регулировки та-
373
ких плашек ограничивает область применения данного способа по-
лучения резьб.
В некоторой мере указанных недостатков лишен метод нака-
тывания резьб между вращающимся роликом и жестко закреплен-
ным кольцом, эксцентрично расположенным по отношению к роли-
ку, благодаря чему создается заборная часть (рис. 17.10, г). По
мере износа рабочего участка кольца его можно поворачивать на
некоторый угол и использовать всю его рабочую часть.
Общими недостатками рассмотренных накатных инструментов,
имеющих заборную часть, являются трудоемкость их изготовления
и установки, сложность и продолжительность переналадки станков
и невысокая точность накатанных резьб. Этих недостатков лишен
способ накатывания резьб круглыми постепенно сближающимися
роликами (рис. 17.10, д), обеспечивающий низкое давление, высо-
кую точность и малую шероховатость поверхности резьбовых вит-
ков, надежность и простоту наладки оборудования, возможность
получения резьб на тонкостенных деталях, а также как малые,
так и большие размеры резьб. К недостаткам данного метода по-
лучения резьбы следует отнести относительно низкую производи-
тельность по сравнению с образованием резьбы инструментами,
имеющими заборную часть и ограниченную длину резьбы, завися-
щую от длины ролика.
Более производительными при формировании резьбы являют-
ся резьбонакатные головки, у которых в отличие от резьбонакат-
ных плашек ролики в конце рабочего хода автоматически расхо-
дятся и витки плашек головки выводятся из зацепления с витками
нарезанной резьбы без свинчивания. Как головки, так и плашки
работают по методу самозатягивания и обеспечивают получение
резьб степеней точности 6Н, 7Н. Для более точных резьб необхо-
димо применять принудительную подачу от ходового винта или
производить накатывание резьбы с использованием копиров.
Накатывание внутренних резьб может производиться накат-
ными роликами, головками, державками. На рис. 17.11 приведена
схема накатывания резьбы роликом. В процессе накатки ролик
и деталь вращаются и ролику сообщается радиальная подача,
а при накатывании глубоких резьб — дополнительно осевая
подача.
Процесс накатывания внутренних резьб накатными головками
аналогичен процессу накатывания резьбы головками для наружных
резьб, т. е. в конце рабочего хода резьбонакатные ролики автома-
тически за счет конструкции головки выводятся из зацепления с на-
катанной резьбой и тем самым исключается вывинчивание головки
при обратном ее ходе.
Внутренние резьбы малых размеров накатываются с помощью
раскатников, конструкция которых напоминает метчик без стру-
жечных канавок. По сравнению с метчиками раскатники обладают
более высокими прочностью и стойкостью. Однако они более слож-
ны в изготовлении и требуют предварительной точной обработки
отверстия.
374
Точность размеров и шероховатость поверхности заготовки
оказывают большое влияние на качество полученной резьбы при
использовании перечисленных накатных инструментов. Установле-
но, что диаметр заготовки должен быть равен среднему диаметру
резьбы, а шероховатость не ниже 4...5-го классов. Чаще всего диа-
метр заготовки для накатки резьбы деталей из различных материа-
лов устанавливается опытным путем.
Накатывание резьбы цилиндрически-
ми роликами может осуществляться и с
тангенциальной подачей заготовки (см.
рис. 17.10, е). Ролики имеют разные диа-
метры и одинаковое число оборотов; оси
их занимают фиксированное положение.
Вследствие разности линейных скоростей
наружных рабочих поверхностей роликов
происходит захватывание и перемещение
5
Рис. 17.11. Накатывание
внутренней резьбы роликом
заготовки со скоростью, пропорциональ-
ной разности окружных скоростей роли-
ков. Способ этот весьма производителен
и осуществляется на станках с очень про-
стой кинематикой.
Накатывание длинных резьб или непрерывная обработка
резьбы производится цилиндрическими роликами с кольцевой на-
резкой при постоянном межосевом расстоянии (см. рис. 17.10, ж).
Оси роликов перекрещиваются под углом, соответствующим углу
Рис. 17.12. Ручная резьбонакатная плашка
подъема накатываемой резьбы, за счет чего происходит осевое пе-
ремещение заготовки. Для обеспечения постепенного выдавливания
резьбы ролики имеют заборную часть с углом наклона 3...100.
Накатывание резьб с осевой подачей может выполняться как
на резьбонакатных, так и на универсальных, токарных, револьвер-
ных, сверлильных станках с помощью резьбонакатных головок или
плашек.
375
Резьбонакатная плашка состоит из комплекта резьбонакатных
роликов (в количестве трех штук), установленных под углом, рав-
ным углу подъема резьбы к оси корпуса (рис. 17.12). По отноше-
нию друг к другу ролики расположены под углом 120°. Они имеют
кольцевую нарезку и свободно вращаются в корпусе. Для образо-
вания резьбы на заготовке профиль витков роликов смещен (один
относительно другого) на 7з шага резьбы. Кроме того ролики име-
ют заборную и калибрующую части, что обеспечивает плавное те-
чение деформированного металла. После окончания накатывания
резьбы плашки не раскрываются и свинчиваются с заготовки.
К резьбообразующему инструменту, работающему по методу
пластических деформаций, относятся раскатники (рис. 17.13). Рас-
катник имеет заборную часть с конической резьбой 1\ = ЗР для глу-
хих и Zi= (1О...2О)Р для сквозных отверстий. Калибрующая часть
выполняется с цилиндрической резьбой длиной Z2 = (5...8)Р. По всей
рабочей части раскатника выполняется огранка /( = 0,2...0,6 мм, за
счет чего уменьшаются силы трения. Диаметр отверстия, подле-
жащего раскатке, должен быть несколько больше среднего диамет-
ра резьбы d2.
17.5. Пример расчета метчика
Исходные данные: рассчитать машинный метчик для нарезания
резьбы М10 со степенью точности 7Н в глухом отверстии детали
из углеродистой стали с ов = 600...900 МПа [82].
1. По ГОСТ 7250—60 находим основные размеры резьбы. Диа-
метры: наружный d= 10 мм; средний d2 = 9,026 мм; внутренний
d\ = 8,376 мм; шаг Р = 1,5 мм.
2. С учетом того что резьба выполняется по 7Н степени точ-
ности (ГОСТ 17123—71), выбирае^м метчик степени точности Н4 по
ГОСТ 16925—71 со следующими отклонениями размеров диамет-
ров: наружный d = 1О$о,о9о мм; средний d2 = 9,026 фо ,о2омм; внутрен-
ний di = 8,376-0,09 мм.
376
3. Определяем допуски изготовления размеров диаметров резь-
бы метчика: наружного N=0,148 — 0,090 = 0,058 мм; среднего Af2 =
= 0,056 — 0,020 = 0,036 мм. Отметим, что поля допусков дают в «те-
ло» метчика.
4. Определяем исполнительные размеры dIIl6 и б/2нб с указанием
нижних отклонений, равных допускам N и ЛГ2:
di пб= 10,148-0,058*, ^2 нб = 9,О82_о,озб*, di нб = 8,286.
5. Отклонение половины угла профиля составляет ±30'.
6. По ГОСТ 3266—60 устанавливаем габаритные размеры мет-
чика: Л = 60 мм; / = 25 мм. Диаметр торца dT = di~0,15 мм; dT =
= 8,376 — 0,15 = 8,2 мм. Длина режущей части /1 = 2Р = 2-1,5 = 3 мм.
Угол в плане рассчитываем по формуле
. d — dT 10 — 8,2
tg ф = -----3— = ------—
S Т 2/, 2-3
0,3,
откуда <p=16°30'.
7. Стружкоотводные канавки прямые; число гребенок Z=3; пе-
редний угол у=10°; профиль канавки № 5. Диаметр сердцевины
метчика dc = 0,4d=0,4-10 = 4 мм; задний угол а = 8°.
8. Определяем величину затылования
К = tga = 3,14 ‘8’2- 0,1405 « 1,2.
Z s 3
9. Технические требования и материал метчика принимаются
по соответствующим ГОСТам.
17.6. Совершенствование конструкций резьбообразующего
инструмента
В настоящее время в области совершенствования резьбооб-
разующего инструмента наметились следующие основные направ-
ления [84]:
1) создание и модернизация высокопроизводительных конст-
рукций резьбонарезного и резьбонакатного инструментов;
2) разработка и совершенствование высокопроизводительного
инструмента и оснастки к создаваемым и существующим автома-
тическим линиям и станкам для обработки труб нефтяного и гео-
логоразведочного сортамента;
3) разработка резьбообразующего инструмента и оснастки для
станков с программным управлением;
4) разработка инструмента для образования резьбы методом
холодного пластического деформирования на наружных, внутрен-
них и конусных поверхностях сплошных и полых изделий.
Совершенствование конструкций метчиков, как и других резь-
бовых инструментов, осуществляется путем увеличения их надеж-
ности и долговечности, стойкости и производительности, а также
экономичности работы. Рассмотрим некоторые пути совершенство-
вания конструкций метчиков.
377
1. Для регулирования отвода стружки в определенном направ-
лении, особенно при нарезании резьбы в деталях, изготовленных из
мягких и вязких пластичных материалов, необходимо принимать
угол X = со = 8...30°. При этом стружка своевременно удаляется из
зоны резания и не брикетируется в канавках, исключая тем самым
поломку зубьев.
2. Применение метчиков с укороченной калибрующей частью
до 6...8 ниток резьбы увеличивает производительность процесса на
Рис. 17.14. Специальные конструкции метчиков
15 % за счет повышения жесткости метчика. На возрастание же-
сткости метчика влияет уменьшение размеров канавок.
3. Увеличению производительности и уменьшению расхода
инструментальных сталей способствует применение комбинирован-
ных метчиков.
4. При нарезании резьбы в деталях из особо вязких и проч-
ных металлов, имеющих склонность к налипанию на рабочие по-
верхности зубьев метчика, следует применять бесканавочные мет-
чики с обычным и внутренним отводом стружки (рис. 17.14, а).
5. Для нарезания резьб малых диаметров наиболее широкое
применение имеют двух-трехгранные и двухканавочные метчики.
Стружечные канавки у двух- и трехгранных метчиков образуются
шлифованием плоских продольных канавок, которые могут быть
параллельными или несколько симметрично наклоненными по от-
ношению к оси метчика. Зуб у таких метчиков упрочнен, передний
угол отрицательный, задняя поверхность плоская, диаметр хвосто-
вика больше наружного диаметра резьбы.
6. При нарезании резьб в особо вязких и труднообрабатывае-
мых материалах применяют шахматные метчики, уменьшающие
силы трения между витками резьбы детали 1 и метчика 2 (рис.
17.14, б).
378
7. При нарезании тугих и плотных резьб, а также резьб степе-
ни 4Н5Н рекомендуется применение метчиков конструкции
В. В. Матвеева с бочкообразными зубьями на ведущей части. Ре-
жущие и первые два-три калибрующих зуба у таких метчиков за-
тыловываются, как у обычных, а последние затылованы с помощью
специального кулачка по обе стороны от середины пера с /G = 0,02...
0,06 мм (рис. 17.14, в).
8. Уменьшение шероховатости и повышение точности резьб
можно достичь с помощью раскатников, работающих по методу
пластических деформаций.
9. Для нарезания многозаходных внутренних резьб специаль-
ных профилей необходимо применять метчики-протяжки (см. рис.
15.16). При работе их уменьшается влияние осевых сил на точность
нарезаемой резьбы, так как осевая сила резания прилагается со
стороны режущей части, а не хвостовика.
10. Для повышения стойкости метчиков рекомендуется подвер-
гать их доводке по передней поверхности зубьев боразоновыми кру-
гами, что уменьшает радиус округления режущих лезвий, или при-
менять ультразвуковые колебания метчика с амплитудой 7...9 мкм
в осевом направлении [15,66], так как при этом улучшаются усло-
вия стружкообразования и подвода СОЖ.
ГЛАВА 18. ЗУБОНАРЕЗАНИЕ
18.1. Основные методы нарезания зубчатых колес
и применяемые инструменты
Основным методом получения зубчатых колес является обработка
резанием. Неточные зубчатые колеса можно получать отливкой,
а профиль зубчатых колес малого модуля — накатыванием. Получе-
ние профиля зубьев с применением лезвийного инструмента может
осуществляться по методу копирования и методу обкатки. При пер-
вом способе обработки профиль инструмента (пальцевые и дисковые
модульные фрезы, рис. 18.1) определяется профилем впадины наре-
заемого колеса. Основные параметры процесса фрезерования диско-
выми и пальцевыми фрезами, т. е. скорость резания, подачи sz, s0
и sc, глубина t определяются исходя из тех же основных положе-
ний, что и при обычном фрезеровании. Недостатком нарезания зуб-
чатых колес по методу копирования являются низкая точность об-
работки и малая производительность, а также необходимость иметь
наборы инструментов для каждого модуля, состоящие из 8, 15 или
26 фрез.
Нарезание зубчатых колес по методу обкатки производится чер-
вячными модульными фрезами, долбяками, строгальными и обкаточ-
ными резцами и т. д. Для примера на рис. 18.2 дана схема работы
долбяка, где указаны движения долбяка и заготовки в процессе
резания: I — врезание (s); II — вращение долбяка вокруг своей оси
(skP); III — вращение заготовки около оси (sKp); IV — рабочее и
возвратное движение долбяка; V —для предохранения зубьев дол-
бяка от трения при обратном ходе заготовка в начале обратного
хода отодвигается от долбяка и в конце холостого хода возвращает-
ся обратно.
Необходимо отметить следующие особенности процесса зубона-
резания [2, 4, 83, 108, 111, 135]:
1) сечение срезаемого слоя изменяется за время обработки за-
готовки одним зубом. Кроме того, необходимо учитывать, что в
работе участвуют одновременно несколько зубьев;
2) различные участки лезвия неодинаково нагружаются, так
как они срезают слои различного сечения и имеют различную ско-
рость резания;
380
3) оптимальная геометрия не может быть обеспечена, так как
инструменты имеют весьма сложную форму и совершают сложные
движения. Поэтому геометрические параметры назначают исходя
из принципа сохранения точности профиля инструмента при его
переточках.
Вопросы зубонарезания, касающиеся кинематики процесса,
выбора геометрических параметров при весьма сложных относи-
5
5
Рис. 18.1. Нарезание зубчатого колеса фасонными модульными фрезами:
а — дисковой; б — пальцевой
Рис. 18.2. Схема нарезания зубчатого колеса дол-
бяком:
1 — долбяк; 2 — нарезаемое колесо
тельных движениях заготовки и инструмента, изменение величины
среза и другие особенности зубонарезания весьма сложны и недо-
статочно исследованы. Поэтому в данном учебнике вопросы
зубонарезания рассматриваются в основном с точки зрения эксплуа-
тации инструмента.
18.2. Геометрические параметры червячных
зуборезных фрез и долбяков
Червячные зуборезные фрезы и долбяки предназначены для
нарезания зубчатых колес методом обкатки. Червячная фреза
(рис. 18.3, а) представляет собой червяк со стружечными канавка-
ми, наклоненными под углом £ к оси фрезы и образующими режу-
щие зубья.
381
В зависимости от степеней точности нарезаемых колес (от 6 до
10-й) применяются модульные червячные фрезы соответственно
классов точности AAA, АА, А, В и С с посадочными отверстиями,
выполненными по посадкам 0,5Н6; 0,7Н6; Н6; Н6 и Н7.
Зубья модульной фрезы имеют периферийное и два боковых
режущих лезвия. Передняя поверхность зуба является винтовой, а
задние поверхности затылованы по спирали Архимеда.
Для чистовых фрез передний угол у периферийного режущего
лезвия принимается равным нулю, а для черновых — у = 5...10°.
С увеличением угла у улучшаются условия резания, но искажается
профиль зубьев нарезаемого колеса.
Задние углы боковых лезвий аб.н, равные 3...4°,- рассматривают-
ся в нормальном сечении к ним и определяются по формуле
tg a6.H=tg aB sin a^wo, (18.1)
где aB — задний угол периферийного лезвия; atwo — профильный
угол или угол зацепления.
Угол профиля в нормальном сечении может быть принят рав-
ным углу зацепления. Однако точность фрез увеличивается, если
при конструировании принимать корректированный угол a^wo, ве-
личина которого в зависимости от угла наклона стружечной канав-
ки р приводится в табл. 18.1.
Для увеличения стойкости у сборных острозаточенных червяч-
ных фрез следует принимать аб,н=8...15°, так как указанные фрезы
перетачивают не по передним, а по задним поверхностям.
Для червячных фрез, оснащенных твердым сплавом, рекомен-
дуются следующие значения углов: ув = 0, ав=10...12° для всех
лезвий. Вдоль лезвий пластинки твердого сплава необходимо за-
тачивать упрочняющую фаску шириной f=0,3...0,8 мм с углом ув =
= — 5...10° при обработке стали и ув = 0° при обработке чугуна.
Червячные фрезы для цилиндрических зубчатых колес, начи-
ная с модуля 10 и выше, в целях экономии быстрорежущей стали
следует изготовлять только сборными. С другой стороны, для фрез
больших размеров невозможно получить качественные поковки из
быстрорежущих сталей.
На рис. 18.3,6 показана сборная фреза со вставными гребен-
ками крупного модуля (m0=10...28). В корпус 1 фрезы вставляют-
ся гребенчатые ножи 2 из быстрорежущей стали, которые закреп-
ляются с помощью напрессованных колец 3. Кольца 3 дополни-
тельно крепятся к корпусу винтами 4, предохраняющими кольца
от смещения при случайных ударах. Эта конструкция обеспечи-
вает надежное крепление ножей, но не позволяет производить их
смену.
Зуборезный долбяк представляет собой как бы зубчатое коле-
со, снабженное передним и задним углами, необходимыми для
осуществления процесса долбления. Из геометрических парамет-
ров долбяка рассматривают задние и передние углы на вершине
и боковых сторонах профиля его зубьев в трех сечениях (рис. 18.4).
Задний угол ав определяет интенсивность изменения величины
382
Рис. 18.3. Конструктивные элементы и геометрические параметры червяч-
ных фрез:
а — цельной; б — сборной
Таблица 18.1
Угол наклона стру- жечной канавки р0 Корректированный угол а/ау0 Угол наклона стру- жечной канавки Зо Корректированный угол aiwQ
2° 20° 5с30' 19е 56'30"
3° 19°59' 6° 19°56'
4° 19°58'30" ‘ 6с30' 19 55
4°30' 19э58' 7° 19е 54'
5° 19°57'30"
смещения исходного контура по длине зуба. Он функционально
связан с другим задним углом ао.н и углом зацепления a<wo сле-
дующей зависимостью:
tgaB = ё б~н , (18.2)
sina/w0
где аб.н — задний угол на боковых сторонах зубьев долбяка в нор-
мальном сечении к боковому профилю зуба. Он определяет фак-
тический зазор между задней боковой поверхностью в данной точке
лезвия зуба и плоскостью резания. Величина его определяется из
выражения tg «б.H=tg aB sin a^wo, т. е. так же, как и для резцов
(см. параграф 1.4).
I П Ш
384
Задний угол ас в сечении по делительному цилиндру является
расчетным при проектировании долбяка. Величина его определяет-
ся в развернутом сечении А—А зуба по делительному цилиндру
или в сечении В—В по делительному цилиндру
tg аб.н= tg ав tg cl twQ (18.3)
или
«б.н = arccos-^-, (18.4)
ry
где reQ — радиус основной окружности долбяка; у — радиус теку-
щей (рассматриваемой) точки.
Передний угол в любом радиальном сечении ув=15°. Величина
переднего угла в сечении по делительному цилиндру уб определяет-
ся из формул пересчета углов резца
tgУб = tg ув sina^o, (18.5)
где a/wo — угол зацепления для рассматриваемой точки режущего
лезвия.
Известно, что для всех видов инструментов передние углы вы-
бираются в зависимости от свойств обрабатываемого материала.
Однако при выборе переднего угла для долбяков ув необходимо
учитывать, что от величины ув зависит искажение профиля зубьев
нарезаемого колеса. Поэтому для черновых долбяков ув не должен
превышать 15°, а для чистовых ув = 5°. Вместе с тем, как указывает
В. М. Матюшин [71], для долбяков больших диаметров и модулей
можно назначать величину ув=15° без опасения получить большое
искажение профиля нарезаемых зубьев.
18.3. Элементы режима резания, силы и мощность
при зубонарезании
Нарезание зубчатых колес червячными фрезами осуществляется
за счет следующих движений: главного, делительного и подач
(рис. 18.5).
Главное движение определяется скоростью вращения фрезы,
рассчитываемой по формуле
v= , (18.6)
1000
где da — наружный диаметр фрезы, мм; п — частота вращения
фрезы в минуту.
Делительное движение с v3 представляет собой согласованное
и непрерывное вращение заготовки и фрезы, обеспечиваемое кине-
матикой станка. При обработке однозаходной фрезой станок обе-
спечивает поворот заготовки на один зуб за один оборот фрезы, а
13 Зак. 639
385
при обработке многозаходной — поворот заготовки на число зубь-
ев, равное числу заходов фрезы, за один поворот последней.
Движение подачи s осуществляется фрезой вдоль оси нарезае-
мого колеса. Исчисляется оно в миллиметрах на один оборот за-
готовки.
При зубодолблении прямозубых колес главное движение осу-
ществляется за счет прямолинейного движения долбяка. Процесс
в 9 ю
Рис. 18.5. Процесс нарезания Рис. 18.6. Схема срезания слоев металла
зубчатого колеса червячной межзубой впадины шестерни долбяком
модульной фрезой
обкатки обеспечивается синхронным вращением долбяка и заго-
товки таким образом, что при повороте долбяка на один зуб заго-
товка также поворачивается на один зуб. Подача исчисляется за
время одного хода долбяка. При этом различают круговую подачу
по дуге начальной окружности заготовки и подачу врезания $в в
направлении врезания.
На рис. 18.6 показана схема нарезания долбяком одной меж-
зубой впадины зубчатого колеса, из которой видно, что размеры
и конфигурации среза меняются в каждой части контура, а сле-
довательно, изменяется и нагрузка на режущий контур зубьев
долбяка. Цифрами от 1 до 12 указаны номера сечений срезов, сни-
маемых последовательно. Суммарное сечение, приходящееся на все
одновременно работающие зубья, является величиной переменной
и может быть определено по формуле [131]:
S Лпах = °-^Р мм2, (18.7)
Z2
где т — модуль нарезаемого колеса, мм; $кр — круговая подача
на один двойной ход долбяка, мм; Z2 — число зубьев нарезаемого
колеса.
Зная 2 Лпах, можно определить максимальную силу резания при
зу бодолблении:
Рmax = 2 Рmax Р> (18.8)
где р — удельная сила резания, Па.
386
Скорость возвратно-поступательного движения долбяка изме-
няется по синусоиде. Для вычисления средней ее величины можно
использовать формулу
2Ln
V = ----,
1000
где L — длина хода, мм.
На основании опытных данных при обработке долбяками из
быстрорежущей стали Р18 зубьев колес из стали 45 скорость реза-
ния определяют по эмпирическим формулам [116]:
а) при черновом нарезании
4 9
= —^o’Lo—; (18.10)
1 SKp m
б) при чистовом нарезании
v = .. (18.11) Т<),3„0,5 4 ' 1 5кр
Эффективную мощность при фрезеровании однозаходной чер-
вячной фрезой зубьев колес из стали 45 можно определить по фор-
муле [116]: N, = . 0’124-5°,9/п1,.7 кВт, (18.12) da
где $ — подача на один оборот нарезаемого колеса, мм; т — мо-
дуль, мм; da — наружный диаметр фрезы, мм.
Окружную силу Р, создающую крутящий момент на фрезе,
можно подсчитать, если известны N3 и v:
Р = 60 ‘ 10^3 . (18.13) V
Эффективную мощность при работе долбяком находят по формуле
Р V
N9 = -!"ах с-^ кВт, (18.14)
60 • 103 ’
где Ртах — максимальная сила резания при работе долбяком, Н;
оСр — средняя скорость возвратно-поступательного движения дол-
бяка, м/мин.
Подсчет мощности, потребной для нарезания зубьев, может
проводиться согласно нормативам по режимам резания и по таким
эмпирическим формулам:
а) при работе червячными фрезами
= CjvlO-^/n^d* NANKN кВт; (18.15)
б) при работе долбяками
N = CNlQ-^mNZ2NvKN кВт, (18.16)
где Сц—коэффициент, зявисящий от свойств обрабатываемого ма-
териала; sB — подача инструмента вдоль оси заготовки, мм/об дета-
13*
387
ли; $кр — круговая подача, мм/дв. ход долбяка; т — модуль, мм;
da — наружный диаметр фрезы (долбяка), мм; Z2 — число зубьев на-
резаемого колеса; IGr— поправочный коэффициент на мощность
в зависимости от условий обработки; v— скорость резания, м/мин.
18.4. Износ и стойкость зуборезного инструмента.
Скорость резания
Износ зуборезного инструмента происходит в основном по
задним поверхностям, так как применяемые подачи при зубонаре-
зании весьма малы, а следовательно, будет мала и толщина среза,
которая не сможет образовывать лунку на
передней поверхности инструмента. Поэто-
му за критерий затупления для дисковых и
червячных фрез принимают износ в виде
площадки h3 по задней поверхности с углом
а = 0 (рис. 18.7). Оптимальная величина из-
носа для чистовых зуборезных фрез состав-
ляет /г3 = 0,2...0,4 мм, для черновых —
h3 = 0,8...1,2 мм. Время работы фрезы до
образования оптимальной величины износа
есть стойкость Т (в минутах), которая явля-
ется функцией скорости резания v, т. е.
Тт = —. (18.17)
V
Рис. ИфНос модуль- Для зуборезных инструментов боль-
шего модуля m назначают и больший
период стойкости, так как с его увеличением возрастают раз-
меры инструмента и расходы на эксплуатацию. Для инстру-
ментов с модулем 4...8 мм период стойкости Т берется равным
240 мин при обработке стали и вдвое больше при обработке чугуна,
а <с модулем до 12 мм Т=720 мин. Стойкость для долбяков с моду-
лем до 8 мм обычно принимают равной 240...400 мин.
Учитывая, что зубья червячной фрезы испытывают максималь-
ную нагрузку в средней ее части и поэтому подвергаются более
интенсивному износу, необходимо фрезу после некоторого периода
работы передвигать вдоль оси на величину, равную (1,5...3)/п. Ко-
личество таких передвижек обычно равно от 1 до 10. Стойкость
фрез при этом значительно возрастает.
Закономерности, связывающие скорость резания, допускаемую
червячными фрезами, с основными параметрами (Г, /п, sB) выра-
жают формулой
V =----
m °
(18.18)
а для зубодолбления
V =--^—rKv ,
(18.19)
388
где Cv — постоянный коэффициент, зависящий от свойств обраба-
тываемого материала; sB — подача инструмента вдоль оси заго-
товки, мм/об детали; т— модуль нарезаемого колеса, мм; ^кр —
круговая подача, мм/дв. ход долбяка; — поправочный коэффи-
циент на скорость, учитывающий все остальные условия обра-
ботки.
Необходимо отметить, что изменение модуля приводит к изме-
нению объема снимаемого металла и массы зуба инструмента.
Последнее обстоятельство меняет условия теплоотвода. Так, на-
пример, с увеличением модуля при чистовом зубонарезании с
небольшими подачами улучшается теплоотвод и возрастает допу-
стимая скорость резания. При черновом зубонарезании увеличение
сечения среза даже при больших модулях вызывает необходимость
уменьшения допустимой скорости резания.
18.5. Выбор наивыгоднейших режимов резания
при зубонарезании
Назначение режимов резания производится следующим об-
разом:
1) выбирается характеристика зуборезного инструмента;
2) устанавливается число проходов и глубина резания в зави-
симости от размеров обрабатываемого колеса, мощности станка
и жесткости системы СПИД;
3) назначается подача в зависимости от свойств обрабатывае-
мого материала, модуля, заданных класса шероховатости и степе-
ни точности с использованием таблиц справочников;
4) подсчитывается скорость резания, допускаемая режущими
свойствами инструмента. Для различных инструментов величина
скорости резания различна. Например, для долбяков и червячных
быстрорежущих фрез соответственно и=15...3О м/мин и и = 25...
45 м/мин, при работе червячными фрезами, оснащенными твердым
сплавом, и = 75...15О м/мин;
5) по установленной скорости резания определяется число
оборотов для фрезы или число двойных ходов К для долбяка;
6) полученные значения п и К корректируются по паспорту
станка;
7) подсчитывается действительная скорость резания;
8) определяется эффективная мощность;
9) рассчитывается машинное время.
При работе долбяком за один проход машинное время
2,1m nmZ2
5кр^ SKp^
(18.20)
Первое слагаемое в этой формуле представляет время, необ-
ходимое на врезание. Путь на врезание — 2,1m, а подача на вре-
зание s = 0,lsKp. Второе слагаемое — время, необходимое на наре-
зание колес на длине делительной окружности, равной nmZ2- Для
389
чистового прохода вместо 2,1 т подставляется значение припуска
в радиальном направлении.
Машинное время при работе червячной фрезой определяется
по формуле
_ LZ2 _(l+lsp + l' + l")Z2
tu —---:—------------;-------
nst nst
где L — длина прохода фрезы, состоящая из длины зуба I, длины
врезания /вр, длины прохода Г и выхода Г (рис. 18.8), мм; Z2—•
Рис. 18.8. Схема к подсчету tM при зубофрезеровании
число нарезаемых зубьев; п — частота вращения фрезы в минуту;
s — подача на один оборот нарезаемого колеса, мм; i — число за-
ходов фрезы.
ГЛАВА 19. КОНСТРУИРОВАНИЕ
ЗУБОРЕЗНОГО ИНСТРУМЕНТА
19.1. Дисковые и пальцевые зуборезные фрезы, головки
контурного зубодолбления
Дисковые и пальцевые зуборезные фрезы
(рис. 19.1), а также головки контурного зубодолбления относятся
к инструментам, работающим по методу копирования. Профиль
их зубьев соответствует профилю впадины нарезаемого зубчатого
колеса. Пальцевые модульные фрезы применяют только в тех
случаях, когда нельзя использовать дисковые модульные фрезы.
Объясняется это низкой жесткостью пальцевых модульных фрез,
не позволяющей работать с большими подачами.
Рис. 19.1. Конструктивные элементы фасонных зуборезных фрез:
а — дисковой; б — пальцевой
Как дисковые, так и пальцевые модульные фрезы изготов-
ляются в комплекте из 8 штук при модулях до 10 мм и из 15 штук
при больших модулях. При этом каждая фреза комплекта исполь-
зуется для нарезания колес одного модуля с разным количеством
зубьев. Например, фреза № 1 применяется при нарезании колес
с Z2=12 и 13; № 2 — с Z2= 14... 16; № 3 —с Z2=17...2O и т. д. При
нарезании колес этими же фрезами с другим количеством зубьев
возникает погрешность в профиле, снижающая точность нарезае-
мых колес.
Для нарезания колес с модулем т>4 выгодно пользоваться
обдирочными модульными фрезами, у которых имеются прорез-
ные, или ступенчатые, и зачистные зубья (рис. 19.2). Ступенчатая
391
заточка прорезных зубьев обеспечивает надежное дробление
стружки. У черновых дисковых фрез рекомендуют делать перед-
ний угол ув = 8...12° с закруглением уголков зуба по радиусам. Для
чистовых модульных дисковых фрез обычно ув = 0. Если ув=#0,
необходимо проводить коррекционный расчет профиля, как и у
обычных фасонных фрез.
Рис. 19.2. Прорезной зуб
дисковой черновой мо-
дульной фрезы
С целью уменьшения расхода быстрорежущей стали дисковые
фрезы больших размеров рекомендуется делать сборными.
< Профиль эвольвентного зуба дисковой и пальцевой модульных
фрез обычно рассчитывают методом координат. Метод этот состоит
в определении координат ряда точек эвольвенты, по которым мож-
но получить точный эвольвентный профиль зуба фрезы. Эвольвен-
та описывается каждой точкой прямой, например точкой М, катя-
щейся без скольжения по окружности (рис. 19.3, а). Окружность
радиуса гв, служащая для образования эвольвенты, называется
основной. Полярными координатами эвольвенты будет радиус-
Рис. 19.3. Схемы образования (а) и расчета профиля эвольвентного
зуба (б)
вектор гу точки М и полярный угол v. Угол atWQ между радиус-век-
тором и радиусом окружности называется углом зацепления, а
угол между ОК и ОМ — углом развернутости эвольвенты v. Вы-
ведем уравнение эвольвенты.
Из рис. 19.3 видно, что ВМ2 = ^ВМ. Но
^BM = rB(v + atwo)- (19.1)
392
Из треугольника ОМ2В находим
Гу = cos а/Шо; = Гв *8 atw0
или
ВМ2 = ^ BM=rBtgatwo- (19.2)
Тогда
^(v + a^o) =rB tg atwo (19.3)
или
v=tg dtwo ct(wo. (19.4)
Величину tg atwo называют эвольвентной функцией и обозна-
чают inv а. Тогда v = inv а. Выведенные уравнения для гу и v явля-
ются полярными уравнениями эвольвенты и используются для
определения координат профиля фрез.
Для прямозубых колес радиус основной окружности
(рис. 19.3, б) находим по формуле
mZ2
=—2~ cosa№0, (19.5)
где m — модуль нарезаемого колеса; Z2 — число зубьев; a — угол
зацепления на делительном цилиндре с радиусом г.
Угол зацепления для любой точки профиля определяется по
ранее выведенной формуле
cosa/u,o = — > (19.6)
гу
где гу — радиус текущей координаты, значение которого может из-
меняться в пределах от наружного радиуса нарезаемого колеса
га2 до гв.
2т1
Половина угловой ширины впадины на основной окруж-
ности составит [82]
2п л ' 2х tg a . . i /1 n *74
-------------------------------------inv“+-sV' <19-7’
где x — коэффициент смещения исходного контура; / — утонение
зуба или боковой зазор.
Для любой текущей координаты профиля с радиусом гу полови-
„ 2п . . о
на угловой ширины впадины 4- inv ау. Задаваясь зна-
чениями гу, определяем координаты точек профиля по уравнениям:
X = rysin-^y-; Y = rycos-^-. (19.8)
Вместо определения У на практике для удобства построения
шаблонов ординаты профиля отсчитывают от наружного диаметра
фрезы и определяют по формуле
Уа=У-Г/. (19.9)
393
Точность при расчете координат X и У лежит в пределах
0,001 мм. Для того чтобы обеспечить эту точность, необходимо рас-
считать 6...20 точек профиля в зависимости от модуля и требуемой
точности: чем выше точность, тем больше требуется брать расчет-
ных точек. Радиус р/ рассчитывают по формуле' pf=Km, где
К — коэффициент, зависящий от числа зубьев нарезаемого коле-
са [82]. Приведем его значения в зависимости от числа зубьев:
Число свыше
зубьев 12,13 14...16 17...20 21...25 26...34 35...54 55...134 135
К 0,52 0,49 0,46 0,43 0,40 0,36 0,32 0,25
При нарезании косозубых и шевронных колес профиль фасон-
ных фрез отличается от профиля впадины между зубьями колеса
Рис. 19.4. Головка для контурного зубодолбления
и определяется сложными методами нахождения огибающей. Одна-
ко для колес невысокой степени точности (до 9-й) и углом 0 до 15°
можно профилировать фрезы, как и для прямозубых колес, ifo по
приведенному числу зубьев Znp:
<1910>
где Z2 — число зубьев нарезаемого колеса; 0 — угол наклона зубьев.
Головки контурного зубодолбления работают
по методу копирования, но являются высокопроизводительными,
так как обеспечивают одновременное нарезание всех впадин обра-
батываемого зубчатого колеса (рис. 19.4). Режущими элементами
являются фасонные резцы 3, имеющие форму профиля впадины
прямозубого цилиндрического колеса. Установленные резцы в ра-
диальных пазах корпуса или разводящего кольца 1 после каждого
рабочего хода отводятся, а затем в начале рабочего хода подаются
в радиальном направлении с помощью сводящего кольца 2 и при
рабочем движении заготовки 4 производят долбление впадин.
Несмотря на сложность конструкции, головки контурного зу-
бодолбления могут применяться в массовом производстве в силу
высокой производительности процесса нарезания зубчатых прямо-
зубых колес.
394
\ 19.2. Червячные модульные зуборезные фрезы
Общие сведения. Червячные фрезы по технологическим при-
знакам делятся на две основные группы [2, 4,111, 135]: 1) для на-
резания цилиндрических колес черновые и чистовые фрезы, отли-
чающиеся между собой числом заходов, геометрическими пара-
метрами и углом наклона стружечных канавок р0; 2) для на-
резания червячных колес с радиальной и тангенциальной подачами.
В зависимости от требований к качеству нарезаемых зубьев
колес эти фрезы делятся на четыре класса точности. Для нареза-
ния колес 7...9- и 10-й степеней точности служат фрезы соответст-
венно классов АА, А, В и С.
Элементы профиля. В нормальном сечении (см. рис. 18.3)1
элементы профиля фрезы должны соответствовать рабочему про-
филю зубчатой рейки. При этом
рпО — ЛГПп, (19.11),
где рпо — шаг зубьев фрезы в нормальном сечении; тп—т — мо-
дуль в нормальном сечении.
Осевой шаг
Рло = -^-, (19.12)
cos ро
где Ро — угол подъема винтовой линии на делительном цилиндре.
Высота головки ha и ножки hf зуба равны 1,25 т. Толщина зу-
ба фрезы по делительному диаметру St равна
s<=4"==jt-- (19.13)
Для облегчения операции затылования шлифованием во впадине
зуба фрезы делается технологическая канавка, ширина которой
составляет 0,75 от ширины впадины. Дно впадины и технологи-
ческой канавки очерчивается радиусами pa=0,3m; р/=0,3 т и
z— (0,2.. .0,3) tn.
Элементы режущей части. Величина затылования К. рассчиты-
вается по формуле
где ав — задний угол по наружному диаметру фрезы. Обычно
ав=10...12°.
Величина задних углов на боковых лезвиях определяется ана-
логично, как и для фасонных фрез.
Для фасонных фрез
tg aeH=tg aB sin <p,
а для червячных
tg O6H=tg aB sin a(wo, (19.14)
где atwo — угол зацепления. По общесоюзному стандарту профилей
зубьев колес a<wo=2O°.
395
Задняя поверхность очерчивается двойным профилем
(рис. 19.5). Задний угол со шлифованным профилем имеется толь-
ко на 2/з ширины зуба, так как шлифовать по всей длине зуб нель-
зя из-за опасности врезания в соседний зуб шлифовального круга
на выходе его при обработке первого зуба.
Передние углы у чистовых червячных фрез, как указывалось
ранее, обычно принимаются равными нулю. Если ув имеет поло-
Рис. 19.5. Форма задней
поверхности зуба червяч-
ной фрезы
Рис. 19.6. Схема к расчету длины рабочей части чер-
вячной фрезы
жительное значение, необходимо провести коррекционные расчеты
профиля зубьев фрезы.
Конструктивные размеры червячных фрез [2, 4, 83, 111, 131].
1. Длина рабочей части фрезы выбирается с таким расчетом, что-
бы обеспечить правильное профилирование зубьев нарезаемого ко-
леса и высокую стойкость зубьев фрезы. Для выполнения первого
условия необходимо, чтобы длина фрезы L была больше проекции
активной части линии зацепления на ось фрезы (рис. 19.6) и тол-
щины крайних профилирующих зубьев. Второе условие — повыше-
ние стойкости — обеспечивается за счет перемещения фрезы в
осевом направлении, для чего необходимо увеличить длину фрезы
на величину этих передвижек. Для практических расчетов можно
общую длину фрезы L рассчитывать по формуле
L~g + (2...3)рх« 13m мм. (19.15)
Для фрез с большим модулем
L = 4px+(25...15) мм. (19.16)
2. Наружный диаметр червячных зуборезных фрез рассчиты-
вается так же, как и для обычных фрез с затылованным зубом по
эмпирической формуле
da^ (l,5...2)rfOTB + 2/i мм, (19.17)
где t/отв — посадочный диаметр отверстия, мм; h — высота зуба или
глубина стружечной канавки, мм.
396
Рис. 19.7. К расчету ди-
аметра делительного ци-
линдра червячной фрезы:
1 — развертка линии стру-
жечной канавки
3. Угол наклона винтовой стружечной канавки 0О выбирается
в зависимости от модуля и числа заходов фрезы. Так как чистовые
зуборезные фрезы всегда однозаходные, величина угла для них
зависит только от модуля и лежит в пределах 0=1...5°. При боль-
ших значениях угла 0 происходит большее искажение профиля
нарезаемых зубьев, так как при 0=#О искажается прямолиней-
ность режущих лезвий зубчатой рейки.
Направление винтовой линии зубьев
обычно правое для прямозубых колес и сов-
падающее с направлением зубьев для косо-
зубых колес. За счет этого уменьшается угол
поворота фрезы при установке ее на станке,
а следовательно, обеспечиваются примерно
одинаковые передние углы и условия реза-
ния на обеих сторонах зуба. Поэтому чер-
вячные фрезы всегда должны иметь клейме-
ние с указанием угла 0.
Шаг винтовых канавок определяется по
формуле
nd
Лстр ==V0
мм.
(19.18)
4. Расчетный диаметр делительного цилиндра. При конструи-
ровании червячных фрез для нарезания зубчатых прямозубых и ко-
созубых колес обычно задаются модулем /и, углом давления atwo,
диаметром наружной окружности da, который принимается в за-
висимости от т и точности нарезаемого зуба колеса по
ГОСТ 9324—60, и задним углом при вершине ав= 10...12°. Число
зубьев также принимается в зависимости от модуля по таблицам.
Зная величину da и высоту головки зуба ha, можно определить диа-
метр делительного цилиндра d=da — 2ha. Между осевым шагом рх,
нормальным шагом рп, диаметром делительного цилиндра d, углом
наклона винтовых канавок р (рис. 19.7) имеются следующие зави-
симости:
Так как рп = птп , запишем
пт ___nd sin 0
cos 0 cos 0
или
d = -^-,
sin 0
откуда
= ——.
d
(19.19)
(19.20)
(19.21)
397
Так как переточка червячных фрез выполняется по передней по-
верхности и при этом d будет уменьшаться, расчетное сечение для
определения d выбирается из предположения, что фреза сточена на
Vs углового, т. е. окружного, шага:
d=da-2fta-0,25tf мм, (19.22)
где ha = hf + c — высота головки зуба. Обычно у некоррегирован-
ных колес Ла= 1,25 m, мм; К — величина спада затылка, мм; й/ —
высота ножки зуба нарезаемого колеса, мм; С — радиальный за-
зор, мм.
Рис. 19.8. Острозаточенная червячная фреза
Червячные острозаточенные фрезы предназначены для наре-
зания колес модулей т = 2...20 мм с числом зубьев до 120. Они из-
готовляются двух классов точности В и С — соответственно для
нарезания колес 9- и 10-й степеней точности. По сравнению с за-
тылованными червячные острозаточенные фрезы имеют следующие
преимущества: 1) повышенную в 2...3 раза стойкость из-за наличия
увеличенных задних углов на боковых поверхностях; 2) повышен-
ную производительность за счет увеличения подачи; 3) большую
суммарную стойкость из-за роста количества переточек; 4) воз-
можность быстрой замены и перестановки зубьев-ножей.
Сборные острозаточенные червячные фрезы состоят из корпу-
са 5, комплекта ножей 6, установочных секторов 4, прокладок 3 и
крепежных винтов 1, 2 (рис. 19.8). Пазы корпуса расположены па-
раллельно оси фрезы. В них сверху по скользящей посадке встав-
ляются взаимозаменяемые ножи, закрепляемые винтами. Над опо-
рами корпуса ножи выступают на величину, составляющую запас*
на переточки.
В кольцевой паз корпуса вставляются установочные секторы
разной толщины, благодаря чему зубья фрезы располагаются по
винтовой линии.
Червячные фрезы для нарезания червячных колес. Эти фре-
зы сугубо специальные. Объясняется это формой самого червяка.
398
Размеры фрезы, ее установка относительно червячного колеса,
числоСзаходов, осевой шаг рх=лт, ход винтовой линии pz=nma
должне* соответствовать всем указанным параметрам червяка, со-
прягаемого с червячным колесом.
Известны два метода нарезания червячных колес 1 — с ра-
диальной ' (рис. 19.9, а) и тангенциальной подачей фрезы 2
(рис. 19.9, б).
Рис. 19.9. Схемы нарезания червячных колес
Второй метод нарезания червячных колес точнее, так как по-
лучение точности межцентрового расстояния А зависит от настрой-
ки; при первом методе обеспечение точности определяется време-
нем включения исполнительного устройства. В зависимости от на-
правления подач различают и два типа фрез: с заборным конусом
(тангенциальные) (рис. 19.9, в) и без заборного конуса.
Угол <р выбирается в пределах 11...13°. Величина h'= (0,8...
0,9) h. Наружный минимальный диаметр фрезы damm определяет-
ся по формуле
mln = ^a чер+с Ш, (19.23)
где da чер — наружный диаметр червяка; с' — величина радиально-
го зазора при работе в паре червяка и колеса; т — модуль.
С учетом запаса на переточки da тш рассчитывается так:
da mln = da чер4"2 (c'-J-0,1) Ш. (19.24)
Длина фрез, работающих с радиальной подачей,
£ф = £чер+рх, (19.25)
а фрез, работающих с тангенциальной подачей,
Аф = /заб + 2рж= (4,5...5)рж. (19.26)
399
Внутренний диаметр червячных фрез берут равным внутрен-
нему диаметру червяка. Число канавок Z^slO для чцстовых
фрез и Z = 6...1O для более грубых.
Диаметр оправки рассчитывается по эмпирической формуле
JOTB= (0,35...0,45) da, (19.27)
а затем уточняется по стандарту. Толщина тела фрезы определяет-
ся по формуле
7’ф = ±^15 -hK, (19.28)
где /гк — глубина канавки, а затем проверяется на прочность.
Конструкции червячных фрез достаточно сложны. В случае,
когда надо нарезать одно-два колеса, делают не фрезу, а летучий
резец — однозубую фрезу. Работает летучий резец только с танген-
циальной подачей, которая очень мала, а следовательно, произво-
дительность обработки таким методом низкая. Фрезы больших
модулей целесообразно делать сборными с оснащением их твердым
сплавом. Мелкомодульные червячные фрезы для нарезания точных
колес рекомендуется выполнять цельнотвердосплавными.
19.3. Пример расчета червячной фрезы сборной конструкции
для нарезания цилиндрических зубчатых колес
Исходные данные [2]: модуль т=10; угол зацепления 20°; наи-
больший диаметр червячной фрезы, допускаемый по условиям зу-
борезного станка,— 200 мм.
Фреза сборной конструкции со вставными ножами из быстро-
режущей стали; крепление ножей по типу, изображенному на рис.
18.3, б. Обрабатываемое зубчатое колесо должно быть изготовлено
по 8-й степени точности.
Определение элементов профиля [2]:
1) находим шаг по нормали рп = л т = 31,416 мм;
2) узнаем толщину зуба в нормальном сечении на делитель-
ной прямой 5Л = л m/2 = 15,708 мм;
3) вычисляем высоту головки зуба для нарезания некорриги-
рованной шестерни /ia = 1,25m = 12,5 мм;
4) находим высоту ножки зуба Л/= 1,25т = 12,5 мм;
5) полная высота зуба h = 2,5m = 25 мм;
6) радиус закругления профиля головки зуба pa = 0,25m =
= 2,5 мм;
7) радиус закругления ножки зуба р/ = 0,3m = 3,0 мм;
8) толщина зуба на вершине Sa = Sn — 2ha tg atWQ\ Sa=15,708 —
— 2-12,5-tg20° = 6,61 mm;
9) канавку для выхода шлифовального круга выбираем сле-
дующих размеров: ширина 5 мм, глубина 1 и радиус скругления
1 мм;
400
ДО) принимаем ориентировочно угол наклона стружечной ка-
навйр Ро=3°;
11) профильный угол находим по табл. 18.1. В данном случае
при Ро^=3° он равен «19°59'.
Определение элементов режущей части фрезы:
1) передний угол ув для чистовой фрезы выбираем равным 0;
2) задний угол на вершине зубьев принимаем ав= 10°;
3) находим угол на боковых сторонах профиля tga6 = tgaBX
Xsin afwo=tg 10° sin 20°=0,06 или аб = 3°30/;
4) число зубьев принимаем равным z0= 12, исходя из конструк-
тивных соображений, а затем проверяем это число зубьев вычерчи-
ванием для принятого максимального диаметра, равного 200 мм;
5) вычисляем величину затылования
K = _^tgaB =
го
л200
12
tg 10° = 9,21 мм.
Принимаем #= 10 мм;
6) так как фреза сборная
и можно уменьшить диаметр
корпуса для обеспечения выхо-
да круга при шлифовании, то
К\ = К, т. е. нет необходимости
в двойном затыловании;
7) определяем размеры
канавки для размещения
стружки. Глубина канавки рас-
считывается по формуле йк =
= Л + #+г; для нашего случая
конструирования сборной фре-
зы возьмем йк = 30 мм;
8) угол стружечной канав-
ки 0 принимаем равным 25°.
Так как фреза сборная, необ-
ходимо теперь установить раз- Рис. 19.10. Определение конструктивных
меры поперечного сечения но- элементов фрезы графическим способом
жа. Определение их лучше про-
водить графически, начертив соответствующий зуб фрезы
(рис. 4SL10);
9) определяем диаметр корпуса графически. Для нашего слу-
чая диаметр корпуса равен 184 мм;
10) находим минимальную длину рабочей части фрезы
13т. Для нашего случая примем L = 142 мм;
11) размеры буртиков, боковых колец и винтов определяют
графически, предварительно приняв диаметр отверстия фрезы
л?отв = 50 мм;
12) продольную шпоночную канавку принимаем согласно
ГОСТ;
13) средний расчетный диаметр фрезы б/расч = ^а--2йа —0,25#=
= 200-25-2,5=172,5 мм;
401
14) угол наклона винтовой линии р канавок находят оконча-
тельно по формуле
sin 60 = = 0,05795, следовательно, 60 = 3° 19';
арасч
15) шаг винтовой линии АСтр=л dpaC4 ctg ро=3,1416-172,5Х
X 17,256 = 9406 мм;
16) шаг витков по оси подсчитывается по формуле
Рп 31,416 п« лее
рх --------=--------= 31, 466 мм;
cos Pq 0,99833
17) угол наклона паза для ножа принимаем равным углу
ро=3°19'.
На основании проведенных расчетов выполняется чертеж фре-
зы. Так как проектируемая фреза предназначена для нарезания
зубчатых колес 8-й степени точности, то допуски на нее устанавли-
ваем по классу А.
19.4. Долбяки
Зуборезные долбяки работают по методу обкатки. В основу
изготовления долбяка положена не прямозубая рейка, а шестерня
с соответствующими углами. Производительность обработки долбя-
ками несколько ниже, чем червячными фрезами, но они позволяют
нарезать такие колеса, как, например, блоки колес, шевронные ко-
леса, внутреннего зацепления и другие, которые нельзя нарезать
червячными фрезами. Точность же по профилю зубчатых колес, на-
резанных долбяками, выше, чем при зубофрезеровании.
В зависимости от характера обрабатываемых деталей долбяки
делятся на три группы:
1) прямозубые — для нарезания прямозубых колес;
2) косозубые — для нарезания колес с винтовым зубом и шев-
ронных колес;
3) специальные — для нарезания зубчатых деталей неэволь-
вентного зацепления (звездочки, шлицевые валы и т. д.).
По конструкции долбяки классифицируются на следующие
группы (рис. 19.11):
1) дисковые — применяются для колес внутреннего и наружно-
го зацепления при больших диаметрах;
2) чашечные — для нарезания зубьев в упор;
3) хвостовые — для колес внутреннего зацепления малого диа-
метра, где недопустимо применение и изготовление дискового дол-
бяка;
4) втулочные являются видоизмененным типом хвостового
долбяка;
5) сборные;
6) комбинированные — для черновой и чистовой обработок.
По точности долбяки бывают классов АА, А и В. Для обеспе-
402
ченця резания долбяку придают несколько измененный вид по
сравнению с обычным зубчатым колесом.
На, рис. 19.12 изображен дисковый долбяк. Принятые обозна-
чения: da— диаметр окружности выступов; d — диаметр делитель-
ной окружности; df — диаметр окружности впадин; $ — толщина
зуба по делительной окружности; sa — толщина вершины зуба по
окружности выступов; с/Отв — посадочный диаметр; С — С — исход-
ное сечение; ha — высота головки зуба; hf — высота ножки зуба.
Из-за наличия заднего угла при вершине зубьев ав диаметры
долбяка в сечениях на различном расстоянии от торца неодинаковы
по величине и уменьшаются от сечения I — I до сечения III — III.
Боковые поверхности зубьев долбяка имеют форму винтовых эволь-
вент, а передняя является конической.
Рассмотрим некоторые особенности конструкции и формы
зубьев долбяка.
1. Боковые поверхности каждого зуба шлифуются по винто-
вым эвольвентам, в связи с чем при переточках долбяка по передней
поверхности форма зуба практически не изменяется. При этом на
одной стороне зуба винтовая эвольвентная поверхность делается
403
правой, а на другой — левой, за счет чего на обеих сторонах зуба
обеспечиваются боковые задние углы.
2. В связи с наличием заднего угла ав толщина зубьев долбяка
уменьшается от сечения I — I до сечения III — III, т. е. долбяк
в различных сечениях является как бы корригированным колесом с
определенным смещением исходного контура. В сечении II — II
Рис. 19.12. Конструктивные элементы
дискового долбяка
(исходном или расчетном) все
размеры долбяка соответст-
вуют размерам зубчатого коле-
са, которое будет находиться в
зацеплении с нарезанным ко-
лесом. Расстояние а до сече-
ния II—II называют смеще-
нием исходного сечения или
исходным расстоянием.
При нарезании колес но-
вым долбяком (сечением I—I)
межосевые расстояния долбяка
и нарезаемой шестерни долж-
ны быть увеличены на величи-
ну х, при нарезании сточенным
долбяком (сечением III—III) —
уменьшены на ту же величину,
а при долблении переточенным
долбяком до исходного сечения
II — II смещение равно нулю.
Практически долбяк можно
рассматривать как совокуп-
ность бесконечно большого ко-
личества зубчатых колес с по-
ложительным, нулевым и отрицательным смещением исходного
контура с бесконечно малой шириной.
Приведем расчеты основных конструктивных элементов дол-
бяка.
Диаметр основной окружности dB боковой эвольвенты зуба
dB— d cos cc/wo,
где d — диаметр делительной окружности; a/wo — угол зацепления.
Толщина зуба по делительной окружности
S = ^, (19.29)
а толщина зуба для черновых колес
S' = 0,4m. (19.30)
Высота головки зуба долбяка:
ha=hf—l,25 m (для долбяков с т<2,5); (19.31)
/ia = /i/ = l,3m (для долбяков с т^2,5). (19.32)
404
Соотношение между параметрами в плоскостях ЕЕ и СС при
условии, что ув = 0:
' x=atgaB; y'=atg а'б. (19.33)
С целью удобства измерений при изготовлении долбяка на черте-
жах проставляются размеры его параметров в сечении ЕЕ. К ним
относятся:
высота головки зуба
haE = ha 4-Х = (1,25... l,3)m + atgaB; (19.34)
высота ножки зуба
hfE = ha —х = (1,25 ... 1,3)/и — atgaB; (19.35)
диаметр окружности выступов
daE = d 4- 2haE = mZ +2haE-, (19.36)
диаметр окружности впадин
dfE = d — 2hfE =mZ — 2hfE-, (19.37)
толщина зуба
SE = S + 2atga'6. (19.38)
По расчетным данным [1111:
tg a6 = tg aB tg atw0-, (19.39)
Se = S 4- 2atgaB tga<U)0.
Величина смещения исходного контура в теории корригирова-
ния эвольвентных зацеплений обычно выражается через коэффи-
циент смещения в долях модуля
x = km. (19.40)
Из рис. 19.12 видно, что величина смещения исходного контура
X ktn / 1 А Л 1 \
а = -т---= 7------. (19.41)
Увеличение а дает следующие преимущества:
1) уменьшается шероховатость и повышается точность профи-
ля поверхности нарезаемого зуба и точности профиля колеса, бла-
годаря чему достигается меньший шум и более плавное зацепление;
2) уменьшается опасность срезания вершин зубьев при малом
их числе. С другой стороны, увеличение расстояния а приводит к
уменьшению толщины зуба на вершине, в силу чего снижается
стойкость долбяка. Кроме того, чем больше а, тем больше полу-
чается участок с неэвольвентным профилем у основания зуба на-
резаемого колеса, т. е. уменьшается рабочий участок профиля зуба
колеса.
Выбор значения а при проектировании долбяка производят по
специально разработанным номограммам, которые связывают меж-
ду собой толщину зуба Sa, число зубьев долбяка Zo и максимально
405
допустимый коэффициент смещения k. Определив максимально до-
пустимый коэффициент смещения &тах, находят расстояние ол
Ь т
а = . (19.42)
Затем производят проверку на отсутствие подрезания зубьев на
участках переходных кривых по вспомогательным таблицам и гра-
фикам справочной литературы. Кроме того, необходимо учитывать,
что при переточках долбяков изменяется величина а, что также
приводит к подрезанию этим долбяком зубьев нарезаемого колеса,
особенно при малом числе Zq.
Максимально допустимое изменение длины зуба Д b рассчиты-
вается по формуле
Ь . т
Д6 = , (19.43)
где &min — минимальный коэффициент смещения, выбираемый по
таблицам или по специальным графикам, исходя из условий допу-
стимого срезания лезвий и отсутствия подрезания.
Конструктивные параметры долбяков стандартизованы: для
долбяков модулей т=1...12 по ГОСТ 9323—60, для долбяков моду-
лей т = 0,1...1 мм по ГОСТ 10059—62.
Следует учитывать, что диаметр делительной окружности
стандартизован:
d, мм 75 100 125 166 200
т, мм 1...4.5 1...6.5 5...9 8...10 10...12
Однако при определении d=mZ0 надо брать не стандартный, а
расчетные диаметры. Стандартное значение d показывает размер
диаметра делительной окружности, около которого колеблется зна-
чение расчетного диаметра d делительной окружности. Прибли-
зить расчетные значения d к стандартному можно за счет выбора
соответствующего числа зубьев долбяка Zo. Например: /п=4; Zo=
= 19. Тогда расчетное значение d=76 лежит близко к значению
стандартного d.
19.5. Инструменты для нарезания конических зубчатых колес
Зубья прямозубых конических колес нарезаются как методом
копирования, так и методом обкатки. Последний метод имеет более
широкое распространение. Инструментами для получения зубчатых
конических колес служат зубострогальные резцы, которые работа-
ют, как правило, по предварительно обработанным зубьям, а так-
же резцовые специальные головки (фрезы), круговые протяжки
и др. [2, 4, 36, 111, 135].
На рис. 19.13 показан общий вид резца для нарезания кониче-
ских колес, работающих в паре. Зуб его по своим очертаниям имеет
профиль рейки с прямолинейными зубьями и наклоном сторон рез-
406
ца под определенными углами. Передний угол у этих резцов состав-
ляет 20° в горизонтальной и 12° в вертикальной плоскостях. Задний
угол заточки равен нулю. Положительное значение заднего угла
в процессе резания достигается при соответствующей установке
резца на станке.
Недостатком обработки прямозубых конических колес с по-
мощью зубострогальных резцов является низкая производитель-
Рис. 19.13. Резец для нарезания конических прямозубых
колес
А±0,1
ность процесса. Наиболее совершенными, более производительны-
ми методами получения конических колес является обработка их
сдвоенными фрезами (головками) и круговой протяжкой с зубь-
ями, расположенными по периферии ее корпуса. Для получения ко-
нических колес со спиральным зубом применяются конические
червячные фрезы и резцовые головки. Рассмотрим эти инструменты.
Резцовая головка (рис. 19.14) состоит из корпуса /, в пазах
которой с помощью винтов 9 крепятся наружные 6 и внутренние 5
Рис. 19.14. Зуборезная резцовая головка для нарезания конических колес
со спиральным зубом
407
резцы. Точная установка и регулировка резцов 2 относительно
центра резцовой головки осуществляется за счет регулировочных
клиньев 3 и прокладок 4 и 8. Регулирование клиньев производят
винтами 7. Два резца головки являются нерегулируемыми в ради-
альном направлении и служат установочными для остальных рез-
цов головки. Для нарезания всех размеров конических колес име-
ется несколько типоразмеров головок диаметром 72... 12". Число
резцов в головке может быть 2...32. Внутренние и наружные резцы
устанавливаются в головке попеременно. Внешний вид и некоторые
размеры резцов к головкам показаны на рис. 19.15. Установка рез-
цов должна обеспечивать такое их положение, чтобы в момент
резания режущие кромки резцов представляли собой зуб плоского
колеса. Режущие кромки резцов при этом должны быть прямыми,
лежащими в плоскости, совпадающей с осью резцовой головки, и
составлять с этой осью угол, равный требуемому углу давления
данного резца. Это условие должно выполняться всегда при на-
стройке головки. В зависимости от направления вращения резцовой
головки резцы делают право- и левосторонними.
Особого внимания заслуживает процесс обработки конических
колес по методу полуобкатки с применением дисковой протяжки с
круговым зубом (см. рис. 15.10), подробно описанный в парагра-
фе 15.5.
19.6. Инструменты, работающие методом зуботочения
К инструментам, работающим по методу зуботочения, относят
обкаточные резцы, которые представляют собой колесо с винто-
выми зубьями, снабженными режущими лезвиями. Иначе обка-
точный резец можно представить как червячную фрезу, у которой
число заходов равно числу зубьев обкаточного резца. Принцип ра-
боты таким инструментом основан на использовании относитель-
ного скольжения профилей зубчатых колес с перекрещивающимися
осями. В процессе обработки инструмент 1 вращается вокруг своей
оси согласованно с заготовкой 2 и, кроме того, имеет продольную
подачу s0, параллельную оси заготовки (рис. 19.16). За счет разно-
сти скоростей скольжения профилей обкаточного резца и заготовки
(Ур — ^з=25...35 м/мин) при осевой подаче so=--O,5...O,8 мм/об проис-
408
ходит обработка заготовки. Угол перекрещивания осей инструмента
и заготовки составляет р = 60...90° [36].
Переднюю поверхность зубьев обкаточного резца затачивают
под углом у к плоскости, нормальной к направлению зубьев, а зад-
ние углы на боковых сторонах профиля зубьев выполняются, как
у косозубых зуборезных долбяков, т. е. с одной стороны с большим,
Рис. 19.16. Схема наре-
зания колес обкаточны-
ми резцами:
а — косозубого колеса пря-
мозубым обкаточным рез-
цом; б — прямозубого ко-
леса косозубым обкаточ-
ным резцом; в — косозубого
колеса косозубым обкаточ-
ным резцом
а с другой — с меньшим углом наклона, чем угол наклона зубьев
резца.
К преимуществам метода зуботочения перед зубофрезерова-
нием следует отнести: 1) одинаковую нагрузку на все зубья инстру-
мента и, следовательно, равномерный износ; 2) сокращение расхода
быстрорежущей стали на 70...80 %; 3) повышение производитель-
ности в 4...5 раз за счет увеличения минутной подачи.
Недостатки этого метода следующие: 1) обкаточный резец
является сугубо специальным инструментом; 2) обкаточным рез-
цом можно производить обработку колес с числом нарезаемых
‘зубьев не менее 80... 100. Этот недостаток связан с ограниченными
возможностями кинематических цепей обычных зубофрезерных
станков, на которых применяются обкаточные резцы.
19.7. Методы шевингования и инструмент
для шевингования зубчатых колес
Для окончательной обработки боковых сторон зубьев колес
применяют шевингование. Суть этого процесса состоит в удалении
(соскабливании) крупных гребешков шероховатости в виде мелкой
стружки с боковых сторон зуба. В качестве инструментов для ше-
вингования применяют шевер-рейку, дисковый и червячный шеверы
(рис. 19.17). Все перечисленные шеверы работают по методу обкат-
ки [2].
409
Обычно прямозубые колеса обрабатываются косозубыми ше-
верами, а косозубые — прямозубыми. Принцип работы дискового
косозубого шевера представлен на рис. 19.18. При повороте шевера
и шевингуемого прямозубчатого колеса на некоторый угол общая
точка касания их зубьев А для колеса займет положение В, а для
шевера — положение С. Таким образом, точки разойдутся на неко-
Рис. 19.17. Типы шеверов:
а —дисковый: б — шевер-рейка; в — червячный
торое расстояние &, которое
является величиной относитель-
ного проскальзывания профи-
ля зуба шевера по отношению
к зубу колеса. Скорость этого
относительного скольжения бу-
дет скоростью резания при ше-
винговании. Величина скоро-
сти зависит от угла скрещива-
ния фКр осей зубчатого обра-
батываемого колеса 1 и ди-
скового шевера 2.
Следует отметить, что из-
готовление шевер-рейки весь-
ма сложно, а поэтому наибо-
лее широкое применение полу-
чили дисковые шеверы.
В зависимости от величи-
ны угла диагональности е раз-
личают три метода шевинго-
вания с угловой подачей: па-
410
раллельный (рис. 19.19, а), диагональный при остром угле е (рис.
19.19, б) и касательный (рис. 19.19, в), если угол е=90°, т. е. если
продольная подача шевера 2 направлена перпендикулярно оси де-
тали 1.
Следует отметить, что у шеверов, предназначенных для каса-
тельного шевингования, канавки на боковых сторонах зубьев шеве-
ра располагают по винтовой линии с шагом t между двумя режу-
Рис. 19.19. Схемы шевингования:
Ьо, Ь\ — соответственно ширина шевера и зубча-
того колеса; L — величина относительного смеще-
ния шевера и колеса; со — угол наклона зубьев
шевера
Рис. 19.20. Схема обработки кромочным шевером
щими зубьями (рис. 19.19, г), так как величина осевого смещения С
шевера при обычных углах диагональности е всегда больше шага t,
и, следовательно, расположение кромок по винтовой линии обяза-
тельно только у шеверов, работающих по касательному методу.
Для шевингования зубчатых колес широко применяются также
кромочные шеверы. Принцип их работы аналогичен рассмотренным
методам шевингования. Однако для обработки обеих сторон зубьев
колеса применяют два шевера, причем каждый шевер обрабаты-
411
вает только одну сторону зуба. Обрабатываемое колесо 1 подводит-
ся к шеверу 2 (рис. 19.20), затем включается рабочая подача и об-
рабатывается одна сторона профиля зубьев А. После этого колесо
отводится в положение 3. В этом положении реверсируется враще-
ние колеса и шевера и колесо вводится снова в зацепление с шеве-
ром. При включении рабочей подачи отделывается вторая сторона
профиля зубьев Б.
Червячные шеверы (см. рис. 19.17) по своей конструкции на-
поминают червяк, на боковых сторонах витков которого нарезаны
мелкие зубья для образования режущих лезвий. Применяются они
для шевингования червячных колес. В процессе обработки ось та-
кого шевера и обрабатываемого червячного колеса образуют угол
90°. Снятие припуска осуществляется за счет сближения осей шеве-
ра и колеса.
19.8. Инструменты, работающие методом обкатки,
для неэвольвентных профилей
Общие сведения. В машиностроительной промышленности ши-
рокое применение находят детали типа шлицевых валов, храповые
колеса, звездочки для цепей, елочные, или мелкозубые, шлицевые
валы и др. Обработка перечисленных деталей в крупносерийном и
массовом производстве осуществляется инструментами, работаю-
щие. 19.21. Червячная шлицевая фреза без усиков
(а) и обработанный ею шлицевый вал (б):
1 — прямолинейный и переходной криволинейный участ-
ки; 2 — ось шлицевого вала
412
щими методом обкатки. К ним относятся: 1) червячные фрезы;
2) долбяки; 3) обкаточные резцы и т. д.
Червячные фрезы. Наиболее широкое распространение для об-
работки шлицевых валов, имеющих прямоугольный профиль, полу-
чили червячные шлицевые фрезы. По своей конструкции и в зависи-
мости от профиля выполняются следующие виды этих фрез: 1) без
Рис. 19.22. Червячная шлицевая фреза с усиками:
а — шлицевая фреза; б — профиль зуба шлицевой фрезы
(1 —начальная прямая); в — профиль нарезанного вала
усиков; 2) с усиками; 3) с удлиненным зубом; 4) определенной
установки; 5) фрезы-улитки.
В основе конструкции всех перечисленных фрез лежит обычная
червячная фреза, работающая по методу обкатки. Профиль ее
зубьев представляет собой профиль зуборезной рейки, а профиль
413
нарезаемого вала — профиль зубчатого колеса, находящегося в
зацеплении с рейкой и перекатывающегося своей начальной окруж-
ностью по начальной прямой рейки без скольжения.
При работе обычной червячной фрезы без усиков (рис. 19.21, а)
на боковой поверхности шлица вала (рис. 19.21, б) в результате
движения обкатки образуется переходный непрямолинейный уча-
сток f. Чтобы обеспечить получение прямолинейного профиля шли-
ца вала по всей его боковой поверхности (рис. 19.22, в) с канавкой
для выхода шлифовального круга, применяются шлицевые червяч-
ные фрезы с усиками (рис. 19.22, а). Зуб такой фрезы (рис. 19.22, б)
имеет небольшие выступы (усики) на углах зубьев, которые вреза-
ются глубже, чем вершина зуба фрезы, образуя у основания шли-
цев небольшие углубления (рис. 19.22, в). Если глубина такой ка-
навки больше глубины f переходной кривой, то сторона шлица бу-
дет прямолинейной до пересечения ее с окружностью внутреннего
диаметра вала.
Обеспечивая прямолинейность стороны шлиц, необходимо
иметь в виду, что стойкость фрез с усиками по сравнению с обыч-
ными червячными фрезами намного ниже из-за усиленного износа
усиков. К тому же вал, обработанный фрезами с усиками, из-за на-
личия углубления у основания шлиц имеет меньшую прочность, чем
валик без этих углублений. Поэтому применение червячных фрез с
усиками ограничено.
19.9. Конструирование шлицевых червячных фрез
для обработки прямолинейных профилей шлицев
Вся сложность конструирования шлицевых червячных фрез за-
ключается в определении профиля ее зуба. На рис. 19.23 показана
схема образования профиля шлица вала при обкаточном движении
фрезы.
Нахождение необходимого профиля зуба шлицевой червячной
фрезы чаще всего производится графическим и аналитическим спо-
собами. Возможен также способ получения профиля зуба фрезы
механическим путем за счет специального обкаточного механизма
затыловочного станка.
Графический способ неточен, но дает наглядное представление
о процессе обкатки. Аналитический, или расчетный, способ позво-
ляет с любой точностью определить координаты кривой профиля
зуба фрезы. Однако он связан с громоздкими вычислениями и толь-
ко применение ЭВМ ускоряет расчет и исключает в нем ошибки.
В случае же ручного проектирования чаще всего совмещают анали-
тический и графический способы, причем с помощью последнего
можно проверить наличие грубых ошибок в расчетах профиля.
Рассмотрим один из графических способов построения профи-
ля инструмента копированием последовательных положений, полу-
чившим широкое распространение.
Для построения формы зубьев инструмента вычерчивается на
бумаге в большом масштабе профиль изделия окружностью ради-
414
уса rw, представляющего собой начальную окружность изделия
(рис. 19.23, а). Разделим радиусами сектор окружности, принадле-
жащий одной впадине, на возможно большее количество равных
частей. Для обкатывания изделия без скольжения необходимо, как
и при построении эвольвенты, спрямлять дуги. Если дуга меньше
1/15 радиуса ее без особой погрешности заменяют хордой. Таким
Рис. 19.23. Графическое построение профиля инструмента (копирова-
нием последовательных положений)
образом, на начальной окружности получают ряд точек 1, 2, 3, ...
Полученные дуги 0—1, 1—2, 2—3 приравняем к длине соответству-
ющих хорд 0—1, 1—2, 1—3. Затем на кальке на расстоянии гш про-
водятся две параллельные линии АА и ВВ (рис. 19.23, б). Отложим
на прямой В В (начальной прямой фрезы) дуги 0—1, 1—2, 2—3,... и
проведем через полученные точки 1, 2, 3, ... ряд перпендикулярных
к ВВ линий 01—1, 02—2, 03—3, ... При движении обкатки изделие
будет занимать последовательно ряд положений 1, 2, 3, ... Накла-
дывая кальку на вычерченный профиль изделия (рис. 19.23, а) и
совмещая при этом соответствующие линии, например Oi—1, 02—2
с соответствующими радиусами 1—0, 2—0, можно, очерчивая про-
филь изделия на кальке в каждом определенном положении, полу-
чить целый ряд линий, изображающих профиль изделия в различ-
ных положениях 1, 2, 3, ... Проводим плавную огибающую кривую
построенных профилей и получаем искомый профиль фрезы.
Рассмотрим аналитический способ определения профиля зуба
шлицевой фрезы [2]. Для любого профиля изделия, например ква-
драта, шлицевого вала (рис. 19.24), основными элементами, опре-
деляющими профиль фрезы, будут радиус начальной окружности
rw и угол Т. Зная значения этих параметров и учитывая, что вели-
чина h' остается постоянной, можно определить радиус гу в любой
точке К профиля изделия по формуле
или
h’ = Гу sinipx- (19.45)
Для вала с прямолинейным шлицем шириной b и для квадрата со
стороной а значения h' соответственно равны 6/2 и а/2 (рис. 19.24, а,
415
б). Для точки А лежащей на начальной окружности любого прямо-
линейного профиля, h'=rw sin T.
Для вывода уравнения профиля зуба фрезы рассмотрим два
положения (/ и II) обкатки шлицевого вала рейкой, профиль кото-
рой необходимо найти (рис. 19.25). В первом положении профили
рейки и изделия касаются в полюсе зацепления Р. Во втором поло-
Рис. 19.24. Основные элементы прямолинейных профилей:
а —- шлицевого вала; б — квадрата
жении рейка переместится на некоторый отрезок РВ и будет ка-
саться профиля изделия в точке С. Основным условием любого зуб-
чатого зацепления рейки с колесом является качение без скольже-
ния начальной прямой рейки (фрезы) по начальной окружности
колеса (вала). Следовательно, за время перемещения рейки на от-
резок РВ изделие должно повернуться на некоторый угол ф
Ф = или РВ = г^ф,
ги>
где ф — угол, рад.
Вместе с тем важным условием зубчатой передачи является то,
что общая нормаль к сопряженным профилям в точке касания их
проходит через полюс зацепления. Применительно к схеме обкатки
(см. рис. 19.25) линия СР должна проходить через полюс зацепле-
Рис. 19.25. Схема обкатки прямоли-
нейного профиля шлицевого вала:
/ — начальная прямая рейка; 2, 3 — про-
фили фрезы и изделия
ния г и оыть перпендикулярной
к прямой профиля. Возьмем точ-
ку В за начало координат и на-
правим ось X по начальной пря-
мой рейки. При продольном пере-
мещении рейки начало координат
будет двигаться вместе с ней.
Для нахождения кривой про-
филя Г. И. Сахаров предложил
использовать теорему, когда сум-
ма проекций замкнутой ломаной
линии на ось равна нулю. В на-
шем случае замкнутой ломаной
линией будет линия PCDBP [2,
111]. Дальнейшие расчеты по оп-
416
Отрезок Проекция отрезка на ось Примечание
X | Y
PC PC cos a' PC sin a' a' = + <p
CD 0 —У Знак «минус» означает, что
DB X 0 отрезок CD (ВР) направлен в
BP —rw4 0 сторону, противоположную на- правлению оси Y (X), <р=а'~Чг
ределению расчетных уравнений проекций профиля зуба фрезы на
оси X и У сведены в табл. 19.1.
Итак, сумма PC cos а'+О + Х—rw<p = O; PC sin а'— У=0;
РС=РЕ—СЕ; PC=rwsin а'—rwsin’F;
^==rw[(a'—T) — (sin а'— sin T) cos а'], (19.46)
У= Msin а'—sinT)sin а'. (19.47)
Расчет радиуса rw начальной окружности. В уравнениях для оп-
ределения профиля зуба фрезы неизвестно значение rw, от величи-
ны которого зависит длина f переходной кривой.
Для установления оптимального значения rw рассмотрим ли-
нию зацепления нашей рейки и вала (рис. 19.26). Известно, что ли-
нией зацепления называется линия, каждая точка которой является
точкой касания сопряженных профилей. В нашем случае точки С 2,
С3, С4 касания профилей в различных положениях являются точка-
ми линии зацепления. Для нахождения уравнения линии зацепле-
ния рассмотрим одну точку, например Сз, и проведем оси коорди-
нат X и У с началом в точке О.
Из рис. 19.26 видно, что
Х=РС3 cos a'; Y=rw — РС3 sin а'.
В свою очередь
РСз= РЕ — С3Е или РС3 = rw sin а' — h'.
В окончательном виде уравнения линии зацепления, позволя-
ющие вычислить координаты отдельных точек и построить линию
зацепления (см. рис. 19.26), имеют вид:
Х= (rw sin a'—h') cos a', (19.48)
У= rw — rwsin2a'+/i'sina'. (19.49)
Чтобы исключить срезание вала по вершинам в случае, если
его наружный радиус будет больше радиуса гм, необходимо вы-
брать радиус начальной окружности rw таким, чтобы радиус гм
был равен наружному радиусу вала. На рис. 19.26 точка М явля-
ется наивысшей точкой зацепления и для нее значение У будет мак-
симальным. Определим значение Утах, для чего возьмем первую
производную от функции y=f(a') и приравняем ее нулю:
14 Зак. 639
417
UI П / • f . 1 f t
---= —2rw cos a' sin a + h cos a ;
aa'
—2/-Ц, cos a'M sin a'M + h' cos a'M = 0;
. , h'
SinaM = -2T--
w
Подставим значение sina^ в уравнения (19.48), (19.49) и полу-
чим
О X
Рис. 19.26. Схема к нахождению линии зацепле-
ния и определению радиуса rw начальной окруж-
ности. Обозначения такие же, как на рис. 19.25
yM = rw-rw-^+^.
4г 2г
w W
Сократив, найдем
Гл1=Гш + ^;
4rw
(19.50)
418
Максимальный ‘радиус гм наружной окружности в точке М. ра-
вен
^-*2м+И,.
Подставив в это уравнение значения Хм и Ум и решив его от-
носительно Гц,, получим
rw = V 4 — 0,75 (Л')2 . (19.52)
Зная наружный радиус гНар и полагая его равным гм, можно
определить значение rw.
V
Рис. 19.27. Замена профиля фрезы дугами окружности:
а — профиль вала (/ — начальная окружность); б — профиль фрезы (/ — начальная пря-
мая)
Замена кривой профиля зуба фрезы дугами окружности.
С целью упрощения расчета и изготовления шаблона для контроля
криволинейного профиля зуба фрезы прибегают к замене кривой
профиля зуба дугами окружности (рис. 19.27, б). Для этой цели не-
обходимо найти координаты трех точек А, В, С профиля и по ним
построить соответствующие окружности. Такая замена криволи-
нейного профиля дугами окружностей приводит к некоторым ошиб-
кам Api и Ар?, величина которых определяется по соответствующим
формулам [2]. С целью упрощения расчетов по этим формулам и
только в случае, когда глубина впадины t, измеренная по радиусу,
не превышает 0,12 радиуса, т. е. когда /^0,12 rw (рис. 19.27, а),
пользуются табл. 19.2.
В табл. 19.2 приводятся коэффициенты, которые нужно умно-
жать на rw, так как данные таблицы рассчитаны для rw=l. Для
пользования таблицей вначале необходимо определить rw и V по
формулам:
г» = V -0,75 (ft')2, sinip =-у—,
w
где гНар — радиус окружности выступов изделия; Н'=ь/г —полови-
на ширины шпоночного выступа.
14* 419
Таблица 19
Относительный размер изделия Общие координаты точек профиля фрезы и заменяющей окружности Координаты центра и радиус заменяющей окружности Максимальное откло- нение окружности от теоретического профиля Угол шлица
Угол шлица sin Xi Yt 1 xt У, х0 Ко Я Арх Др 2 %
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
5Э 0,08716 0,02142 0,08474 0,05987 0,17189 0,53730 [ 0,09076= 0,54491 +0,00075 —0,00065 5°
5° 10' 0,09005 0.Q2153 0,08456 0,05975’ 0,17038 0,53665 0,09161° 0,54441 0,00074 0,00065 5°10'
5°20' 0,09293 0,02164 0,08438 0,05964 0,17008 0,53631 0,09255 0,54424 0,00073 0,00064 5с20'
5°30э 0,09585 0,02174 0,08420 0,05952 0,16917 0 53576 0,09344 0,54385 0,00073 0,00064 5°30'
5°40' 0,09874 0,02184 0,08401 0,05940 [0,16826 0,53521 0,09432 0,54346 0,00072; 0,00063 5°40'
5°50' 0,10163 0,02194 0,08382 0,05928 0,16734 0,53465 0,09522 0,54306 0,00071 0,00063 5°50'
6° 0,10453 0,02211 0,08378 0,05915 0,16643 [0,53342 0,09622 0,54301 0,00070 0,00063 6°
6° 10' 0,10742 0,02227 0,08374 0,05914 0,16572 0,53430 0,09726 0,54308 0,00069 0,00062 6°10'
6 20' 0,11031 0,02243 0,08369 0,05913 0,16501 0,53423 0,09832 0,54320 0,00068 0,00062 6°20'
6°30° 0,11320 0,02259 0,08364 0,05911 0,16430 0,53402 0,09933 0,54318 0,00068 0,00061 6°30'
6°40' 0,11609 0,02274 0,08359 0,05909 0,16358 0,53390 0,10039 0,54326 +0,00067 0,00061 6°40'
6 50' 0,11898 0,02290 0,08353 0,05907 0,16286 0,53378 0,10145 0,54334 0,00066 0,00060 6°50'
7° 0,12187 0,02312 0,08363 0,05904 0,16214 0,53396 0,10261 0,54373 +0,00065 0,00060 7°
7° 10' 0,12476 0,02334 0,08372 0,05902 0,16142 0,53415 0,10379 0,54414 0,00064 0,00059 7°Т0'
7°20' 0,12764 0,02355 0,08381 0,05899 0,16069 0,53413 0,10491 0,54434 0,00063 0,00058 7°20'
7°30' 0,13053 0,02371 0,08373 0,05896 0,15996 0,53410 0,10602 0,54452 0,00063 0,00058 7°30'
7°40' 0,13341 0,02393 0,08381 0,05893 0,15922 0,53421 0.10719 0,54486 0,00062 0,00057 7°40'
7°50' 0,13629 0,02414 0,08389 0,05889 0,15848 0,53422 0,10834 0,54510 0,00061 0,00056 7°50'
Продолжение
1 I 2 | 3 | 4 | 5 j 6 | 7 | 8 | 9 | 10 | 11 | 12
8° 0,13917 0,02436 0,08396 0,05885 0,15774 0,53429 0,10950 0,54540 0,00060 0,00055 8°
8° 10' 0,14205 0,02458 0,08403 0,05882 0,15700 0,53456 0,11074 0,54591 0,00059 0,00054 840'
8°20' 0,14493 0,02486 0,08425 0,05878 0,15626 0,53475 0,11196 0,54635 0,00058 0,00053 8320'
8c30' 0,14781 0,02514 0,08447 0,05873 0,15551 0,53512 0,11326 0,54697 0,00058 0,00053 8°J3O'
8°40' 0,15069 0,02542 0,08469 0,05880 0,15496 0,53557 0,11458 0,54769 0,00057 0,00052 840'
8°50' 0,15356 0,02570 0,08490 0,05886 0,15441 0,53608 0,11593 0,54847 0,00056 0,00051 8°50'
9° 0,15643 0,02598 0,08511 0,05892 0,15385 0,53660 0,11729 0,54927 +0,00055- -0,00050 9°
9° 10' 0,15931 0,02627 0,08532 0,05898 0,15330 0,53704 0,11863 0,54999 0,00055 0,00050 9° 10'
9°20' 0,16218 0,02655 0,08552 0,05903 0,15273 0,53754 0,12000 0,55077 0,00055 0,00050 9°20'
9°30' 0,16505 0,02683 0,08572 0,05909 0,15217 0,53806 0,12138 0,55158 0,00055 0,00050 9°30'
9 40' 0,16592 0,02712 0,08591 0,05914 0,15160 0,53848 0,12273 0,55229 0,00055 0,00050 9°40'
9° 50' 0,17078 0,02740 0,08610 0,05919 0,15103 0,53906 0,12415 0,55317 0,00055 0,00050 9° 50'
10° 0,17365 0,02776 0,08646 0,05923 0,15045 0,53973 0,12561 0,55415 0,00055 0,00050 10°
10°10' 6,17651 0,02812 0,08680 0,05928 0,14987 0,54028 0,12705 0,55502 0,00055 0,00050 10°10'
10°20' 0,17937 0,02848 0,08715 0,05932 0,14929 0,54107 0,12858 0,55608 0,00055 0,00050 10J20'
10°30' 0,18224 0,02884 0,08749 0,05936 0,14870 0,54170 0,13005 0,55709 0,00055 0,00050 10°30'
10°40' 0,18509 0,02920 0,08782 0,05940 0,14811 0,54235 0,13154 0,55807 0,00055 0,00050 10°40'
10°50' 0,18795 0,02956 0,08816 0,05943 0,14751 0,54295 0,13302 0,55901 0,00055 0,00050 10°50'
11° 0,19081 0,02993 0,08849 0,05946 0,14692 0,54376 0,13459 0,56017 +0,00055 - -0,00050 11°
11°10' 0,19366 0,03029 0,08882 0,05949 0,14632 0,54447 0,13613 0,56123 0,00055 0,00050 1l°10'
ll°20' 0,19652 0,03066 0,08914 0,05952 0,14571 0,54486 0,13756 0,56196 0,00055 0,00050 1Г20'
ll°30' 0,19937 0,03103 0,08946 0,05966 0,14530 0,54580 0,13919 0,56327 0,00055 0,00050 ll°30'
Продолжение
1 1 2 1 1 3 1 4 1 5 1 • 1 ’ 1 • 1 9 1 10 1 " 1 12
11°40' 0,20222 0,03140 0,08978 0,05979 0,14489 0,54671 0,14083 0,56456 0,00055 0,00050 11°40'
11°50' 0,20506 0,03177 0,09009 0,05992 0,14447 0,54746 0,14241 0,56568 0,00055 0,00050 11°50'
12° 0,20791 0,03214 0,09040 0,06005 0,14405 0,54827 0,14402 0,56687 0,00055 0,00050 12°
12°10' 0,21076 0,03252 0,09071 0,06018 0,14363 0,54905 0,14563 0,56804 0,00053 0,00050 12°10'
12°20' 0,21360 0,03289 0,09102 0,06031 0,14320 0,54983 0,14725 0,56921 0,00051 0,00050 12°20'
12°30' 0,21644 0,03327 0,09132 0,06043 0,14277 0,55079 0,14896 0,57058 0,00050 0,00050 12°30'
12°40' 0,21928 0,03365 0,09162 0,06055 0,14233 0,55157 0,15060 0,57176 0,00048 0,00050 12°40'
12°50' 0,22212 0,03403 0,09191 0,06067 0,14189 0,55234 0,15224 0,57294 0,00016 0,00050 12°50'
13° 0,22495 0,03441 0,09220 0,06078 0,14145 0,55313 0,15391 0,57414 +0,00045 -0,00050 13°
13°10' 0,22778 0,03479 0,09249 0,06089 0,14100 0,55390 0,15556 0,57533 0,00044 0,00050 13°10'
13°20' 0,23062 0,03517 0,09277 0,06101 0,14055 0,55475 0,15723 0,57660 0,00043 0,00051 13°20'
13°30' 0,23345 0,03564 0,09322 0,06111 0,14009 0,55557 0,15898 0,57787 0,00043 0,00051 13°30'
13°40' 0,23627 0,03611 0,09367 0,06122 0,13963 0,55658 0,16078 0,57934 0,00042 0,00052 13°40'
13°50' 0,23910 0,03658 0,09411 0,06132 0,13917 0,55754 0,16256 0,58076 0,00041 0,00052 13°50'
14° 0,24192 0,03706 0,09456 0,06142 0,13871 0,55858 0,16439 0,58227 0,00040 0,00052 14°
14°10' 0,24474 0,03754 0,09500 0,06152 0,13823 0,55944 0,16616 0,58359 0,00039 0,00053 14°10'
14°20' 0,24756 0,03802 0,09543 0,06161 0,13776 0,56039 0,16797 0,58502 0,00038 0,00053 14°20'
14°30' 0,25038 0,03851 0,09587 0,06182 0,13748 0,56146 0,16985 0,58659 0,00038 0,00054 14°30'
14°40' 0,25320 0,03899 0,09622 0,06203 0,13719 0,56239 0,17166 0,58801 0,00037 0,00054 14°40'
14°50' 0,25601 0,03948 0,09673 0,06223 0,13690 0,56353 0,17358 0,58966 0,00036 0,00055 14°50'
15° 0,25882 0,03997 0,09715 0,06244 0,13660 0,56457 0,17552 0,59122 +0,00035 —0,00055 15°
15°Ю' 0,26163 0,04047 0,09758 0,06264 0,13631 0.56570 0.17742 0.59287 0.00035 0,00056 15°10'
Продолжение
1 I 2 | з | 4 | 5 I 6 | 7 I 8 | 9 | 10 | 11 | 12
15°20' 0,26443 0,04106 0,09817 0,06284 0,13600 0,56705 0,17947 0,59477 0,00034 0,00057 15°20'
15°30' 0,26724 0,04165 0,09876 0,06303 0,13570 0,56824 0,18147 0,59651 0,00034 0,00057 15°30'
15°40' 0,27004 0,04225 0,09935 0,06322 0,13538 0,56961 0,18352 0,59844 0,00033 0,00058 15°40' .
15°50' 0,27284 0,04294 0,10012 0,06342 0,13507 0,57064 0,18550 0,60003 0,00033 0,00059 1 5c50
16° 0,27564 0,04365 0,10088 0,06361 0,13475 0,57204 0,18763 0,60203 0,00033 0,00060 16°
16°10' 0,27843 0,04436 0,10164 0,06379 0,13443 0,57345 0,18977 0,60403 0,00032 0,00061 16c10
16°20' 0,28123 0,04508 0,10240 0,06398 0,13410 0,57471 0,19187 0,60589 0,00032 0,00062 16°20'
16°30' 0,28402 0,04580 0,10316 0,06416 0,13377 0,57602 0,19400 0,60781 0,00031 0,00062 16°30'
16°40' 0,28680 0,04653 0,10392 0,06434 0,13343 0,57733 0,19614 0,60974 0,00031 0,00063 16°40'
16°50' 0,28959 0,04727 0,10467 0,06451 0,13310 0,57875 0,19834 0,61179 0,00030 0,00064 16°50'
17° 0,29237 0,04801 0,10542 0,06469 0,13275 0,57999 0,20048 0,61366 +0,00030 —0,00065 17°
17°10' 0,29515 0,04876 0,10617 0,06486 0,13241 0,58199 0,20266 0,61561 0,00030 0,00066 17°10'
17°20' 0,29793 0,04951 0,10692 0,06503 0,13206 0,58263 0,20481 0,61758 0,00029 0,00067 17°20'
17c30' 0,30071 0,05027 0,10767 0,06520 0,13170 0,58377 0,20699 0,61938 0,00029 0,00067 17°30'
17°40' 0,30348 0,05104 0,10842 0,06536 0,13135 0,58545 0,20939 0,62177 0,00028 0,00068 17°40'
17°50' 0,30625 0,05181 0,10916 0,06564 0,13118 0,58682 0,21165 0,62382 0,00028 0,00069 17°50'
18° 0,30903 0,05259 0,10991 0,06593 0,13100 0,58802 0,21384 0,62570 0,00028 0,00070 18°
Таблица 19.3
Выбираемый или расчетный параметр Расчетная формула или основные соображения по выбору конструктивных элементов фрезы
Наружный диаметр da Я — 2 ( t' 4- / U- ri°TB -u h
a a — zi i| -f-i-f- 2 T n » где — глубина шпоночной канавки; / — толщи- на тела фрезы; h — полная высота зуба с учетом величины затылования; d0TB — диаметр оправки (от- верстия) По данным [2] рекомендуется для фрез с da 65... 80 мм и da 80... 100 мм принимать d0TB соответствен- но равным 27 и 32 мм. xda
Величина затылованкл
L к — <7 Ig^B, zo
Величина второго заты- лования Ki Угол наклона винтовых канавок р где а в — задний угол, который выбирается не менее 10' ; Zo—число зубьев, принимаемое для фрез диа- метрами 55...80 мм и 80... 100 мм соответственно равным 12 и 14. Ki = (1,2. ..1,6) К sin ₽ - Рп - „ ’ Ла 11
Средний диаметр d где Рп — шаг по нормали; п — число шлицев шлице- вого вала, d = da — 2ha — 0,35К, где ha — высота профиля зуба до начальной прямой т. е. координата у крайней точки профиля, определя- емая по формуле ha — rw sin a^(sina^ — sin Значение определяется по формулам: , ГнарСОЭф/с cos а к — — ; rw b
, 2^нар где гНар — расчетный наружный диаметр шлицевого вала; b — ширина шлица
Шаг винтовых канавок лг/
/*стр Угол канавки 0 Радиус закругления впадины канавки г стр~ tgp Значение /iCTp уточняется по паспорту станка. Если на станке нарезать такой шаг нельзя, следует изменить диаметр фрезы или угол наклона канавок Принимается примерно в пределах 20...25° Принимается примерно равным 1,5 ...2 мм
424
По рассчитанным значениям V отыскиваем в табл. 19.2 соот-
ветствующие коэффициенты с учетом ближайшего значения sinY,
а затем уточняем радиус начальной окружности по формуле
' W -
sin 1|>
Если окажется, что табл. 19.2 пользоваться невозможно, то
приходится производить подробный расчет профиля фрезы по фор-
мулам, а затем заменять дугами окружности [2].
Выбор конструктивных элементов фрезы можно производить
по табл. 19.3.
Остальные элементы фрезы рассчитываются аналогично чер-
вячным зуборезным фрезам.
19.10. Пример расчета и конструирования червячной шлицевой
фрезы
Определить элементы профиля, рассчитать и сконструировать
фрезу для обработки вала (d—6X34,6e8x40al 1X 10f8, см. рис.
19.22, а), имеющего следующие элементы: наружный диаметр
Оиар=40 мм; внутренний диаметр £>Вн=34,6 мм; ширина шлица Ь =
= 10 мм; число шлицев п=6; фаска у наружного диаметра С—
= 0,05 мм; допуск внутреннего диаметра Ei = 0,17 мм; допуск шири-
ны шлица Е=0,3 мм; допуск наружного диаметра £п = 0,05 [2].
Расчет элементов профиля вала и фрезы производим в следу-
ющей последовательности.
1. Определяем расчетный наружный диаметр вала по формуле
£>расч = Рнар — 2Cmin = 40,0 — 2 • 0,2 = 39,6 ММ,
^нар = = 19,8 ММ.
2. Внутренний расчетный диаметр с учетом допусков можно
найти по формуле
Рвн.расч =Dbh+0,25Ei = 34,43+0,25-0,17=34,472 мм.
3. С учетом допусков на ширину шлица принимаем расчетную
ширину шлицев по формуле
£>расч=Ьтш+0,25 £'1 = 9,7+0,25-0,3 = 9,775 мм.
4. Определяем радиус rt начальной окружности изделия
П = |/ г2нар —0,75^£? = |/ 19,82 — 0,75?^- = 19,342 мм.
5. Находим значение угла ¥ шлица
sin = 9’™L. = 0,25268; ф = 14°38'.
Y 9Г! 2 • 19,342
Для расчета профиля воспользуемся данными табл. 19.2, из
которой видно, что ближайшее меньшее значение sin 4f=0,25038, а
угол Ч/ = 14°30'.
425
6. Скорректируем величину радиуса начальной окружности на
принятое значение Ч7 согласно табл. 19.2:
брасч
2 sin х|)
9,775
2 • 0,25038
= 19,52 мм.
7. Определяем возможность пользования табл. 19.2. Для этой
цели возьмем выражение /^0,12 7Ь Глубину шлица t рассчитаем
по формуле
/ = /*i—Dbh= 19,52—17,235 = 2,295 мм.
Данные расчета указывают, что /~0,127Ь а это означает, что
пользоваться табл. 19.2 можно.
8. Находим по табл. 19.2 координаты точек профиля фрезы.
Координаты точек А(Х^ У1), В(Х2, У2), центра заменяющей окруж-
ности (Xq, Уо) будут равны:
Xi = 0,03851-Г! = 0,752 мм; У1 = 0,0958-71 = 1,871 мм; Х2 =
= 0,06182.^ = 1,207 мм; У2= 0,13748-и = 2,684 мм; Х0 = 0,56146-71 =
= 10,96 мм; Уо = О, 16985-71 = 3,315 мм.
В приведенных расчетах 7! = 19,52 мм. Радиус заменяющей
окружности ? = 0,58659 71 = 11,45 мм.
По последним двум графам находим максимальное отклоне-
ние профиля при замене его окружностью: Api = 0,0003871 = 0,007 мм;
Ар2=-0,0005471 = -0,01 мм. Для обрабатываемого шлицевого ва-
ла эти отклонения допустимы.
С учетом полученных координат точек профиля строим про-
филь зуба фрезы (см. рис. 19.22, б), а значения нормального шага
определяем по формуле
р = = 2я ‘ 19’52 = 20,441.
п 6
Определяем толщину зуба фрезы на начальном цилиндре
Ьп = 2г, (— — ф) = 39,04(0,523 — 14°30' • 0,017453) = 10,541 мм,
\ п /
где 0,017453 — коэффициент для перевода Т в радианы.
Полученный профиль фрезы имеет высоту йа на расчетном
внутреннем диаметре ЬВн. расч, определяемую по формуле
йа = и sin ak (sin ak — sin ф* ),
„ ' °вн.расч COS %
cos аь =------------,
2г,
HO
sinxh = *pac<1 - = = 0,28366, фА = 16°28', соэф* = 0,958.
Овн.расч 34,472
В свою очередь
_ , 34,472-0,958 Л ОЛСо
cos а. = •—----------- = 0,8458,
* 2 • 19,52
426
a’k = 32° 14'; sin a’k = 0,53337,
/ia =19,52-0,53337 (0,53337-0,25038) =2,886 мм.
В заданном шлицевом валике разница между начальным и
внутренним диаметрами составляет
2fi = 2,684.
Это означает, что зуб фрезы будет врезаться в изделие глубже
внутреннего диаметра на 0,202 мм, и для получения правильного
шлица необходимо у фрезы сделать усики (см. рис. 19,22, б).
9. Наружный диаметр фрезы da можно выбрать близким к на-
ружному диаметру червячных фрез для зубчатых колес. Прини-
маем da=70 мм.
10. Выбираем число зубьев фрезы Zo=12 и проверяем их рас-
положение по торцу фрезы вычерчиванием.
11. Задаваясь ав=10° и зная da и Zo, определяем величину за-
тылования К шлифованной части зуба по формуле
К = tgaB = tg 10° ftt 4 мм.
zo 12
12. Принимаем зуб с двойным затылованием. Величина Ki
нешлифованной части зуба будет равна Ki = 1,2Л= 1,2 • 4=4,8 мм.
Принимаем К.\ = 5 мм.
13. Находим средний расчетный диаметр фрезы
d=i/a-2/ia-0,35/<=70-2 • 2,886-0,35 • 4=62,828 мм.
14. Угол наклона винтовой линии
= 4 = Т>®Г=О-1О31; ₽« = 5°55'-
15. Шаг винтовой канавки
/1стр=л d ctg 00=3,14159- 62,828 • 9,649= 1904 мм.
16. Шаг витков по оси находим по формуле ’
Рх = = 20,441 = 20,553 мм.
cos ро 0,99452
17. Определяем длину рабочей части L и общую длину фрезы
(с буртиками) L\:
L = 2,5рж« 50 мм, Li = 55 мм.
Остальные элементы фрезы — диаметр отверстия, размеры
шпоночной канавки, диаметр буртиков — принимаем по нормалям.
18. Глубину Лк канавки определяем по формуле
К Ч- Kt
Лк — Лпроф 4------------------2-----1" г’
Лк = 64^~5 -|- 1,5 = 12 мм.
Высоту Лпроф в данном случае берем увеличенной, так как вал
имеет уступ. Принимаем ЛПрОф=6 мм, а радиус дна впадины 1,5 мм.
427
19. Угол 0 впадины принимаем равным 25°.
Имея приведенные расчетные данные, вычерчиваем чертеж
фрезы со всеми конструктивными элементами.
19.11. Основные направления совершенствования
зуборезных инструментов
В последние годы проводятся серьезные работы по разработке
теории проектирования зуборезного инструмента и научному обос-
нованию выбора его конструктивных и геометрических параметров,
как, например, работы по теории обкаточного инструмента, по рас-
четам зубопротяжных головок, по профилированию червячных
фрез и т. д.
Основные направления совершенствования зуборезного ин-
струмента и разработки новых его конструкций сводятся к следую-
щему [36, 84]:
1) применению быстрорежущих сталей повышенной произво-
дительности, позволяющих работать на более высоких режимах
резания. Так, например, на ЗИЛе червячные фрезы-рейки из стали
Р9КЮ используются при скоростях резания до 70 м/мин;
2) использованию как монолитного, так и сборного твердо-
сплавного инструмента, работающего со скоростями резания до
200...300 м/мин. Трудности исполнения твердосплавных зуборезных
инструментов в значительной степени обусловлены нестабильным
качеством твердого сплава и отсутствием новых марок сплава,
отвечающих необходимым требованиям;
3) совершенствованию геометрических параметров режущих
элементов инструмента. В этом направлении проводятся большие
работы по внедрению в промышленность острозаточенных червяч-
ных фрез модулем 2...20 мм, зуборезных головок и дисковых мо-
дульных фрез для цилиндрических колес и реек модулем 6...30 мм;
4) изысканию новых схем резания, в частности, для червячных
фрез — прогрессивных схем, корригирования и т. п.;
5) совершенствованию и созданию новых конструкций и ме-
тодов расчета инструмента для операций зубопротягивания, зубо-
точенпя и т. д.;
6) разработке баланса точности системы СПИД с целью опре-
деления точности конструктивных и геометрических параметров
инструмента и в первую очередь прецизионного;
7) совершенствованию типажа зуборезного инструмента с уче-
том возможностей его унификации;
8) разработке вспомогательных таблиц размеров по всем эле-
ментам специального инструмента для всей гаммы обрабатываемых
изделий с применением ЭВМ;
9) созданию инструментов второго порядка для новых видов
инструмента (например, для зацепления М. Л. Новикова), когда
головка и ножка зуба оформлены по дугам окружностей;
10) пересмотру стандарта на зубчатые колеса.
428
ГЛАВА 20. КОМБИНИРОВАННЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ
И ИНСТРУМЕНТЫ ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО
ПРОИЗВОДСТВА И СТАНКОВ С ЧИСЛОВЫМ
ПРОГРАММНЫМ УПРАВЛЕНИЕМ
20.1. Комбинированные инструменты
Комбинированные инструменты представляют соединение двух
или более однотипных или разнотипных инструментов. Они явля-
ются важнейшим средством концентрации технологических опера-
ций и используются для последовательной или одновременной
обработки одной или нескольких поверхностей. Применение комби-
нированных инструментов на агрегатных и автоматических линиях
значительно упрощает конструкцию последних за счет уменьшения
количества шпинделей. Кроме того,' применение комбинированных
инструментов сокращает вспомогательное время. Однако примене-
ние комбинированных инструментов является ограниченным, так
как еще не налажено их серийное производство и чаще всего они
изготовляются как специальные. Расширению применения этого
вида инструмента будет способствовать их стандартизация и нор-
мализация, а также их централизованное изготовление на инстру-
ментальных заводах [82, 111, 131, 135, 136].
Применяемые в настоящее время комбинированные инструмен-
ты можно подразделить на две группы:
1) инструменты, обеспечивающие одновременную обработку
одной или нескольких деталей однотипным инструментом, одним
методом, например развертыванием, протягиванием и т. д.;
2) инструменты, обеспечивающие одновременную обработку
несколькими методами, например сверление и развертывание, свер-
ление и нарезание резьбы и т. д.
При конструировании комбинированных инструментов в пер-
вую очередь необходимо решить те же вопросы, что и при конст-
руировании обычных режущих инструментов, т. е. произвести вы-
бор типа инструмента и кинематической схемы резания, выбрать
материал режущей части, определить ее размеры, форму и т. д.
Кроме того, необходимо при расчете комбинированного инструмен-
та учитывать специфические требования, выполнение которых по-
зволяет обеспечивать по возможности равномерное распределение
нагрузки по всей длине режущих лезвий; предусматривать приме-
нение более износостойких инструментальных материалов для тех
частей комбинированного инструмента, которые работают с более
429
высокими скоростями резания; обеспечивать надежное дробление
и отвод стружки, которая часто имеет встречное движение и может
застревать в стружечной канавке, брикетироваться и вызывать
поломку инструмента; делать удобное и быстросменное крепление
на станке; обеспечивать простоту заточки и регулировку на тре-
буемый размер; предусматривать возможность применения их на
автоматизированном оборудовании; выполнять расчеты на проч-
ат ность и жесткость для наиболее
Рис. 20.1. Комбинированные резцы
нагруженных участков комбини-
рованного инструмента.
При конструировании и изго-
товлении комбинированных инст-
рументов могут использоваться
три основных метода комбиниро-
вания.
Первый метод комби-
нирования предусматривает об-
разование фасонного профиля ре-
жущего контура инструмента, ко-
торый может работать с одним
(фасонные резцы, зенкеры), дву-
мя (отогнутый проходной резец)
или несколькими (комбинированные резцы) направлениями пода-
чи. Второй метод, или метод чередования зубьев инструмен-
та, применяется при конструировании ступенчатых зенкеров и про-
тяжек. У последних производится параллельное соединение двух
или нескольких инструментов, например круглой и шлицевой про-
тяжек. Третий метод последовательного соединения ступеней
в одном корпусе инструмента можно использовать при конструиро-
вании ступенчатых однотипных (ступенчатый зенкер, сборная про-
тяжка) или разнотипных инструментов (сверло-зенкер с кольцевой
заточкой — развертка, сверло-метчик и т. д.).
Рассмотрим некоторые типы распространенных в металлообра-
ботке комбинированных инструментов [4, 82, 111, 135].
Комбинированные резцы применяются при обра-
ботке деталей за один или несколько проходов. Представленный
на рис. 20.1, а комбинированный резец используется для расточки
отверстия и нарезания резьбы. Причем расточка отверстия произ-
водится при правом, а нарезание резьбы — при левом вращении
детали. Для обточки, подрезки торца и снятия фаски хорошо за-
рекомендовал себя комбинированный резец конструкции С. С. и
К. С. Ильиных (рис. 20.1, б), а для расточки, обточки, подрезки
торца и проточки канавки — резец, изображенный на рис. 20.3, в.
Последний является комбинацией из расточного, канавочного,
проходного и подрезного элементарных резцов.
При обработке отверстий широко применяются одно- и разно-
типные инструменты, скомбинированные по методам образования
фасонного профиля зубьев, чередования зубьев или последователь-
ного соединения ступеней. Примерами однотипных комбинирован-
430
ных инструментов являются ступенчатое сверло (рис. 20.2, а), за-
тылованный зенкер (рис. 20.2, б), сборная твердосплавная ступен-
чатая развертка (рис. 20.2, в) и двухступенчатый метчик
(рис. 20.2, г). Из разнотипных инструментов этой группы на
рис. 20.3, а.,.е соответственно показаны сверло-зенковка, сверло-
развертка с кольцевой заточкой, зенкер-развертка, сверло-метчик,
сверло-зенковка-зенкер, сверло-фреза. Число ступеней указанных
Lnniinil
itiuuir
ям-
Рис, 20.2, Комбинированные инструменты из однотипных ре-
жущих элементов
инструментов может доходить до шести, а число объединенных
элементарных инструментов — до пяти. Выбор числа ступеней
определяется наибольшей производительностью, требуемой точ-
ностью и шероховатостью обрабатываемых отверстий. Конструк-
тивное оформление режущей части инструментов зависит от при-
меняемого метода комбинирования. Размеры диаметров промежу-
точных ступеней выбираются в зависимости от вида ступеней,
величины срезаемого припуска, а также от распределения его
между ступенями. Диаметр последней ступени рассчитывается с
учетом допуска на диаметр отверстия, величины его разбивания
или усадки и допуска на износ инструмента. Число зубьев у комби-
нированных инструментов, как и у обычных, с целью удобства
измерения при изготовлении принимается четным и выбирается
в зависимости от величины припуска на обработку, условий отвода
стружки и величины суммарных моментов и сил, действующих при
резании. Для обеспечения надежности выхода срезаемой стружки
431
у осевых инструментов увеличиваются размеры и угол наклона
стружечных канавок, создаются стружколомающие устройства,
обеспечивается вымывание стружки струей СОЖ, подающейся под
давлением.
Форма стружечных канавок у комбинированных зенкеров
близка к профилю канавки сверла и очерчивается либо по криво-
линейным параболам, либо по прямым линиям. Угол наклона ка-
Рис. 20.3. Комбинированные инструменты из разнотипных режущих
элементов
навки со у зенкера, измеряемый в продольной плоскости, выби-
рается в зависимости от свойств обрабатываемого материала
и обычно составляет от 0 до 30°
Комбинированные .фрезы конструктивно включают
все указанные методы комбинирования. На рис. 20.4, а...в в каче-
432
стве примера показаны конструкции комбинированных дисковых
ступенчатых, торцово-цилиндрических и торцово-угловых фрез,
применяемых для одновременной обработки двух и более поверх-
ностей. Применение таких фрез позволяет значительно увеличить
производительность обработки различных деталей фасонного
и прямоугольного профилей.
Комбинированные протяжки используются для обработки
Рис. 20.4. Комбинированные фрезы
внутренних и наружных поверхностей. Они могут быть, как
и обычные протяжки, профильной, генераторной и групповой схем
резания. Конструируются комбинированные протяжки путем соче-
тания двух и более элементарных протяжек любым из методов
комбинирования. Примером комбинированной протяжки (рис. 20.5)
является протяжка, применяемая для одновременной обработки
цилиндрического отверстия и шпоночного паза.
Рис. 20.5. Комбинированная протяжка
Из комбинированных резьбообразующих и зуборезных инстру-
ментов заслуживают внимания комбинированные накатные ролики
(рис. 20.6, а), долбяки (рис. 20.6, б) и червячные фрезы-шеверы
(рис. 20.6, в).
Комбинированные ролики имеют заборную /, сбра-
сывающую 2 и калибрующую 3 части (рис. 20.6, а). Ролики сначала
подают на деталь до соприкосновения со шлифованной заборной
их частью. Затем подачу роликов прекращают и они, вращаясь,
увлекают деталь и накатывают на ней резьбу. При этом произво-
дительность процесса накатывания резьбы значительно повышается
433
по сравнению с накатыванием резьбы обычными роликами, так
как не требуется подачи подвижной бабки станка.
Комбинированные долбяки обеспечивают черновую
и чистовую обработку зубьев нарезаемого колеса, так как имеют
два вида зубьев. Черновые зубья выполнены с уменьшенной тол-
щиной по делительному диаметру, а чистовые — с нормальной
расчетной толщиной. Кроме того, имеется установочный (без
а
Рис. 20.6. Комбинированные резьбообразующие (а) и зуборезные
(б, в) инструменты
зубьев) участок долбяка, позволяющий производить снятие и уста-
новку детали на оправку без подвода и отвода шпинделя, что резко
сокращает путь, необходимый для врезания долбяка.
Тангенциальная червячная фреза — червячный
шевер позволяет за один проход выполнять черновую и чистовую
обработку зубьев червячных колес.
В заключение следует отметить, что область применения ком-
бинированных инструментов значительно расширяется за счет
использования различных комбинаций режущих инструментов в
сборе со вспомогательными. При этом обеспечивается возможность
совмещения нескольких переходов или операций. Режущие инстру-
менты у них соединяются посредством вспомогательных инстру-
ментов, т. е. с помощью державок, борштанг, оправок и т. д.
Примерами таких видов инструментов являются: 1) резец и сверло
в сборе (рис. 20.7, а), обеспечивающие одновременное сверление
434
Рис. 20.7. Примеры режущих инструментов в сборе со вспомогательными
отверстия и проточку выступа; 2) торцевые дисковые фрезы
(рис. 20.7, б), предназначенные для обработки шлицевых валов;
3) комбинированный двухступенчатый зенкер в сборе с оправкой
(см. рис. 20.2, в); 4) наборная наружная протяжка в сборе с кор-
пусом (рис. 20.7, в) и т. д.
При выборе способа резания для обработки комбинированны-
ми инструментами следует учитывать условия работы каждого
инструмента. В первую очередь назначаются глубина резания
величина подачи s и скорость резания v при заданном периоде
стойкости для лимитирующего инструмента, при которых процесс
резания наиболее производителен и обеспечивает высокое качество
обработанных поверхностей. Период оптимальной стойкости Т при-
нимается в 2...3 раза больше, чем для обычных элементарных
инструментов. Силы резания и потребная мощность определяются
суммированием соответствующих параметров на отдельных ступе-
нях инструмента. При расчете машинного времени учитывается
последовательность работы ступеней комбинированного инстру-
мента.
20.2. Особенности инструментов для автоматизированного
производства
Для автоматизированного производства характерно примене-
ние значительного количества разнообразного инструмента. От
режущих свойств последнего во многом зависит интенсивность
режима работы оборудования автоматических линий и станков-
автоматов, а следовательно, и себестоимость изготовления деталей.
Производительность оборудования во многом зависит от потерь
времени, связанного с заменой и регулированием режущего инст-
румента. В соответствии с этим к инструменту для автоматизиро-
ванного производства предъявляются особые требования с целью:
1) повышения их режущих свойств за счет применения высо-
копроизводительных инструментальных материалов и улучшения
геометрических параметров режущих элементов;
2) создания их конструкций, обеспечивающих постоянное
обновление или замещение режущих лезвий, а также позволяющих
сократить или полностью устранить простои оборудования, связан-
ные с регулированием или заменой инструмента;
3) высокой стабильности в работе и обеспечения заданного
периода стойкости;
4) хорошего формирования и отвода стружки;
5) обеспечения заданной размерной стойкости.
Некоторые из этих требований к режущему инструменту ха-
рактерны как для автоматизированного, так и неавтоматизирован-
ного производства. Второе же требование относится в основном
к инструментам автоматизированного производства. Выполнение
его связано с дополнительными затратами на изготовление инстру-
ментальной оснастки. Однако они сравнительно быстро окупаются
436
повышением режимов обработки и, таким образом, более рацио-
нальным использованием автоматического оборудования.
Сокращение времени, связанного с регулировкой инструмента
на размер, достигается за счет создания специальных конструкций
инструментальной оснастки, позволяющей производить регулиро-
вочные перемещения инструмента вне станка, обеспечивая тем
а
самым требуемое положение режущих лезвий инструмента при
установке его на станок в рабочем положении.
Наиболее простыми примерами регулируемых инструментов
на размер являются инструменты, снабженные регулировочным
винтом (рис. 20.8). Установка и контроль размера L может выпол-
няться с использованием универсальных измерительных приборов
индикаторного типа и скоб. При работе такими инструментами
упоры автомата, служащие для регулировки размера, устанавли-
ваются наглухо. Инструмент, отрегулированный на размер вне
станка, при установке его прижимается к упору автомата и, следо-
вательно, обеспечивает требуемое рабочее положение резца или
другого инструмента.
Другим примером бесподналадочного инструмента может
служить сверло, предназначенное для установки на продольных
суппортах автоматов (рис. 20.9). Сверло устанавливается во втул-
ке 4У которая перемещается в корпусе 3 с помощью установочного
Рис. 20.9. Сверло бесподналадочное
437
Рис. 20.10. Механизмы для автоматической замены зубозакругляющих фрез
винта 6. Хвостовик сверла зажимается винтами 2 в разрезной
втулке /. Повороту сверла при его регулировке препятствует
шпонка 5. После установки сверла на размер винт 6 зажимается
гайкой 7.
Простои автоматического оборудования исключаются также
за счет применения взаимозаменяемого инструмента в сочетании
Рис. 20.11. Резец с быстродействующим зажимом
с устройствами для автоматического регулирования инструмента
по мере его износа.
В качестве примера механизма для автоматической замены
инструмента на рис. 20.10 показана схема устройства для замены
пальцевых фрез, применяемых для закругления зубьев зубчатых
колес. При подаче сигнала на замену инструмента включается со-
леноид 9 и откидной копир 3, поворачиваясь, занимает положение
«замена». По окончании резания шпиндельная бабка 3 переме-
щается и рычаг 6 находит на скос откидного копира 3, вследствие
чего цанга разжимается. Шпиндельная бабка с разжатой цангой
и фрезой 1 продолжает перемещаться в исходное положение; при
этом толкатель 7 откидного копира передвигает фрезы, которые
подаются из бункера 5. После этого они передвигаются в трубе
цанги на величину хода бабки. Изношенная фреза падает в сбор-
ник, а новая занимает ее место. В последующем при перемещении
шпиндельной бабки на рабочую позицию рычаг 6 сходит с копира
и цанга сжимается под действием пружины 4, а новая фреза 1 из
кассеты поступает в приемник. Необходимая точность осевого
положения фрезы обеспечивается откидным упором 2. Достоин-
ством рассмотренного устройства является замена инструмента
без остановки вращения шпинделя.
, С целью сокращения вспомогательного времени на установку
и закрепление инструмента на станках автоматических линий
широко используются типовые крепления, одно из которых пока-
зано на рис. 20.11. Основание резца имеет поперечный угловой
паз, В” который вводится фиксатор 3, укрепленный на цилиндри-
ческой тяге /, находящейся под действием пружины 5. Нажимая
на тягу /, устанавливают резец в гнездо корпуса. Затем отпускают
439
тягу /. При этом фиксатор 3 захватывает резец 4 и прижимает
его к регулировочному винту 2 резцового блока и к основанию
гнезда. Окончательное крепление осуществляется силами резания.
Таким образом, на замену инструмента требуется не более 15...20 с.
Для автоматического регулирования положения резца в про-
цессе обработки деталей (компенсации его износа) разрабаты-
вается специальная оснастка. В качестве примера рассмотрим
конструкцию державки с автоматическим регулированием фасон-
ного резца (рис. 20.12), в которой также использован принцип
Рис. 20.12. Конструкция державки для автомати-
ческого регулирования положения резца в процес-
се его работы
440
быстросменное™ резца И в корпусе 2. Под действием подпружи-
ненной тяги 12, заведенной в Т-образный паз резца, и сил резания
резец прижимается к опорной поверхности корпуса и регулиро-
вочному винту /. Регулирование производится с помощью штока
5 и его оси 3, действующих на поводок 6 с собачкой 7; последняя
поворачивает на определенный угол храповое колесо 8. На одной
оси с этим колесом сидит кулачок 9, профиль которого очерчен
Рис. 20.13. Принципиальная схема сигнализации о чрезмерном изно-
се и поломке режущего инструмента
по архимедовой спирали с общей величиной падения, равной
0,35 мм. Кулачок толкает тягу 10, которая давит на опорную по-
верхность резца в направлении оси обрабатываемой детали. Дви-
жение тяге сообщается от штока 4 гидроцилиндра, управляемого
по результатам измерения обработанной детали. При этом за
каждый ход штока резец перемещается на 15 мкм.
Для определения момента катастрофического износа инстру-
мента в автоматизированном производстве широко используется
система сигнализации о чрезмерном износе или поломке инстру-
мента. Критерием затупления инструмента является увеличение
сил, действующих на инструмент и вызывающих его поломку, или
выкрошивание режущих лезвий. На рис. 20.13 показана схема
сигнализации о состоянии режущего лезвия инструмента. С дости-
жением большой величины износа резко возрастают силы резания
Рх и Ру, которые через упругие элементы воспринимаются тензо-
датчиками 2 и 3. Резец 4 укреплен в специальной люльке 1 обыч-
ным способом, принятым для крепления инструмента на автомати-
ческих линиях. Сигнал от тензодатчика через электронный усили-
тель 11 импульсов сигнализирующего устройства I поступает
441
в устройство ///, дающее команду на остановку станка или на
автоматическую замену инструмента.
Повышение режущих свойств инструмента осуществляется за
счет выполнения первого и второго требований, предъявляемых
к инструментам автоматизированного производства. Однако для
сложного режущего инструмента типа червячных фрез, фасонных
резцов, шеверов и т. д. применение твердых сплавов затруднительно
из-за сложности их изготовления, а также из-за большой неста-
бильности их работы на многолезвийном инструменте. Поэтому для
Рис. 20.14. Чашечный резец с автоматическим поворотом пластины
изготовления указанных типов инструментов чаще всего применя-
ются быстрорежущие стали Р18 с карбидной неоднородностью не
свыше 3-го балла, а также быстрорежущие стали повышенной
производительности марок Р18К5, Р18КЮ, Р6М5К5, Р9К10,
Р10К5Ф5, Р12Ф2МЗК8. Работа такими инструментами обычно
442
производится с обильным охлаждением, а при обработке отверстий
используются инструменты с внутренним подводом СОЖ под
давлением 0,4...0,5 МПа.
Повышению режущих свойств инструментов способствует
автоматическая замена рабочего участка режущего лезвия, как
это имеет место, например, в конструкциях чашечных резцов
(рис. 20.14, а), у которых режущее лезвие расположено по окруж-
ности, а следовательно, не имеет вершины, разделяющей главное
/
Рис. 20.15. Принципиальная схема дробления
стружки
и вспомогательное режущие лезвия. Свободное положение пласти-
ны 2, базирующейся по внутреннему отверстию на втулке 5, за-
прессованной в державку 1 и закрепленной силами резания, облег-
чает ее периодический поворот. Сверху устанавливается стружко-
ломатель 3, который прижимается к пластине 2 посредством
стержня 4 и пружины 6.
Поворот круглой пластины осуществляется за счет обратного
хода суппорта (рис. 20.14, б), а в некоторых случаях без примене-
ния специального механизма (рис. 20.14, в).
, Рассмотрим, каким образом происходит поворот пластины
за счет обратного хода суппорта (см. рис. 20.14, б). В момент пря-
мого хода чашечная пластина 2, соприкасаясь с резиновым роли-
ком 5, поворачивается вокруг своей оси на небольшой угол (хра-
повое колесо застопорено собачкой 4). Резец 1 при этом выполняет
проточку детали 3 участком режущего лезвия, а затем отводится
назад. Во время обратного хода, т. е. при отводе резца, пластина
443
2 касается ролика 5 и поворачивает его вместе с колесом храпового
механизма. Дальше резец подводится снова в рабочее положение.
При этом пластина 2 вновь касается резинового ролика 5 и пово-
рачивается на некоторый угол, обеспечивая при этом обновление
режущего лезвия. Защелка храпового механизма в это время не
позволяет поворачиваться храповому колесу.
Поворот пластины без применения специального механизма
происходит при врезании и выходе резца (см. рис. 20.14, в), когда
осуществляется подача, а отделение стружки не происходит. В это
время выбираются зазоры, а затем технологическая система полу-
чает натяг, соответствующий силе врезания Ру. Чашечная пластина
при перемещении на величину I прокатывается по детали, повора-
чиваясь на некоторый угол, величина которого определяется вели-
чинами угла р и относительного перемещения резца Ду в направ-
лении оси у.
Не менее важной проблемой при обработке деталей на авто-
матических линиях является обеспечение дробления стружки за
счет создания специальных устройств. Одна из схем для дробления
стружки приведена на рис. 20.15. При обточке наружных или тор-
цовой поверхностей детали 1 резцу 2 наряду с постоянной подачей
сообщается еще возвратно-поступательное перемещение в направ-
лении подачи s. Эти перемещения передаются резцу 2 через ры-
чаг 6 благодаря медленному вращению кулачка 5. При этом
в отдельные моменты процесса резания уменьшается толщина
стружки и происходит ее отрыв. Постоянный контакт резца 2 с ры-
чагом 6 обеспечивается пружиной 4 и рычагом 3. Длина срезаемой
стружки будет зависеть от скорости вращения кулачка. Однако
шероховатость обработанной поверхности несколько увеличивается.
Поэтому этот метод дробления стружки получил наибольшее при-
менение для черновых, а в отдельных случаях и для получистовых
работ.
20.3. Инструменты для станков с числовым программным
управлением
Одним из эффективных путей повышения производительности
труда в промышленности и особенно в мелкосерийном производстве
является механизация и автоматизация производственных процес-
сов вследствие применения станков с числовым программным
управлением (ЧПУ). Программное управление чаще всего исполь-
зуется на токарных, сверлильных, расточных, фрезерных и много-
операционных станках. Экономическая эффективность внедрения
станков с ЧПУ может быть достигнута лишь в том случае, если их
производительность будет выше производительности обычных стан-
ков. В этой связи особую роль приобретает надежность и долговеч-
ность инструментов для станков с ЧПУ.
К инструментам для станков с ЧПУ [75] предъявляются такие,
же требования, как и к инструментам для автоматических линий.
Эти требования сводятся к следующему;
444
1) использование в качестве инструментальных материалов
быстрорежущих сталей повышенной теплостойкости и дисперсион-
но-твердеющих сталей, показывающих даже при обработке тита-
новых сплавов стойкость до 10 раз, превышающую стойкость ин-
струмента из стали Р18 [134];
2) производство сборного инструмента с механическим креп-
лением твердосплавных неперетачиваемых пластинок точного
исполнения (шлифованных по контуру) и пластинок с износостой-
кими покрытиями из карбида титана. Вместе с тем допускается
применение режущих инструментов с напаянными пластинками
твердого сплава;
3) возможность быстрой замены и восстановления режущей
части инструмента, обеспечение его разменной стойкости и взаимо-
заменяемости;
4) применение на станках с ЧПУ инструментов, имеющих ми-
нимальные конструктивные отклонения по сравнению с инстру-
ментами общего назначения;
5) обеспечение быстрой настройки инструмента на размер вне
станка и использование специальных быстросменных приспособле-
ний и инструментальных блоков на станке;
6) применение надежных в работе державок с подкладками,
которые предохраняют державку от разрушения в случае поломки
режущей пластинки;
7) обеспечение надежного дробления стружки или формиро-
вания ее без нарушения автоматического цикла работы станка.
При проектировании инструмента для станков с ЧПУ, как
и инструмента, предназначенного для работы на автоматических
станках и линиях, особое внимание следует обращать на способ
регулирования и настройки инструмента на размер, а также на
способ его крепления.
Рассмотрим некоторые конструкции инструментов, которые
могут быть использованы при проектировании инструментальных
наладок для станков с ЧПУ.
Для всех типов токарных станков с ЧПУ наиболее широкое
применение получили резцы с механическим креплением твердо-
сплавных неперетачиваемых пластинок. Для повышения надежно-
сти и долговечности их работы рекомендуются твердосплавные
многогранные подкладки. Последние в случае поломки режущей
пластинки предохраняют державку резца от разрушения. По воз-
можности необходимо использовать режущий инструмент, позво-
ляющий обрабатывать несколько поверхностей заготовки, например
производить обточку и подрезку торцов, что сокращает количество
инструментальных позиций на станке.
Наиболее универсальным проходным и подрезным резцом для
станков с ЧПУ является резец q механическим креплением ромби-
ческих твердосплавных пластинок с углом е = 80°. За счет уста-
новки такой пластинки 1 в корпусе 2 обеспечивается величина угла
в плане ср = 95° (рис. 20.16). Аналогичными пластинками с таким же
расположением в корпусе резца оснащаются расточные резцы.
445
Указанные резцы позволяют на станках с контурной системой ЧПУ
обрабатывать на деталях все фаски с различными углами. Кроме
ромбических пластин, для оснащения резцов к станкам с ЧПУ
можно применять и трехгранные пластинки с изломом сторон и
углами е = 80°, которые имеют по сравнению с ромбическими пла-
стинками не два, а три периода стойкости (рис. 20.17, а).
Для обточки цилиндрических и конических поверхностей с по-
/ ?
L
Рис. 20.16. Резец с механическим креплением ромбической плас-
тинки
степенно увеличивающимися диаметром и углом наклона обра-
зующей к оси не более 25°, а также криволинейных поверхностей
с теми же ограничениями угла касательной на спаде и торцевых
поверхностей с подачами от центра и к центру заготовки наиболее
эффективно использование на станках с ЧПУ резцов для контур-
ного точения с углом при вершине в плане е до 60° и <р = 93°.
Рис. 20.17. Трехгранные (а) и ромбические (б)
пластинки
Трехгранные пластинки правильной формы для проходных
упорных резцов с <р = 90° рекомендуются для станков с позиционной
и прямоугольной системами ЧПУ. Однако в большинстве случаев
можно ограничиться применением резцов с трехгранными пластин-
ками и углом в плане 93°, так как они являются более универсаль-
ными и позволяют производить обточку за один проход как
445
цилиндрических и конических, так и торцевых поверхностей с по-
дачей от центра заготовки.
Более универсальными являются резцы, оснащенные пластин-
ками в форме параллелограмма (рис. 20.17, б) с углами е = 55° и
<р = 93°, с помощью которых можно обтачивать врезанием кониче-
ские поверхности с постепенно уменьшающимися диаметром
и поверхности с углом наклона образующей к оси 30°. Применение
Рис. 20.18. Резцовые вставки, настраиваемые на размер L вне станка
таких резцов позволяет обрабатывать канавки для выхода шлифо-
вального круга с углом входа в 30°, что в отдельных случаях эко-
номит дополнительно один канавочный резец.
Иногда для станков с позиционной системой ЧПУ допускается
использование резцов с четырех-, пяти- и шестигранными пластин-
ками, которые широко применяются при работе на универсальных
токарных станках. Такие резцы могут быть левыми и правыми,
однако для большинства моделей станков с ЧПУ предпочтение
отдается левым резцам. Сечение державок проходных, подрезных
и контурных резцов с рабочей высотой Н\ до 40 мм проектируется
двух исполнений: В : Н= 1: 1,25 и В : Н= 1: 1, а резцы с Hi>40 мм
с соотношением параметров: В : Н= 1,25 и В : Н= 1 : 1,6. Таким
образом, постоянной остается ширина державки В, а координата
вершины резца от боковой базовой стороны составляет Bi = l,25 В
для всех форм пластинок из твердых сплавов [75], что удобно для
программирования и исключает ошибки при замене одного резца
другим и даже с другой пластинкой. Исключение составляют резцы
для контурного точения при ср = 50 — 63° с параллелограммными
447
и правильными трехгранными пластинками, если координата
В1==0,6 В. Рабочая высота Нх всегда равна высоте державки Н. Ми-
нимальный вылет резца из блока резцедержателя ограничивается
длиной выступа на головке резца £, который необходимо учитывать
при проектировании оснастки и вспомогательного инструмента для
станков с ЧПУ.
Кроме резцов с нормальными габаритными размерами, на
станках с ЧПУ предусматривается использование регулируемых
и настраиваемых вне станка резцов с регулировочными винтами,
называемых резцовыми вставками (рис. 20.18). Закрепление встав-
ки 2 с режущей пластинкой 1 осуществляется либо клином, дей-
ствующим на верхнюю скошенную под углом 15° поверхность
вставки, либо с помощью планки и наклонного винта, проходящего
через овальное отверстие вставки и надежно прижимающей шли-
фованную опорную и боковую поверхности вставки к базирующим
поверхностям паза, что обеспечивает постоянство размера при
замене инструмента. Сечение вставки квадратное и равно обычно
16X16, 20X20 и 25x25 мм. Регулирование и настройка вставок
по длине ведется с помощью винта со сферической головкой 3,
которая на станке опирается в жесткий сферический штифт, имею-
щийся в пазу вспомогательного инструмента, и закрепляется. На-
стройка вставки по оси X ведется за счет бокового винта 4 и пере-
мещения вершины вставки по радиусу.
На станках с ЧПУ, имеющих точные пазы в многоинструмент-
ных или револьверных головках, а также в оправках или борштан-
гах, допускается непосредственное закрепление резцовых вставок,
когда применение инструментального блока не предусмотрено. При
этом расположение резцовых вставок на борштанге может быть
перпендикулярным, параллельным или под углом к ее оси. Такие
вставки используются одновременно для обработки как внутрен-
ней, так и наружной поверхностей.
При обработке отверстий диаметром до 40 мм рекомендуется
применять резцы с твердосплавными напаянными пластинками.
Для сверлильных и многооперационных станков с ЧПУ исполь-
зуют в основном быстрорежущие спиральные сверла диаметром
от 1 до 50 мм с цилиндрическим и коническим хвостовиками, а так-
же спиральные четырехленточные, спиральные комбинированные
и центровочные сверла, в отдельных случаях — сверла со сменными
режущими пластинками и специальные головки для кольцевого
сверления.
Стандартные спиральные сверла должны отвечать повышен-
ным техническим требованиям, основными из которых являются
высокие режущие свойства, а также повышенные качество и точ-
ность изготовления. Например, радиальное биение сверла в зави-
симости от его диаметра допускается не более 0,03...0,1 мм, осевое
биение режущих лезвий — не более 0,04...0,08 мм, нецентричность
сердцевины — не более 0,1 мм и смещение поперечной режущего
лезвия — не более 0,04...0,08 мм. Для повышения точности процесса
сверления рекомендуется проводить заточку сверл с обеспечением
448
Рис. 20.19. Схемы заточки сверл:
1. — винтовая с выпуклой заостренной попе-
речной режущей кромкой; б — двухплоскостная
(для сверл диаметром <5 мм); в —двухплос-
костная с улучшенным стружкоотводом (для
увеличенной выпуклости поперечного режущего лезвия, а также
производить подточку перемычки.
Для обработки материалов средней прочности наиболее целе-
сообразными являются центрирующие методы заточки сверл
(рис. 20.19), обеспечивающих высокую точность обработанного
отверстия.
Сверла диаметром до 20 мм рекомендуется изготавливать с
цилиндрическим хвостовиком
без обратной конусности, что
обеспечивает более точное и
жесткое крепление их в цанго-
вых патронах. Длину сверла
выбирают в зависимости от
условий обработки. Кроме то-
го, при обработке отверстий с
точными координатами эффек-
тивно применение коротких
сверл или выполнение опера-
ции сверления с предваритель-
ной центровкой укороченными
сверлами с углом при вершине
90°. Диаметры этих сверл долж-
ны быть равны или больше диаметра обрабатываемого отверстия.
Для сверл с коническим хвостовиком диаметром D от 6 до
30 мм рекомендуются три длины: нормальные по ГОСТ 10903—64,
удлиненные — по ГОСТ 2092—64 и специальные сверхкороткие
с длиной рабочей части, равной (5—6)jD. Последние рекомендуются,
как указывалось ранее, для зацентровки, а также при обработке
материалов повышенной твердости и высоких требованиях к точ-
ности координат центров отверстий. Достижению высокой точности
координат центров отверстий, меньшему уводу оси отверстий спо-
собствует использование сверл со специальной заточкой (см. рис.
20.19), а также четырехленточных сверл диаметром 6...20 мм.
Спиральные комбинированные сверла применяют для подго-
товки отверстий под резьбу со снятием фаски и для рассверливания
отверстий под головки винтов. Центровочные сверла рекомендуются
двух типов: комбинированные двусторонние по ГОСТ 1452—69 и
перовые с коническим хвостовиком для зацентровки перед сверле-
нием особо точных отверстий.
При обработке неглубоких отверстий диаметром 30... 100 мм
на станках с ЧПУ рациональными являются сборные перовые свер-
ла со сменными режущими пластинками. Отверстия в чугунных
деталях диаметром свыше 50 и длиной до 100 мм обрабатывают
специальными головками для кольцевого сверления, оснащенными
твердосплавными пластинками как напаянными, так и с механиче-
ским креплением.
При обработке ступенчатых отверстий под крепежные изделия
на станках с ЧПУ хорошие результаты достигаются при примене-
нии ступенчатых комбинированных сверл. Разработанные во ВНИИ
15 Зак. 639 4 49
конструкции ступенчатых сверл с четырьмя ленточками на боль-
шем диаметре и длиной рабочей части по ГОСТ 4010—64, а также
с центрирующей заточкой (рис. 20.20) обеспечивают обработку
отверстий с точностью расположения оси + 0,05 мм и шерохова-
тостью поверхности до /?а = 2,5 мкм за один проход, исключая
операции центрования и зенкеровании [7].
Такие инструменты, как метчики, развертки, зенковки, приме-
Рис. 20.20, Схема ступенчатого сверла с центрирующей заточкой
няемые на станках с ЧПУ, берутся стандартных конструкций, но
с повышенной точностью конструктивных элементов.
На станках с ЧПУ фрезерной группы применяются стандарт-
ные фрезы, но с повышенной точностью изготовления конструктив-
ных элементов и геометрических параметров. Для чистовых работ
рекомендуются мелкозубые фрезы со вставными напаянными твер-
досплавными ножами.
Торцевые черновые фрезы диаметром 80...200 мм оснащаются
многогранными твердосплавными пластинками 3 (рис. 20.21).
Пластинки перемещаются в осевом направлении пазов корпуса 1
за счет винтов 2. При этом пластинки плотно прижимаются к базо-
вым поверхностям корпуса. Посадочное отверстие фрезы необходи-
мо выполнять по 6-му квалитету точности; биение зубьев фрез не
должно превышать 0,03...0,05 мм. Крепление таких фрез осущест-
вляется с помощью оправок, регулируемых на требуемый размер
вдоль оси.
Концевые фрезы, применяемые на станках с ЧПУ, имеют ряд
особенностей. С целью улучшения отвода стружки при обработке
глубоких пазов концевые фрезы имеют увеличенный угол наклона
спирали канавки и полированные канавки. Применение праворе-
жущих фрез с левой спиралью и леворежущих с правой спиралью
способствует улучшению условий контурной обработки тонких
плоских деталей, так как позволяет изменить направление осевой
составляющей силы резания, что способствует прижиму детали к
столу. Несимметричное расположение зубьев фрезы в плане
(рис. 20.22, а, б) способствует уменьшению вибраций, а специаль-
ная заточка торца двух- или четырехзубых (рис. 20.22, в) фрез
улучшает условия вертикального врезания.
Повышение жесткости режущей части достигается за счет
увеличения сечения сердцевины по направлению к хвостовику,
а также благодаря ее конической форме (рис. 20.22, г). Глубина
стружечных канавок фрезы в последнем случае будет переменной.
Если выступающие части обрабатываемой детали не позволяют
опустить пиноль до требуемого уровня, увеличивают вылет инст-
450
румента, но для сохранения его жесткости предусматривают усили-
тельный конус (рис. 20.22, д).
Концевые фрезы диаметром 3...20 мм, предназначенные для
контурного фрезерования, выполняются с цилиндрическим хвосто-
виком. Некоторые из них снабжены регулировочным винтом
(рис. 20.23), применяемым при настройке фрезы на размер в осевом
Рис. 20.21. Фреза торцевая
Рис. 20.22. Конструктивные особенности
концевых фрез:
а и б — несимметричное расположение зубьев
при Z=3 и Z=4; в — фреза с заточкой торца
для вертикального врезания; г — фреза с серд-
цевиной конической формы (см. штриховые
линии); д — фреза с усилительным конусом
направлении вне станка и при автоматической замене затупивше-
гося инструмента.
Хвостовики обдирочных концевых фрез диаметром 25...50 мм
имеют трапецеидальную резьбу 36X2 (рис. 20.24), позволяющую
с помощью специальной гайки осуществлять настройку их на раз-
мер в осевом направлении. Такие фрезы закрепляются в специаль-
ной переходной втулке. Фрезы шпоночные (ГОСТ 9140—68), а так-
же фрезы для пазов под сегментные шпонки и для Т-образных па-
Рис. 20.23. Фреза концевая с регулировочным винтом:
/ — рабочая часть; 2 — хвостовик фрезы; 3 — регулировочный винт
15
451
зов (ГОСТ 7063—72) выполняются с хвостовиками, имеющими ре-
гулировочные винты и без них.
Наибольшая эффективность фрезерных станков с ЧПУ дости-
гается при использовании специальных инструментов различной
конструкции. В качестве примера на рис. 20.25 схематично пред-
ставлена механизированная инструментальная головка, позволяю-
Рис. 20.24. Хвостовики, регулируемые (а) для концевых фрез
концевого инструмента и оправка (б):
исполнение / — удлинитель для конпевггг инструмента и расточных
борштанг; исполнение // — переходная втулка для инструментов с ко-
ническим хвостовиком Морзе
щая значительно улучшить условия резания при обработке линей-
чатых поверхностей [ПО].
Корпус 2 головки посредством винтов 7 соединен с хвостови-
ком 8, закрепляемым в шпинделе 9 станка. В пазах корпуса на
осях 4 закреплены дисковые косозубые фрезы 3, неподвижно свя-
занные с зубчатыми колесами 5. Вращение фрезам и колесам 5
передается от центрального вала 11, несущим на себе напрессо-
ванные ведущие колеса 10. Левый конец вала 11 выполнен кони-
ческим и крепится во втором шпинделе 1 станка. Вал И установлен
в корпусе 2 на подшипниках 12 и 6.
Работа головки сводится к следующему. Шпиндель 9 через
хвостовик 8 приводит во вращение корпус 2. Одновременно шпин-
дель 1 вращает вал 11, который передает через колеса 10 крутящий
момент колесам 5 и, следовательно, фрезам. Последние расположе-
ны на корпусе по винтовой поверхности, что обеспечивает попе-
ременное врезание зубьев в обрабатываемую поверхность и плав-
ную работу инструмента. Так как за один оборот корпуса в работе
участвует большое количество зубьев фрезы, подача на зуб полу-
чается незначительной. Это обусловливает равномерную работу
452
инструмента и создает хорошие условия теплоотвода из зоны
резания.
Опыт работы на станках с ЧПУ сверлильно-расточной и фре-
зерной групп показал, что большинство традиционных способов
крепления на них режущего инструмента мало пригодны для ис-
пользования по следующим причинам: невозможность их примене-
Рис. 20.25. Схема механизированной инструментальной го-
ловки для двухпортального станка с ЧПУ
ния на станках с автоматической сменой инструмента; отсутствие
механизмов регулировки положения режущего инструмента в осе-
вом направлении; большие затраты времени на техническое
обслуживание, связанное с ручной заменой и наладкой инструмен-
та [67].
На основе анализа присоединительных поверхностей (цилин-
дрических и конических, внутренних и наружных и т. п.) и с учетом
обеспечения точности, жесткости, виброустойчивости и эксплуата-
ционной надежности крепления режущих инструментов, а также
обеспечения регулировки их вылета в осевом направлении выбраны
следующие методы крепления:
453
1) нерегулируемое крепление режущего инструмента непосред-
ственно в шпинделе станка;
2) нерегулируемое крепление режущего инструмента с бази-
рованием на цилиндрические поверхности переходных втулок и
оправок, закрепленных в шпинделе станка;
ЭД регулируемое крепление режущих инструментов с базиро-
ванием на цилиндрические поверхности оправок и патронов,
закрепленных в шпинделе станка;
4) комбинированное крепление режущих инструментов.
Для крепления в шпинделях станков все инструменты имеют
хвостовики с конусностью 7:24 и шероховатостью конической
поверхности не ниже 9-го класса. Кроме того, хвостовики должны
обладать твердостью HRC 52...56, допусками на угол конуса по
ГОСТ 19860—74. Такие требования обусловлены многократностью
контактных нагружений из-за частой смены инструментов, а также
необходимостью стабильной точной установки с обеспечением
жесткого и виброустойчивого соединения.
На рис. 20.26 показана система инструментальной оснастки
для расточных станков с ЧПУ, основными элементами которой
Служат оправки, патроны и втулки. На их базе собирают инстру-
ментальные блоки для выполнения как черновых, так и чистовых
операций. Например, оправки 4,5 служат для чистовой обработки
до 7-го квалитета точности диаметром 20...250 мм различной длины.
Они могут быть изготовлены с прямыми или наклонными гнездами
под резцовые вставки.
Для чернового растачивания отверстий диаметром 22...250 мм
используют оправки 3 со стандартными расточными резцами и
двухзубые расточные регулируемые головки 6, оснащенные непе-
ретачиваемыми твердосплавными пластинками.
При обработке отверстий диаметром 5...50 мм рекомендуется
применять расточные патроны S, а для точной подрезки торцовых
поверхностей диаметром 40...200 мм — регулируемые оправки 7
с пластинчатыми резцами.
Для обработки в автоматическом цикле кольцевых канавок
в отверстиях используют специальные патроны 9 с радиальным
перемещением резцов до 15 мм, а для крепления насадных раз-
верток диаметром до 225 мм — оправки 12.
По второму методу крепятся хвостовики с конусами Морзе от
первого до пятого с лапкой и резьбовым концом с помощью нере-
гулируемых переходных втулок 10, а насадные фрезы торцевые,
трехсторонние, цилиндрические и другие с торцевыми или про-
дольными шпонками — с помощью нерегулируемых оправок 2.
Расточные оправки 14,15 с конусами Морзе для черновой и
чистовой обработок отверстий диаметром 20... 140 мм и разрезные
втулки 25 для крепления сверл диаметром 3...18 мм с цилиндриче-
ским хвостовиком с поводком также служат для крепления по вто-
рому методу.
По третьему методу крепятся торцевые фрезы на регулируе-
мых оправках 1, обеспечивающих предварительную настройку
454
размера от торца фрезы до базового диаметра конуса хвостовика
с точностью до 0,05 мм.
Цанговые патроны 13 с цангой 23 также являются основным
средством крепления инструмента с цилиндрическими хвостовика-
ми по третьему методу. Эти патроны обеспечивают: широкий
диапазон диаметров закрепляемых хвостовиков (5...40) мм; уни-
версальность в отношении различных видов закрепляемого
инструмента; возможность регулирования вылета инструмента и
передачи значительных крутящих моментов (до 80...100 Н«м); на-
дежность в эксплуатации.
Примером метода комбинированного крепления инструмента
служат переходные цилиндрические нерегулируемые втулки/7,/8,
которые соединяются с переходными державками 11 посредством
конусов Морзе от первого до четвертого. Вылет инструмента
(сверл, зенкеров, разверток) регулируется с помощью специальных
гаек с точностью 0,1 мм. Цилиндрические регулируемые хвосто-
вики по типу втулок использованы в конструкциях вспомогатель-
ного инструмента с осевым регулированием — в патронах для
крепления метчиков 21, в оправках для насадных зенкеров и раз-
верток 22, в расточных оправках 19, 20 и др. При нарезании резьбы
метчиками используются патроны 26 и 27.
Находят применение для крепления инструментов на станках
с ЧПУ также сверлильные бесключевые патроны 24 и конические
втулки с внутренним и наружным конусами Морзе 16. Они должны
соответствовать ОСТ 2П13-174 и ОСТ 2П12-5—74, содержащим
повышенные требования, необходимые для обеспечения надежно-
сти этих вспомогательных инструментов.
Для расточки отверстий диаметром свыше 20 мм используют
стандартные с квадратным сечением державки резцы, вылет кото-
рых регулируется специальной гайкой. По отношению к оси оправ-
ки резцы-вставки располагаются под углами 90, 60, 45 или 30°.
ГЛАВА 21. ПРИМЕНЕНИЕ ЭВМ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ
РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА*
21.1. Основные задачи автоматизации инструментальной
подготовки производства
Общие сведения. Высокие требования, предъявляемые совре-
менным машиностроением к точности деталей машин, сокращению
сроков технологической подготовки производства, улучшению кон-
струкций металлорежущих инструментов, выдвинули на одно из
первых мест проблему широкого использования вычислительной
техники для автоматизации процесса подготовки и изготовления
инструмента. Наряду с освобождением специалистов от большой
доли нетворческого труда и сокращением времени проектной под-
готовки производства применение ЭВМ позволяет справиться и с
такими задачами многовариантного проектирования, которые
невозможно решить в практически приемлемые сроки при тради-
ционных способах конструирования инструмента.
Задачи, решаемые относительно металлорежущего инструмен-
та при технологической подготовке производства с помощью ЭВМ,
можно разделить на две группы: 1) оперативное оснащение техно-
логического процесса инструментом; 2) проектное оснащение.
Оперативное оснащение режущим инструментом
непосредственно связано с системой организации инструменталь-
ного хозяйства на предприятии. Проектное оснащение
технологического процесса режущим инструментом включает
стадии поиска инструмента и его проектирования.
Стадия поиска может быть разделена на две фазы. Первая
фаза — выбор из имеющихся стандартных инструментов такого
типоразмера, который соответствует заданным условиям обработки
и позволяет получить изделие с заданными параметрами. Вторая
фаза — аналогичный поиск (при отрицательных результатах пер-
вой фазы|) из уже имеющихся (спроектированных) специальных
инструментов.
Автоматизация поиска требует проведения значительной орга-
низационно-подготовительной работы и использования современ-
ных информационно-поисковых систем. Предварительно сведения
об имеющихся инструментах должны быть накоплены в памяти
ЭВМ, что возможно лишь после их соответствующей классифика-
* В основу этой главы положен раздел XI работы [58].
457
ции, разработки способов кодирования и занесения на машинные
носители информации (перфокарты, перфоленты и др.).
Общая схема поиска [58] конкретного типоразмера инстру-
мента с помощью ЭВМ приведена на рис. 21.1. Центральное место
в этой схеме занимает осуществление процедуры поиска. Автома-
тизированный поиск металлорежущих инструментов может прово-
диться двумя способами. Первый способ заключается в следую-
Рис. 21.1. Общая схема осуществления поиска конкретного типо-
размера инструмента из числа имеющихся в нормалях и стан-
дартах или ранее спроектированных
щем. Из множества инструментов, соответствующих стандартным
программам, по некоторым основным параметрам выбирается
металлорежущий инструмент, наиболее подходящий для заданных
условий эксплуатации. Такими параметрами могут быть, напри-
мер, модуль для зуборезных инструментов, диаметр и длина ре-
жущей части для концевых инструментов и т. д. Затем с помощью
специальных программ, например для случая обратной обкатки,
определяется пригодность найденных инструментов для формооб-
разования конкретной поверхности.
По второму способу сначала с помощью ЭВМ проектируется
специальный металлорежущий инструмент, предназначенный для
обработки конкретной детали. При этом определяются все его па-
раметры с допустимыми отклонениями. Затем с помощью стан-
дартных поисковых систем из нормализованных или ранее спроек-
тированных инструментов подбирается режущий инструмент,
параметры которого находятся внутри найденных при предшест-
вовавшем проектировании границ.
458
21.2. Возможности и целесообразность применения ЭВМ
при проектировании режущего инструмента
Применение ЭВМ при проектировании режущих инструментов
следует считать оправданным, если полученные при этом конструк-
ции инструмента будут более высокого качества, а затраты, свя-
занные с его проектированием, ниже, чем при обычном способе
проектирования.
Первое условие, как правило, обеспечивается в связи с тем,
что с помощью ЭВМ легче найти оптимальное решение при рас-
смотрении весьма большого количества вариантов. При оценке
второго условия следует, иметь'в виду, что затраты на подготовку
задачи для решения ее на ЭВМ (разработка алгоритмов, про-
граммы, проверка и отладка последней) всегда больше, а время
на ее решение меньше, чем при обычном проектировании. Поэтому
эффективность применения ЭВМ при проектировании определяется
главным образохМ правильным выбором задач, совершенством
разработки алгоритма и программы расчета.
Впервые ЭВМ использовались при расчетах по профилирова-
нию формообразующих участков режущих кромок инструментов:
фасонных резцов, дисковых и пальцевых фрез, зуборезных инстру-
ментов, работающих по методу обкатки, и др. Алгоритмы состав-
лялись на основе математических формул, имеющихся в техниче-
ской литературе по проектированию режущего инструмента.
Стремление создать более общие алгоритмы для решения за-
дач по профилированию определенных видов инструментов,
согласно универсальной программе, привело к тому, что во всех
этих расчетах применение ЭВМ сводилось лишь к быстродействию
вычислений при большом числе повторений расчетов.
Применение ЭВМ наиболее эффективно при решении ва-
риантных задач с их оптимизацией. Известно, что в зависимости
от параметров установки инструмента по отношению к обрабаты-
ваемой поверхности меняется профиль инструмента. Проанализи-
ровать эти изменения обычными методами из-за большой трудо-
емкости вычислений практически невозможно.
Процесс проектирования режущего инструмента с примене-
нием ЭВМ разбивается на три группы [58].
Первая группа — оптимизация параметров установки
фасонных дисковых фрез для обработки винтовых поверхностей
с получением наиболее благоприятного профиля инструмента [57];
оптимизация выбора основных параметров .режущей, части протя-
жек [63]; расчет комплектности дисковых зуборезных фрез [140].
Вторая группа — расчеты режущего инструмента, вклю-
чающего не только определение его профиля, но и других кон-
структивных параметров по математическим зависимостям. На-
пример, при расчете червячных фрез для нарезания цилиндриче-
ских колес [114] определяются следующие параметры: нормальный
шаг; толщина зуба; высота головки и полная высота зуба; радиусы
459
у вершины и ножки зуба; наружный диаметр фрезы, число зубьев,
задний угол на вершине зуба и т. д.
Третья группа — расчеты по определению оптимального
варианта конструкции режущего инструмента в целом, т. е. реше-
ние комплексных задач [63]. В данном случае под проектированием
режущего инструмента с использованием ЭВМ понимается процесс
выявления его пространственных форм и размеров методом эле-
ментного проектирования. При этом алгоритм составляется не
только для параметров, определяемых математически, но и для
постоянных параметров (констант), получаемых конструктивно
(интуитивно или графически).
Несмотря на большие возможности при решении задач про-
ектирования режущего инструмента с применением ЭВМ, теоре-
тические основы в этой области недостаточно разработаны и не
выведены общие расчетные зависимости, охватывающие большие
группы инструментов. В то же время многие вопросы не формали-
зованы в той степени, чтобы их можно было решать на ЭВМ.
Поэтому практически полный перевод на ЭВМ процесса проекти-
рования большинства режущих инструментов затруднителен и
требуется дальнейшая работа в области формализации процесса
проектирования.
21.3. Типовые задачи и этапы проектирования инструмента
В области конструирования режущего инструмента типовыми
задачами являются: а) конструирование принципиально нового
тща инструмента; б) проектирование известного специального
>• чструмента для конкретных условий его работы; bi) проектирова-
|.не известного типа инструмента для определенной области (диа-
пазона) конкретных условий его эксплуатации, т. е. проектирова-
ние стандартного инструмента; г) подбор из имеющихся стандарт-
ных инструментов конкретного типоразмера для заданных условий
его эксплуатации. Для каждого из указанных типов задач исходная
информация и методы решения различны.
Процесс конструирования состоит из первой и второй фаз.
Первая фаза включает теоретические и экспериментальные
разработки, подготовку исходных материалов для второй фазы.
К таким материалам относятся: а) данные об обрабатываемой
детали (форма, размеры, точность и шероховатость обработанных
поверхностей, характеристики обрабатываемого материала);
б) данные, относящиеся к технологии и организации производства
деталей (серийность, характеристики предшествующих и после-
дующих операций), данные о заготовке; bi) данные о станке (мо-
дель, основные характеристики — мощность, высота центров,
габариты и др.); г) данные о приспособлениях и вспомогательном
инструменте; д) данные, относящиеся к экономике и организации
инструментального производства, необходимые для суждения о
технологичности и экономичности разрабатываемой конструкции
инструмента.
460
В т о р\а я фаза — собственно проектирование режущего
инструмент^ — включает в общем случае три этапа.
П е р в ьгй этап (эскизное проектирование) выполняется
технологом в\проц$ссе выбора операции или принципиальной
схемы станка и^инструмента. При этом производится обоснование
вида инструмента, с учетом кинематических схем резания, что
предопределяет и выбор станка.
Второй этагЬ (техническое проектирование) заключается
в выборе или созданий оптимальной конструктивной схемы инст-
румента и определении основных частей и параметров конструкции
без ее детализации. Этот этап по существу является первым для
проектировщика инструмента. И хотя на данном этапе выясняются
не все требуемые размеры и характеристики, все же принимаются
основные решения по принципиальному устройству инструмента,
по сборочной и кинематической взаимосвязи его частей, по мате-
риалам, методам и способам получения заготовок, также по тер-
мической обработке.
Третий этап (рабочее проектирование) заключается в
выборе оптимального варианта конструктивного оформления
и определении параметров конструкции на базе конструктивной
схемы и компоновки, проведенной на втором этапе. Здесь произ-
водится деталировка, составляются спецификация и технические
условия, указываются материалы и условия термообработки, уточ-
няются размеры и даются точностные характеристики, назначают-
ся классы шероховатости обрабатываемых поверхностей, оформ-
ляется пояснительная записка и приводятся расчеты.
Сконструированный опытный образец изготавливают, испы-
тывают и конструктивно-технологически дорабатывают, а затем
следует этап проектирования серийного инструмента. Результаты
конструирования оформляются в виде чертежа и оговариваются
техническими условиями. Каждая конструкция определяется
заданием конечных и определенным числом линейных и угловых
параметров, искомые параметры — исходными данными и требо-
ваниями. Последние могут быть представлены в виде математиче-
ских зависимостей.
Параметры, характеризующие конструкцию, разбиваются на
следующие группы: а) с точки зрения факторов, их определяющих,
на главные (в зависимости от условий изготовления и эксплуата-
ции инструмента), внутриувязочные (компоновочные и «свобод-
ные»); б) \С точки зрения вида связей с факторами, их определяю-
щими,— на одно- и неоднозначно связанные; в) с точки зрения
постоянства в процессе эксплуатации — на неизменные; изменяе-
мые в связи с износом инструмента и не восстанавливаемые; изме-
няемые в связи с износом инструмента и восстанавливаемые.
Определение этих параметров, осуществляемое в основном с по-
мощью математических методов, является главным содержанием
третьего этапа проектирования.
Общие схемы автоматизированного проектирования стандарт-
461
ного (рис. 21.2) и специального (рис. 21.3) металлорежущих
инструментов [58] наглядно показывают последовательность этапов
проектирования. Наиболее сложными для автоматизации являются
этапы, требующие творческого решения. К ним следует отнести
исследование множества кинематических схем, возможных вариан-
тов конструкций и т. п. Выбор конкретной кинематической схемы
Рис. 21.2. Общая схема проектирования стандартного инструмента
резания и соответствующей базовой конструкции инструмента яв-
ляется творческим процессом, полная автоматизация которого
в настоящее время не представляется возможной. Широкие воз-
можности открываются при использовании на этом этапе человеко-
машинного варианта проектирования. С помощью ЭВМ и различ-
ных устройств отображения можно рассмотреть и проанализиро-
вать большое количество допустимых или предполагаемых
конструктивных решений. При этом основной порядок просмотра
вариантов и окончательный выбор конструкции инструмента опре-
деляет конструктор.
После выбора кинематической схемы резания и основного
конструктивного решения процесс проектирования металлорежу-
щего инструмента разбивается еще на ряд этапов:
462
ПОДЛЕЖАЩИЕ ИССЛЕДОВАНИЮ МНОЖЕСТВА
\ КИНЕМАТИЧЕСКИХ СХЕМ РЕЗАНИЯ
Рис. 21.3. Общая схема проектирования специального инструмента
1) выбор типа конструкции инструмента (цельный, сборный,
хвостовой и т. п.);
2) уточнение конструктивных параметров инструмента (на-
ружный диаметр, число зубьев и др.);
3) расчет параметров установки инструмента;
4) определение геометрии режущей части;
5) расчет профиля режущей части инструмента;
6) анализ профиля получаемой детали при новом и перето-
ченном инструменте;
7) расчет элементов и формы срезаемой стружки и анализ
стойкостных характеристик инструмента;
8) проектирование инструментов второго порядка;
9) проектирование контрольно-измерительных инструментов;
10) вычерчивание инструментов;
11) разработка технологического процесса изготовления ин-
струмента.
21.4. Методы решения задач проектирования
режущего инструмента с использованием ЭВМ
Основой для формализации процесса проектирования метал-
лорежущих инструментов являются существующие аналитические
способы расчета. Однако их удается использовать только как ис-
ходный материал для разработки реальных алгоритмов проекти-
рования. Дело в том, что существующие методики для ручного
проектирования разрабатываются таким образом, чтобы макси-
мально упростить задачу конструктора. С этой целью нередко бе-
рется упрощенная схема формообразования инструментом поверх-
ности детали. Например, пространственное зацепление инструмента
и детали рассматривается как плоское. Чтобы избежать громозд-
ких вычислений, упрощаются собственно расчетные зависимости.
Для этого, в частности, пренебрегают некоторыми малыми по зна-
чению величинами. Вместо сложных детерминированных зависи-
мостей используются различного вида эмпирические соотношения
и рекомендации. Ориентированные на одну определяющую группу
изделий, они не всегда оказываются верными для всех деталей
данного класса. В расчетах в большом количестве применяются
различные графики и справочные таблицы.
Таким образом, в производственных условиях получают реше-
ние, используя, как правило, одновариантную схему расчета. В то
же время факторов, влияющих на выбор того или иного параметра
инструмента и оформление всей конструкции в целом, зачастую
много и они противоречивы, вследствие чего конструктор исполь-
зует свой опыт и полагается на интуицию при выборе конкретного
варианта решения задачи. В результате нередко проектируется
конструкция, оптимальность которой может быть поставлена под
сомнение.
При определении оптимального варианта конструкции режу-
щего инструмента с использованием ЭВМ применяется принцип
464
поэлементного конструирования в сочетании с решением задач?
типа «поискх.
Поэлементное конструирование сводится к представлению
данного вида кцструмента в виде определенного числа элементов,
(частей). Например, круглую протяжку разбивают на части: со-
единительную (хвостовик, шейка, передняя направляющая, опор-
ная цапфа) и рабочую (черновые, переходные, чистовые,
калибрующие и иногда уплотняющие зубья). Каждый из элементов
может иметь различные варианты конструктивного исполнения.
Последние обобщаются и заносятся в таблицы с указанием их
характеристик и областей применения.
Процесс проектирования в данном случае состоит из четырех
этапов: первый — поиск элементов конструкции, отвечающих
заданным требованиям; второй — образование сочетаний из ото-
бранных элементов, выдающих варианты конструкций режущего
инструмента; третий — поиск вариантов конструкции, удовлетво-
ряющих заданным требованиям; четвертый — выбор оптимального
варианта конструкций.
Задача типа «Поиск» формулируется следующим образом:
задано множество элементов с определенными характеристиками.
Требуется отобрать из этого множества такие элементы, которые
удовлетворяют заданным требованиям. При этом возможны три
случая: решение однозначно, решения нет и решение многозначно.
В последнем случае возникает необходимость продолжения реше-
ния задачи — поиск оптимального варианта с оптимизацией по
критерию экономическому, хотя до этого этапа задача решалась
по характеристикам, имеющим вид технических ограничений.
При небольшом количестве элементов и их характеристик с
помощью ЭВМ можно произвести последовательный перебор всех
элементов множества. В случае же очень большого количества
множеств и их характеристик решение задачи поиска весьма за-
труднительно? В таком случае возникает необходимость введения
методов, например эвристического программирования, что позво-
лило бы по каким-то определенным признакам (гипотезам) произ-
вести отбрасывание большого количества элементов множества,
которые не могут быть использованы для решений. Одним из
таких методов является также метод, учитывающий жесткость
условий, используемых при решении. .
Если решение однозначно и есть такое требование, которое
определяет эту однозначность, то все остальные требования можно
не рассматривать, если они совместны. Все действия по отбрасыва-
нию элементов множества должны быть зафиксированы в алгорит-
ме и соответственно в программе расчета на ЭВМ. Основные труд-
ности при этом заключаются в переводе действий человека в соот-
ветствующие формализованные операторы алгоритма.
Таким образом, проектирование режущего инструмента с по-
мощью ЭВМ включало сначала решение наиболее простых задач,
т. е. машина выполняла математические действия. Затем были соз-
даны алгоритмы, позволявшие наряду с арифметическими действия-
465
ми выполнять и простейшие логические операции. В первую очередь
решались задачи, где логические действия были связаны с провер-
кой истинности или ложности различных высказываний, определяю-
щих взаимосвязи характеристик объектов и этапов (операций) про-
ектирования. Например, при разработке алгоритма проектирова-
ния круглых протяжек наряду с выполнением арифметических
операций использовались логические операторы при поиске нужно-
го элемента конструкции [63]: Если ... То. К примеру, при определе-
нии типа передней направляющей круглой протяжки, предназначен-
ной для обработки отверстия, учитывается предварительная обра-
ботка его сверлом или зенкером (тип I), а также протягиванием «по
черному» (тип II). Более сложными являются логические задачи,
связанные с поиском решений из множества известных вариантов
на основе анализа множества условий, определяющих этот выбор.
Вариантами задачи поиска являются: а) выбор из множества
параметров оптимального его значения, т. е. решение задачи на
экстремум; б) выбор оптимального значения нескольких парамет-
ров при заданном условии оптимизации (оценочная или целевая
функция); в) выбор (поиск) решений из множества известных ва-
риантов решений на основе анализа условий, определяющих этот
выбор. При решении этих задач применительно к режущему инстру-
менту используется метод последовательного исследования мно-
жеств. Суть его сводится к следующему [137].
Независимые или исходные параметры конструкции инструмен-
та обозначаются через хь х2, х3, • •хп, а все остальные, являющиеся
функциями исходных параметров, через щ, и2, из, • •ит, т. е.
Us = fs(x{, Х2, Х3, . . Хп),
где s= 1, 2, 3,..., т.
Схема конструкции инструмента ограничивает возможные пре-
делы изменения исходных параметров. Такие ограничения, называ-
емые структурно-конструктивными условиями, позволяют выделить
в n-мерном пространстве (xj, х2, Хз,..., хп) некоторую область,
каждая точка которой однозначно соответствует возможному ва-
рианту инструмента данной схемы. Для этого инструмента значе-
ния исходных параметров равны соответствующим координатам
точки. Указанную область называют областью существования ин~у
струментов рассматриваемой схемы.
Пусть для синтезируемого инструмента задан ряд условий, ко-
торым он должен удовлетворять:
X/? । — A k р X/j 2 “ Ak 2> • • • Х^ р— Afc (21.1)
U: =В:\ U: =В:\ ...U: = В.-, (21.2)
Л J2 J2' _ jr jp v f
где Ab A2, ...» Ap и /i, /2, ..., jp — некоторые целочисленные зна-
чения, лежащие в интервале, соответственно удовлетворяющие уело-
ВИЯМ ЛЛ2, ..Akp и В^, В^, ..BJr~ тре-
буемые и заданные значения соответствующих параметров.
466
Еслй условия (21.1) и (21.2) совместимы, то накладываемые
ими ограничения позволяют выделить из области существования
одну или несколько зон, которые условно называются областями D.
Поставленная задача синтеза имеет единственное значение и явля-
ется определенной, если область D соответствует указанной точке.
Если область D Соответствует множеству точек, то поставленная
задача синтеза имеет множество решений и относится к недоопре-
Рис. 21.4. Последовательность расчетов при синтезе оптимального
варианта схемы конструкции металлорежущего инструмента
467
деленным. В таком случае необходимо из множества решений,
удовлетворяющих заданным условиям, найти оптимальный ва-
риант.
Пусть требуется определить оптимальный вариант инструмента
по конечной последовательности оптимизирующих параметров
Won!, Uon2, Uon3> • • • , Won k- (21.3)
Исследуя в области D функцию
Wonl=fonl(Xi, Х2, Х3, . . . ,Хп) (21.4)
на экстремум, находят область Dt, в которой м0П1 достигает опти-
мума.
Проведя аналогичные расчеты по всем остальным оптимизиру-
ющим параметрам, получим ряд вписываемых друг в друга
областей
. • • >Dh.
Так как Dk удовлетворяет условиям (21.2) и (21.2), а любая точка,
взятая в этой области, соответствует определенному варианту ин-
струмента, одновременно являющегося оптимальным по конечной
последовательности (21.3), на этом решение неопределенной зада-
чи заканчивается.
Количество расчетов можно сократить при нахождении опти-
мального варианта, если учесть различную жесткость условий, на-
кладываемых отдельными оптимизирующими параметрами. Если в
последовательности (21.3) нет окончательных оптимизаторов, рас-
чет следует продолжить с привлечением новой последовательности
оптимизирующих параметров, указанных в формуле (21.3).
Задачи группы II, в которых схема конструкции неизвестна, ре-
шаются по изложенной методике для задачи группы I, но решение
их намного сложнее (см. параграф 21.1). В этом случае для каждой
рассматриваемой схемы определяют оптимальный вариант инстру-
мента, а затем из полученных оптимальных вариантов выбирают
наиболее оптимальный.
Последовательность расчетов при синтезе оптимального вари-
анта схемы состоит из трех этапов (рис. 21.4). Заметим, что при-ч
веденный метод последовательного исследования множеств являет-
ся скорее логической схемой, на основе которой разработка алго-
ритма затруднительна.
Основные вопросы теории автоматизации синтеза различных ма-
шиностроительных конструкций изложены в работе [20], где задача
поиска сводится к следующему: имеется множество элементов
У{У1> У2' • • •> Уп}> из которого необходимо выбрать конкретный элемент
г/,; каждый из элементов множества Y определяется набором харак-
теристик х, образующих свое множество X {х1( х2.....хт); для
конкретного набора характеристик требуется из множества подо-
брать соответствующие элементы yit удовлетворяющие этим характе-
ристикам.
468
21.5. Методы построения алгоритмов
Алгоритм и его свойства. Проектирование режущего инструмен-
та с помощью ЭВМ возможно только при условии правильной подго-
товки задач, т. е. при соответствующей формализации и построении
алгоритмов. Понятие алгоритма возникло в области математики и
первоначально означало точное предписание, определяющее про-
цесс преобразования исходных данных в искомый результат. При
этом предполагалось, что алгоритм обладает тремя свойствами:
а) определенностью и общепонятностью; б) массовостью, т. е. воз-
можностью исходить из любых исходных данных; в) результатив-
ностью, т. е. свойством определять процесс, который для любых до-
пустимых исходных данных приводит к получению искомого ре-
зультата. В простейшем случае алгоритм является совокупностью
элементарных предписаний. Указанные свойства алгоритма для ре-
шения технических задач с помощью ЭВМ устанавливают в доста-
точной мере суть и содержание процесса алгоритмизации.
В качестве предписаний, обусловливающих процесс преобразо-
вания исходных данных в искомый результат, при проектировании
режущего инструмента могут быть: а) расчетные математические
зависимости; б) конкретные рекомендации, построенные по принци-
пу «Если ... То», т. е. если выдерживаются такие-то условия, то ре-
комендуется искомую величину взять такой-то; в) логические пра-
вила (например, в работе [137] указывается, что при разработке ма-
тематического поиска оптимального решения проектной задачи в
основу должен быть положен опыт конструкторов).
Определенность алгоритма. Как отмечалось, алгоритм должен
обладать определенностью. Применительно к проектированию ре-
жущего инструмента это свойство рассмотрено в работе [63], где
исследуется также неопределенность, при которой искомые величи-
ны даются в пределах «от» и «до». Этот случай возникает при на-
хождении величин в неопределенной задаче, т. е. когда число не-
известных превышает число ограничивающих зависимостей (урав-
нений), а также при отсутствии каких-либо сформулированных
правил и положений для определения искомой величины. В первом
случае неоднозначность устраняется дополнением недостающих
ограничений, в качестве которых чаще всего выступают экономиче-
ские ограничения, служащие критериями оптимизации выбора иско-
мых величин. Во втором случае нахождение недостающих величин
конструктор осуществляет субъективно, исходя из своего опыта, ли-
бо путеЛ вычерчивания, что указывает на необходимость форма-
лизации действий проектанта в виде соответствующих правил, фор-
мул и предписаний.
Массовость алгоритма. Данное свойство предполагает возмож-
ность решения с помощью алгоритма не одной, а целой группы за-
дач, отличающихся исходными данными. В связи с этим обычно
стремятся разрабатывать алгоритмы с наиболее широкими граница-
ми массовости. Однако существуют оптимальные границы, опре-
деляемые в каждом конкретном случае. Главным ограничением
469
границ массовости алгоритма служит достигнутый уровень научно-
технических знаний в той области, в которой решается данная
задача. Например, в настоящее время нет общей теории профилиро-
вания режущих лезвий инструмента, а поэтому бессмысленно ста-
вить задачу разработки одного алгоритма, позволяющего устано-
вить профиль режущих лезвий для любого вида инструмента. С рас-
ширением наших знаний появляется возможность расширения гра-
ниц массовости соответствующих алгоритмов. Однако при этом
должно быть сохранено важное требование, заключающееся в воз-
можности осуществления соответствующих изменений алгоритма
без коренной его переработки.
Чрезмерное увеличение универсальности алгоритма может при-
вести к неоправданным затратам времени при проектировании. По-
этому возникает дополнительное условие, определяющее границы
массовости алгоритма,— разрабатываемые алгоритмы должны быть
рассчитаны на заполнение оперативной памяти наиболее часто экс-
плуатируемых в нашей стране ЭВМ. К тому же необходимо, что-
бы разрабатываемый алгоритм был лишен неясности, неоднознач-
ности, непоследовательности, имеющих место при ручном проекти-
ровании, рассчитанном на некоторые «догадки» конструктора.
В связи с этим разработанный алгоритм проектирования режущего
инструмента явится лучшей методикой и инструкцией для ручного
проектирования, а также поможет обнаруживать недостатки в су-
ществующих расчетах и устанавливать отсутствие соответствующей
информации, необходимой для качественного проектирования.
Принятые способы изложения алгоритмов. С учетом наглядно-
сти и компактности записи алгоритмов существуют три способа их
изложения.
Первый способ включает текстовое краткое пояснение и
формулы, используемые в вычислениях, по каждому пункту (опе-
ратору). В этом случае затруднительно указывать словесно взаи-
мосвязь пунктов.
Второй способ предполагает запись алгоритма в виде
блок-схемы. Каждый блок, изображенный в виде прямоугольника,
соответствует оператору при первом способе изложения алгорит-
мов. Стрелки, соединяющие блоки, указывают на связь между раз-
личными этапами (операторами). Запись алгоритма по этому спо-
собу более наглядна, особенно при наличии разветвляющегося и
циклически повторяющегося вычислительного процесса. '
Третий способ — запись алгоритма в операторной форме.
Каждый этап вычислительного процесса изображается с помощью
специального символа-оператора, соответствующего определенной
букве и получающего название того этапа, который он изображает.
Операторная схема записи весьма компактна, но менее нагляд-
на, чем блок-схема, и требует расшифровки значения каждого опе-
ратора. Вместе с тем при записи алгоритма в операторной форме
[58] необходимо руководствоваться следующими правилами: 1) опе-
раторы имеют сквозную порядковую нумерацию независимо от их
назначения; 2) если символы двух операторов стоят рядом, то стоя-
470
S<eam Ъу mymg
щий справа оператор получает управление от соседнего слева one-
ратора; 3) если оператор, стоящий справа, не получает управления
от оператора, стоящего слева, то между этими операторами ставит-
ся точка с запятой; 4) передача управления к оператору, не стоя-
щему рядом справа, обозначается стрелкой.
Исходная информация. Одной из специфических задач автома-
тизированного проектирования металлорежущих инструментов
является разработка системы кодирования исходной информации.
Обычно проектируемый инструмент четко ориентируется на обра-
ботку деталей определенной группы, конструкция которых достаточ-
но хорошо описывается. Исключение составляют детали с фасон-
ным профилем, описание которых является сложным и трудоем-
ким. При ручном проектировании конструктор-инструментальщик
располагает конкретным чертежом детали. Анализируя его приме-
нительно к поставленной задаче, он легко выделяет данные, которые
потребуются в процессе проектирования. При необходимости кон-
структор преобразует и пересчитывает эти данные и с учетом кон-
кретных производственных условий осуществляет разработку чер-
тежа инструмента.
При автоматизированном проектировании исходная информа-
ция должна быть описана набором числовых данных в строго опре-
деленном порядке. Информация может быть двоякого рода: количе-
ственная и качественная. Количественная информация включает
преимущественно данные о размерах детали. Качественная инфор-
мация содержит характеристику состояния детали и инструмента,
специфических особенностей проектирования (например, твердость
материала детали, марку материала инструмента, направление
стружечных канавок и др.) и представляется в виде системы кодо-
вых обозначений. Иногда качественная и количественная информа-
ции могут быть объединены путем введения в числовые значения
специальных признаков по знаку, абсолютной величине, кратности
и др.
При проектировании режущих инструментов объем количест-
венной информации, как правило, значительно превышает объем
качественной, что влияет на построение бланка исходных данных.
Оптимизация алгоритмов. Алгоритм проектирования представ-
ляет собой совокупность последовательно изложенных логических
и вычислительных действий. Эта совокупность разделяется на эта-
пы, каждый из которых предназначен для решения определенной
задачи процесса проектирования. Первичная информация, перера-
ботанная на первом этапе, служит внешней информацией для вы-
полнения последующего этапа и т. д. Поэтому желательно построе-
ние алгоритма осуществлять в виде сочетания-стандартных опера-
торов, неоднократно используемых при разработке различных
алгоритмов с добавлением специальных, присущих решению данной
задачи. Выявление повторяющихся этапов алгоритмов проектирова-
ния режущего инструмента является одним из основных мероприя-
тий его оптимизации. В связи с этим возникает необходимость:
а) изучить и кратко изложить основные правила проектирования
471
режущего инструмента; б) обобщить эти правила и использовать их
при решении типовых задач; в) найти общие этапы решения задач
и свести их к стандартным операторам (подпрограммам); г) уни-
фицировать расчетные формулы при определении аналогичных па-
раметров конструкции различных типов инструментов.
Проведенный анализ методов решения задач' проектирования
режущего инструмента показывает, что в основе процесса проек-
тирования лежит общий принцип поэлементного проектирования и
решается общая задача — поиск, позволяющий перевести конкрет-
ную задачу в разряд стандартных. При этом возможны решения
трех разновидностей: а) при наличии у каждого элемента множе-
ства однозначной области применения задача поиска сводится к
решению логической задачи «Если ... То»; б) при малых множест-
вах элементов конструкций и множествах условий их применения
задача поиска состоит в последовательном переборе всех вариан-
тов; в) при больших множествах задача поиска решается методом
построения минимизированных граф-схем.
21.6. Пример алгоритмизации проектирования
дисковых фасонных фрез с применением ЭВМ
Наибольший эффект использования ЭВМ при проектировании
металлорежущих инструментов достигается в случае, когда проек-
тируемый инструмент рассматривается в комплексе с инструментом
второго порядка и необходимыми контрольно-измерительными ин-
струментами.
Методика, опыт алгоритмизации и пример расчета одного из
участков дисковой фрезы, предназначенный для обработки фасон-
ной детали, профиль которой представлен на рис. 21.5, заимство-
ван из работы [9].
Профиль детали обычно состоит из сочетания прямых, дуг ок-
ружностей, различных кривых и т. д. Использование ЭВМ требует
единообразной простановки размеров, для чего необходимо рассма-
тривать любой произвольный профиль детали в единой системе ко-
ординат X — У, в которой профиль делится на элементарные участ-
ки, описываемые уравнениями вида X=f(Y). Каждый элементар-
ный участок характеризуется совокупностью параметров Зэл, т. е.
Зал = {Х1, У1, Х2, у2, Р},
где xlt yi, х2, у2— координаты начала и конца элементарного
участка; Р = {7?0, х0, у0) — совокупность параметров (Ро, х0, у —
соответственно радиус и координаты центра).
Профиль детали
п
•$пр = { S эл.;},
1=1
где п — число элементарных участков.
Для упрощения необходимых пересчетов система координат
X — У выбирается таким образом, чтобы все ординаты профиля бы-
472
ли положительными. В связи с этим в исходных данных указывается
полная высота профиля изделий.
Профиль дисковой фрезы рассчитывается на основе общей те-
ории формообразования зубчатых поверхностей [58]. Дисковая фре-
за рассматривается как червячная с шагом, равным нулю. Соответ-
ствующие формулы для нахождения, координат режущего лезвия
фрезы после устранения неопределенности имеют вид:
Гф = Q,5dt'— у,
я 0,5dasiny.
о = у — arcsin---------;
Гф
Хр.л = х; ур.л = Гф cos (ф* 4- 8к);
z = r$sin(<p* + 6*),
где х, у — координаты профиля детали; da — наружный диаметр
фрезы; у — передний угол на наружном диаметре; — угол с осью
yi, характеризующий положение рассчитываемой точки фрезы по
передней поверхности в торцевой плоскости; <Р& — угол поворота
рассматриваемого торцевого сечения фрезы от исходной плоскости;
хр.л, Ур.л, 2р,л — пространственные координаты режущего лезвия
фрезы.
Координаты профиля шлифовального круга для затылования
фасонных фрез определяются по зависимостям, приведенным в
табл. 18 [58] применительно к червячным фрезам с подстановкой в
них соответствующих частных значений величин. Координаты шаб-
лонов на профиль фрезы и шлифовального круга просчитываются
от одного базового торца.
В алгоритме на первом этапе происходит распознавание формы
элементарного участка и определение координат расчетных точек на
нем, число которых задается составителем в бланке исходных дан-
ных. Затем реализуется вычислительный блок, в котором имеются
координаты профиля фрезы, затылующего круга и шаблона для
одной точки детали. Это повторяется столько раз, сколько точек
на участке. Расчетные величины запоминаются в оперативной па-
мяти ЭВМ. Аналогично в автоматическом режиме обрабатываются
все остальные участки профиля.
Программный комплекс, реализующий рассматриваемую за-
дачу, разработан с помощью алгоритмического языка FORTRAN
применительно к ЭВМ «Минск-32» и ЕС ЭВМ. Он представляет
собой библиотеку модулей, каждый из которых решает соответству-
ющий смысловой этап проектирования (например, модули опре-
деления координат профиля фрезы, расчета затылующего круга
и т. д.). Модули связаны между собой специальным монитором по
типу управляющего алгоритма. Время решения одной задачи на
ЭВМ с выдачей результатов составляет в зависимости от сложно-
сти профиля детали 0,5...2,5 мин.
473
Бланк исходных данных на проектирование дисковых фасон-
ных фрез содержит информацию постоянного объема о детали и
инструменте и переменного объема о профиле детали.
Бланк исходных данных фрезы и детали:
Номер детали Ад Наружный диаметр фре- 2674039
зы da 80
Число зубьев фрезы Z Передний угол на на- 16,0
ружном диаметре у 10,0
Угол наклона винтозой стружечной канавки 0О 0,0
Задний угол при верши- не ав 14,333
Диаметр затылую ще го круга DK 40
Высота профиля дета- ли Лд 10,6
Количество элементар- ных участков Ny4 7,0
Число расчетных точек на участке N 3,0
Бланк исходных данных профиля участка £)£:
Абсцисса начала участ-
ка *1 — 7,2933
Ордината начала участ-
ка ук 6,8416
Абсцисса конца участ-
ка х2 — 3,1
Ордината конца участ-
ка у2 10,6062
Абсцисса центра окруж-
ности Хо 4,6797
Ордината центра окруж-
ности Уо —2,277
Радиус окружности /?0 15,05
Для каждого элементарного участка число описывающих его
переменных постоянно и равно семи. Неоднозначность функции для
окружности устраняется с указанием величины радиуса с поло-
жительным знаком при обходе дуги слева направо по часовой
стрелке и с отрицательным — против часовой стрелки. Из бланка
исходных данных и приведенных зависимостей видно, что алго-
ритм предусматривает проектирование дисковых фрез в общем
случае, когда у=#0 и ро#=0. На печать выдаются координаты про-
филя фрезы и шаблона в осевой плоскости фрезы, в плоскости пе-
редней поверхности или в проекции на плоскость, касательной к
474
передней плоскости (при ро=#0). Координаты профиля шлифоваль-
ного круга и шаблонов выдаются в дискретном виде, а также в
виде линий.
Объем выводимой информации позволяет изготовлять и конт-
ролировать инструмент различными способами в соответствии с
условиями конкретного производства.
Рис. 21.5. Профиль детали
Число зубьев/6
Кулак затылования
биение режущих кроной
относительнаоси не более 0,02
биение торцов не более 0,02
Материал Р6М5, ООО 62+65
I
Рис. 21.6. Дисковая фасонная фреза
Деталь, представленная на рис. 21.5, имеет семь участков.
В бланке исходных данных и* в табл. 21.1 приведены результаты
расчета участка DE, а на рис. 21.6 — чертеж дисковой фасонной
фрезы, вычерченной по результатам расчета с применением ЭВМ.
475
о
Таблица 21.1
Дискретное задание
Координаты режущего лезвия в передней поверхности зуба Координаты шлифовального круга
Фреза | Шаблон Круг Шаблон
Участок DE Ширина | Высота | Ширина Высота Ширина | Высота Ширина | Высота
—7,29329 —5,37442 —3,10000 31,91116 29,77869 28,04643 4,14646 6,06533 8,33975 —6,97331 —9,10579 —10,83804 х1=7,29329 ^=15,8095? х2=—5,37442 ^=17,63482 х0=—3,10000 ^о=19,О851С > 4,14646 1 6,06533 1 8,33975 6,19546 8,02074 9,47098
Параметры заменяющих линий •
Участок —*1=—7,29329 01=31,91116 *1=4,14646 0i=—6,97331 *i=—7,29329 01=15 ,80959 *1=4,14646 01=6,19546
DE х2=—3,10000 02=28,04643 х2=8,33975 0а=—10,83804 *2=—3,10000 0а=19 ,08510 *2=8,33975 у2=9,47096
х0=5,00651 0о=41,04933 *0=16,44606 0О=2,16469 *о=3,19310 0О=6,70681 *8=16,37361 0о=—2,90733
Я0= 15,32290 Яо=15,32264 Яо=13,88615 =13,88615
ГЛАВА 22. ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ НЕКОТОРЫХ
ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ
22.1. Физические основы резания жаропрочных
и титановых сплавов
В последние годы в различных отраслях промышленности ши-
рокое применение нашли нержавеющие, жаростойкие, жаропроч-
ные, титановые и другие стали и сплавы, имеющие особые физико-
механические свойства. Детали, полученные из этих материалов,
обладают повышенной износостойкостью, коррозионной и эрозион-
ной стойкостью и т. д. Однако обрабатываемость таких сталей и
сплавов резанием очень низка, а поэтому их называют труднообра-
батываемыми. Такие материалы обычно содержат большое количе-
ство никеля (15...50 %) и хрома (10...25 %), что определяет их
повышенную прочность (800...1100 МПа) и низкую теплопровод-
ность (почти в три раза меньше теплопроводности углеродистых
сталей).
Для обработки резанием этих сталей и сплавов необходимо
иметь четкое представление о физических явлениях, протекающих
в зоне резания, и в первую очередь о процессах деформирования
и срезания слоя материала в виде стружки, а также формирова-
нии поверхностных слоев обработанных деталей. Следует отметить,
что известные методы обрабатываемости обычных конструкцион-
ных материалов не всегда пригодны для труднообрабатываемых
сталей и сплавов.
Пластическая деформация в процессе резания, как известно,
сопровождается образованием сдвигов, двойникованием и остаточ-
ным искажением кристаллической решетки. В результате пласти-
ческой деформации металлов и сплавов происходят сдвиги, харак-
теризующиеся параллельным смещением отдельных частей моно-
кристаллов по плоскости скольжения. Применяемые конструкцион-
ные труднообрабатываемые сплавы имеют одну из трех кристалли-
ческих решеток: гексогональную (ВП-1) (три непараллельных
направления сдвига), кубическую объемно-центрированную (ВТ15)
и кубическую гранецентрированную,— имеющих соответственно
шесть и четыре плоскости скольжения.
Кристаллические решетки обладают различной склонностью к
пластическому деформированию. Наибольшей пластичностью
отличаются металлы и сплавы с кубической гранецентрированной
решеткой (например, жаропрочные стали на никелевой основе).
477
Весьма плохо поддаются пластическому деформированию металлы
и сплавы с гексогональной решеткой.
Процесс стружкообразования как для труднообрабатываемых,
так и для обычных конструкционных материалов, обычно изучают
при свободном резании. Это позволяет, пренебрегая весьма незна-
чительным краевым явлением, деформацию считать плоской, а
процесс образования сливной стружки и скалывания при постоян-
ной скорости резания — непрерывным и установившимся.
Наиболее широкое применение при изучении деформированно-
го и скоростного состояний металла в процессе резания обычных
конструкционных и труднообрабатываемых материалов получил
достаточно простой и высокоточный метод координатных сеток [103],
позволяющий: 1) определить границы наиболее интенсивно пласти-
чески деформированной зоны металла впереди резца и под резцом;
2) оценить величину деформации в любой точке деформированной
зоны; 3) изучить процесс деформации металла во времени.
Вместе с тем к координатным сеткам предъявляются весьма
жесткие требования, которые в основном сводятся к следующему.
Сетки должны иметь достаточно малую базу, быть прочными, кон-
трастными и термостойкими. База сетки обычно обеспечивает одно-
родность деформаций в пределах одной ячейки и поэтому ее стре-
мятся уменьшить. Однако очень малая сетка с размером ячейки
0,05 мм не будет заметна на образце после его деформирования,
так как полированная поверхность после деформации становится
шероховатой. К тому же процесс нанесения таких сеток достаточно
сложен. При выборе базы сетки учитывают размеры пластической
зоны, которые зависят от скорости резания, переднего угла инстру-
мента и толщины срезаемого слоя. Так, в исследованиях процесса
стружкообразования при глубине резания до 1 мм авторы работы
[103] использовали царапанные, накатные и травленые сетки с
базами 0,125; 0,16; 0,2 и 0,25 мм.
Сетки наносятся различными способами: царапанием, керне-
нием, штамповкой, травлением, методом фотосетки, накаткой типо-
графской краской и электрофизическими методами. Ограниченное
применение находят первых три способа, так как при их использо-
вании нарушается сплошность поверхностного слоя металла, обра-
зуются надрезы, а также метод фотосеток ввиду того, что техника
их нанесения сложна и требует специального оборудования.
Накатка сеток типографской краской со специальных матриц
обеспечивает достаточно малую базу, при этом нанесение сетки
отличается простотою. При медленном высыхании краска сохраня-
ет свою пластичность в течение нескольких месяцев, и в процессе
резания при деформации вместе с образцом непрерывность линий
сохраняется.
Травление сеток производится путем глубокой и высокой печа-
ти химическим или электрохимическим способом. Квадратные сет-
ки травят хлорным железом на глубину до 0,03 мм, а круглые — с
помощью метода высокой печати с автотипного растра. Такие
сетки позволяют определять направление главных осей деформаций
478
в зоне резания по искажению круглой ячейки сетки. Точность ли-
нейных размеров травленных и накатных сеток составляет 0,005...
...0,01 мм. Если сетку нанести невозможно ни травлением, ни на-
каткой, применяют метод царапания с использованием в качестве
режущего инструмента корундовой иглы.
Последние достижения в области механики сплошных сред по-
зволяют изучать процесс резания с позиции теории разрушения или
' 2 1
Рис. 22.1. Схема стружкообразования
при резании хрупких материалов:
1 — поверхность резания; 2 — поверхность от-
деления стружки; 3 — равномерно-подвижная
трещина
трещинообразования [102]. Причины образования стружек слив-
ных, скалывания и надлома пока еще окончательно не выяснены.
Однако рассматривая резание как процесс разрушения материалов,
можно оценить влияние различных факторов, сопровождающих от-
деление срезаемого слоя, на процесс формирования поверхностного
слоя, появление и образование трещин и т. д. При внедрении режу-
щего клина в твердое тело у его вершины появляются микротре-
щины, переходящие в макротрещину критической длины. Причина-
ми возникновения и развития трещин являются растягивающие или
сдвигающие напряжения, которые могут быть вызваны гидростати-
ческим напряжением растяжения, изгибающим моментом, нали-
чием большой поверхности сдвига и другими факторами.
На рис. 22.1 представлена наиболее простая схема стружкооб-
разования при резании хрупких материалов в случае прямоуголь-
ного резания [70]. Под действием резца (клина) у его передней
поверхности образуется система трещин, распределяющихся в на-
правлении вектора скорости. На первом этапе стружкообразова-
ния происходит непрерывное повышение силы резания, обеспечи-
вающее развитие ведущей равномерно-подвижной трещины 1. Оно
продолжается до тех пор, пока на формирование стружки не нач-
нет оказывать воздействие напряжение изгиба, приводящее к бы-
строму падению силы резания и отрыву элемента стружки по по-
верхности 2. На втором этапе происходит зачистка поверхности
резания 3, характеризующаяся отрывом более мелких частиц
стружки по описанной схеме. Если развитие основной трещины идет
ниже поверхности резания, второй этап не наблюдается.
Причиной микротрещин может явиться резкое увеличение плот-
ности дислокаций с ростом пластических деформаций, что приво-
дит к возникновению растягивающих напряжений. Это подтверж-
дается исследованиями И. А. Одинга [53], который наблюдал микро-
трещины при пластической деформации в 7...9 %.
Микрофотографирование зоны стружкообразования позволило
выявить образование трещин впереди резца [3]. Кроме того, дока-
зано, что резание металлов основано на процессе пластического
479
течения и что опережающая трещина в обычных условиях не обра-
зуется. Она может возникнуть лишь при строго определенных усло-
виях.
Образуемые микротрещины, зазубрины и вырывы на обрабо-
танной поверхности являются концентраторами напряжений, сни-
жая надежность и долговечность деталей машин, особенно при
циклических нагрузках, в условиях химически агрессивных сред
и т. д.
22.2. Обрабатываемость резанием титановых сплавов
Титановые сплавы характеризуются рядом особенностей, к ко-
торым, в частности, относятся малая пластичность, высокая хими-
ческая активность и др.
Малая пластичность характеризуется высоким коэффициентом
упрочнения Оо,2/ав (табл. 22.1), который примерно в два раза боль-
ше, чем жаропрочных материалов [88]. Вместе с тем значения меха-
нических характеристик титановых сплавов 6 и Y по сравнению с
жаропрочными меньше. Пониженная пластичность приводит к то-
му, что при обработке титановых сплавов сила Pz примерно на
.20 % ниже, чем при обработке сплавов на основе железа, а обра-
зуемая стружка по внешнему виду напоминает сливную, имеет
трещины, разделяющие ее на очень слабо деформированные эле-
менты, прочно связанные между собой тонким и сильно деформи-
рованным контактным слоем. Образование такой стружки объясня-
ется тем, что с увеличением скорости пластическая деформация
при высокой температуре и давлении протекает в основном в кон-
тактном слое, не затрагивая срезаемый слой. Поэтому при весьма
высоких скоростях резания образуется не сливная, а элементная
стружка.
Высокая химическая активность титановых сплавов при обра-
ботке приводит к активному взаимодействию их с окружающей
средой, что проявляется в сильном поглощении кислорода и азота
воздуха. В результате происходит охрупчивание материала, умень-
шаются силы резания, снижается температура резания [79, 119].
Так как теплопроводность титановых сплавов значительно
меньше, чем конструкционных сталей, при их резании возникает
температура, примерно в 2,2 раза большая, чем при обработке
стали 45.
Пониженные пластические свойства титановых сплавов в про-
цессе их деформации способствуют развитию опережающих микро-
и макротрещин, а большие углы сдвига Чг = 38...44° приводят к об-
разованию стружки с коэффициентом усадки, близким к единице.
В отдельных случаях в результате активного поглощения кислоро-
да и азота воздуха титановыми сплавами при их обработке полу-
чается стружка с отрицательным коэффициентом усадки, т. е.
стружка имеет большую длину, чем путь резания. При обработке
титановых сплавов на тех же режимах резания в струе аргона
отрицательной усадки не наблюдается. Малая усадка стружки при-
480
Таблица 22.1
Марка стали а0,2/ав
Титановые сплавы 0,8...0,85
ЗОХГСНА 0,73
ЭИ643 (закаленная и отпущенная) 0,73
ЭИ654 0,64
Х18Н9Т 0,45
водит к увеличению пути ее скольжения по передней поверхности
инструмента.
Высокая активность титана по отношению к кислороду и азоту
воздуха в 2...3 раза снижает площадь контакта стружки с передней
поверхностью инструмента, что не наблюдается при обработке
конструкционных сталей. Вместе с тем окисление контактного слоя
стружки повышает ее твердость, увеличивает контактные давление
и температуру резания, а также повышает износ инструмента. Вы-
сокая температура в зоне резания вызывает интенсивное наросто-
образование, схватывание обрабатываемого материала с матери-
алом инструмента и появление задиров на обработанной поверх-
ности.
Вследствие содержания в титановых сплавах нитридов и кар-
бидов материал режущего инструмента в сильной степени подвер-
жен абразивному воздействию. Однако при повышении температу-
ры титановые сплавы сильнее снижают свою прочность, чем нержа-
веющие и жаропрочные стали и сплавы.
При обработке титановых сплавов особое внимание необходимо
уделять вопросам техники безопасности, так как образование
тонкой стружки и тем более пыли может привести к ее самовозго-
ранию и интенсивному горению. Кроме того, пылеобразная стружка
вредна для здоровья. Поэтому не допускается работа с подачами
менее 0,08 мм, использование затупленного инструмента с износом
более 0,8...1,0 мм и со скоростями резания более 100 м/мин, а также
скопление стружки в большом объеме (исключение делается для
сплава ВТ1, обработка которого разрешается на скоростях до
150 м/мин).
В отдельных случаях титановые сплавы подвергают электро-
химической обработке. Подробно с указанным видом обработки
можно ознакомиться, например, в работе [92].
22.3. Обрабатываемость резанием жаропрочных
и нержавеющих сталей и сплавов
Жаропрочными называются материалы, способные работать в
напряженном состоянии в газовых средах при высоких температу-
рах без химического разрушения, обладающие высокой коррозион-
ной стойкостью в агрессивных средах.
16 Зак. 639
481
Группа I Наименование мате- риала Химический состав Марка материала Рабочая тем- пература, К
1 2 3 4 5
I Теплостойкие хроми-
стые стали перлитного
и мартенситного клас-
сов
Сг = 5...6 % Х6С, Х7СМ
Мо = 0,5.. .0,6 % 20ХЗМВФ
Si =0,5...2,0 % (ЭИ415)
773...873
II Нержавеющие высо-
кохромистые стали фер-
ритного и мартенситно-
го классов
Сг>10.. 13 % и
другие легиру-
ющие элементы
до 1...2 %
1X13, 2X13,
1Х17Н2,
1Х12Н2ВМФ,
(ЭИ961), (ЭП56),
10Х16Н4БА,
23Х13НВМФА,
ЭП65
803...853
III Нержавеющие и жа-
ропрочные стали аусте-
нитного и переходного
аустенитно-мартенсит-
ного классов
Сг, Ni и малое ЗХ18Н8Т
количество других 1Х21Н5Т
легирующих эле- (ЭИ811)
ментов
803...853
IV Жаропрочные и ока- Большое коли- 4Х12818МФБ
линостойкие сложно- чество Сг, Ni и (ЭИ481),
легированные стали аустенитного класса других легиру- ющих элементов (Мп, Мо) ЭИ395 923
V Жаропрочные дефор- Сложнолегиро- ХН77Т10
мируемые сплавы на ванные (ЭИ437),
железоникелевой ос- ХН35ВТ10
нове (ЭИ787),
ХН51ВМФЮ
(ЭП202),
ХН75ВМФЮ
1023...1073
482
Таблица 22.2
Материал режущей части Скорость резания при обработке k v, м/с (£=1/60)
точение фрезерование сверление
черновое чистовое торцевое конце вое твердым сплавом быстроре- жущей сталью по отноше- нию
к ста- ли 45 к ста-| ЛИ I Х18Н9Т
6 7 8 9 10 И 12 13 14
Т5КЮ Т15К6,
ВК8 Т30К4
Т15К6
Винто-
вые
пластин-
ки
Т15К6,
Т5КЮ,
ВК8
— 160...200 50...60 0,8 1,6
Т5КЮ,
ВК8
Т15К6
HRC Винто- HRC
40-Р18, вые <40Р18 140... 160 35...45 0,65 1,3
ВК8, пластин- HRC
HRC ки ВК8 <40—
40- и Р18 ВК8,
Т15К6 ВК6М
ВК8Р ВК6М, ВК6М, Винто- Р9К5, 120...150 25.. , .35 0,5
(*>ю, s0>0,8), ВК8, Т5КЮ, ВК8 (*о= =0,5... Т15К6 ВК8 вые Р10К5Ф5, 100... 120 пластин- Р18 ки ВК8 и Р18, Р10К5Ф5, Р14Ф4 20.. ,.30 0,43
1,0
0,85
0,8)
ов>75— Т15К6, Р18, Р9К5, Р10К5Ф5, Р9К5, Р18 80...90 15...25 0,30 0,6
ВК8, ав<75— ВК6М, Р18
ВК6М ВК6М, ВК8
ВК6М
ВК8 ВК6М Р18 Р18 Р9К5, 40...45 8... 12 0,16 0,32
обычное, Р10К5Ф5, 22...25 9... 12 0,12 0,24
ВК6М Р18
прерыви-
стое,
Р10К5Ф5
Р9К5,
Р18
16*
483
11 2 3 4 1 * 1
(ЭИ827), ХН62ВМКЮ (ЭИ867)
VI Жаропрочные литей- ные сплавы на никеле- вой основе Сложнолегиро- ванные ВЖ36Л2, ЖС6К, жсздк, А НВ-300 1173 и 1273
VII Сплавы на титановой Ti
основе
ВТ1, ВТ5,
ВТЗ-1, ВТ6,
ОТ4-2, ВТ8
573...773
VIII Тугоплавкие металлы и
их сплавы
W
Мо
Nb
Та
2273
1973
1273
1473
Нержавеющими называются материалы, обладающие высокой
антикоррозионной стойкостью в агрессивных средах, т. е. в атмосфе-
ре воздуха, паров воды и.кислот.
По своим физико-механическим свойствам жаропрочные, жа-
ростойкие и нержавеющие стали и сплавы имеют много общего, что
обусловливает их технологические качества. В зависимости от хи-
мического состава и с целью обеспечения удовлетворительной обра-
батываемости резанием труднообрабатываемые стали и сплавы
имеют различную структуру: ферритную, мартенситно-ферритную,
аустенитную и аустенитно-мартенситную. В связи с этим стали бы-
вают различных классов. Например, жаропрочные и жаростойкие
стали чаще всего относятся к аустенитному классу. Структура та-
ких сталей представляет собой твердый раствор аустенита с гране-
центрированной кристаллической решеткой. Кроме того, большая
часть деформируемых жаропрочных сплавов относится к типу
дисперсионно-твердеющих. Высокая дисперсность структуры повы-
шает сопротивление ползучести сплавов и препятствует возникно-
вению и развитию процессов скольжения.
По уровню обрабатываемости резанием жаропрочные и нер-
жавеющие (коррозионно-стойкие) стали и сплавы в зависимости от
химического состава подразделяются на восемь групп (табл. 22.2)
[86, 98].
Важно отметить, что такие механические характеристики ста-
лей и сплавов, как пределы прочности ов и твердость НВ, а также
484
Окончание
6 7 1 8 9 1 10 1 11 12 1 13 14
20...23 15...18 6...11 5...10 0,11 0,75 0,2 0,15
ВК8, ВК6М преры- вистое, Р9К5, Р18 ВК6М ВК6М, ВК8 Винто- вые пластин- ки ВК8 ВК8, ВК6М 8... 10 4...6 0,04 0,08
ВК6М, ВК4, ВК8 ВК2, Т15К6 ВК4, ВК8 ВК8 Р18, ВК6М 80.. 55... 50.. 45... 40... .120 .60 .60 .50 .50 । 25...30 15...20 15...18 12...15 0,45 0,25 0,20 0,90 0,50 0,40
ВК8, Р18, ВК6М, Р18 ВК8, ВК6М, Р18 ВК6М ВК6М, Р18 Р18 Р18 Р18 Р18 25.. 90.. 70.. 70.. .40 5...8 .120 12...16 .100 30...50 .100 30...50 0,10 0,20 0,40 0,40 0,20 0,40 0,80 0,80
значение истинного предела прочности SK, при обычной температуре
и отсутствии деформации примерно равны (табл. 22.3) [86]. Поэто-
му худшая обрабатываемость жаропрочных и нержавеющих сталей
и сплавов по сравнению со сталью 45 объясняется физико-механи-
ческими характеристиками, химическими свойствами, структурой,
теплофизическими показателями, которые в упрочненном состоянии
и после нагрева значительно отличаются от исходных.
Приведем некоторые свойства жаропрочных и нержавеющих
материалов, затрудняющие их механическую обработку [14, 32, 53].
К таким свойствам относятся следующие.
1. Высокое упрочнение материала в процессе деформации ре-
занием. Жаропрочные и нержавеющие стали чаще всего относятся
к сталям аустенитного класса, имеющим кристаллы с формой
гранецентрированного куба с 12 возможными направлениями сколь-
жения. Поэтому сплавы аустенитного класса характеризуются
низким пределом текучести при том же пределе прочности, т. е.
они весьма пластичны. Заметим, что пластичность определяется
отношением условного предела текучести, соответствующего
0,2 %-ной остаточной деформации, к пределу прочности (ао,2/<тв).
Для жаропрочных сталей это соотношение составляет 0,40...0,45, в
то время как для конструкционных сталей оно равно 0,60...0,65 и
более. Чем меньше отношение оо.г/св, тем более пластичен матери-
ал и тем большие работу и силы резания надо затратить на снятие
одного и того же объема такого материала.
485
Таблица 22.3
Марка стали МПа «.20°. % о СО НВ,МПа
Сталь 45 650 15 750 1900
2X13 (ЭЖ2) 500 27 635 1400...1600
Х18Н10Т 500...600 40...42 775 1520
ВТ2 1150 10 1270 2500...2700
Повышенная способность к упрочнению жаропрочных и нержа-
веющих материалов приводит к тому, что в процессе резания ав
возрастает примерно в 2, а от — в 3...4 раза, а относительное удли-
нение уменьшается с 40...65 до 5...10 %.
Исследования микротвердости корней стружки показали, что
величина ее при точении стали Х18Н10Т примерно в два раза боль-
ше, чем у недеформированного металла; относительное упрочнение
для сплавов 4Х12Н8Г8МФБ (ЭИ 481), ХН70ВМТЮ (ЭИ 617) со-
ставляет 50...60 %, что значительно ниже этих же значений при об-
работке конструкционных материалов.
2. Малая теплопроводность жаропрочных и нержавеющих ста-
лей и сплавов способствует образованию повышенных температур
в зоне резания, активизации явлений адгезии и диффузии. В силу
этого использование твердых сплавов в качестве инструменталь-
ного материала не всегда возможно, а применение быстрорежу-
щих инструментов оправдано лишь при малых скоростях резания.
Повышению производительности обработки указанных материалов
и стойкости инструмента способствует применение соответствующе
подобранных СОЖ.
3. Способность сохранять исходную прочность и твердость при
повышенных температурах приводит к тому, что в процессе реза-
ния инструмент испытывает высокие удельные нагрузки. Так, при
нагреве сплава ХН77ТЮ (ЭИ437А) до температуры 973 К его пре-
дел прочности составляет <ув = 900... 1000 МПа, а при температуре
1073 К — ов = 800...900 МПа. В свою очередь при нагреве стали
45 до этих температур прочность ее снижается в 3...5 раз. Из при-
веденного примера видно, что весьма слабое разупрочнение жаро-
прочных и нержавеющих материалов при нагреве до высоких
температур приводит к тому, что на передней поверхности режуще-
го инструмента действуют высокие удельные нагрузки до 5000...
...9000 МПа. Другими словами можно сказать, что при резании жа-
ропрочных и нержавеющих материалов удельные нагрузки соот-
ветствуют нагрузкам, возникающим при обработке закаленных
конструкционных сталей с HRC 60...64.
4. Большая истирающая способность жаропрочных и нержаве-
ющих сталей и сплавов обусловлена наличием в них, кроме фазы
твердого раствора, еще и второй фазы, когда образуются инт рме-
486
таллидные или карбидные включения. Последние, подобно абрази-
ву, истирают инструмент, вызывая ускоренный его износ. Важно
отметить, что в процессе пластической деформации жаропрочных и
нержавеющих материалов происходит выпадение карбидов, твер-
дость которых приближается к твердости пластинок твердых метал-
локерамических сплавов групп ВК и ТК. Так, твердость пластинок
из ВК8 1Н= 13881 МПа, Т15К6 1Н= 14322,6 МПа, а микротвер-
дость карбидов, выпадающих при деформации стали Г12,— 1Н =
= 12988 МПа. Высокая твердость карбидов и воздействие высоких
температур приводит к интенсивному абразивному и диффузионно-
му износу при резании контактных поверхностей инструмента. К то-
му же коэффициенты трения нержавеющей стали по твердым спла-
вам во много раз больше, чем при трении, например, обычной ма-
лоуглеродистой стали 20.
При повышенной истирающей способности жаропрочных и осо-
бенно литых на никелевой основе сплавов предъявляются особые
требования к прочностным характеристикам и износостойкости
режущего инструмента. Рабочие поверхности зубьев инструмента
должны быть тщательно доведены и подвергнуты специальной хи-
мической обработке с целью образования на них прочных пленок,
снижающих коэффициент трения. В качестве СОЖ целесообразно
использовать металлические расплавы [14].
5. Пониженная виброустойчивость движений при резании не-
ржавеющих и жаропрочных материалов обусловлена их высокой
упрочняемостью при неравномерном процессе пластического дефор-
мирования. Возникновение вибраций приводит к микро- и макровы-
крашиванию режущих лезвий инструментов. Кроме того, износ ин-
струментов усиливается из-за наличия схватывания сходящей
стружки с его передней поверхностью.
Учитывая рассмотренные особенности, физическую сущность
процесса резания нержавеющих и жаропрочных материалов, можно
свести к следующему [86]: вначале инструмент врезается в неупроч-
ненный металл и под его воздействием происходит пластическая
деформация слоя металла, сопровождаемая поглощением прикла-
дываемой энергии извне. Срезаемый слой металла упрочняется при '
этом и становится хрупким, а затем происходит сдвиг и образование
элемента стружки. Ввиду малой теплопроводности обрабатываемо-
го материала теплота резания концентрируется в зоне снятия
стружки и способствует активизации процессов адгезии и диффу-
зии, вызывая тем самым разрушение режущих лезвий инструмента.
Указанные явления наряду с повышенными абразивными механиче-
скими свойствами нержавеющих и жаропрочных материалов при
высокой температуре, а также переменное воздействие этих факто-
ров, обусловленное вибрациями, интенсифицируют процесс износа
режущих инструментов.
6. Жаропрочным и нержавеющим материалам присущи значи-
тельная разнозернистость и неравномерность выделения карбидов
и интерметаллидной фаз после их ковки, прокатки и особенно
литья. Наличие таких зон приводит к резкому возрастанию сил ре-
487
зания и температуры, что в значительной степени сказывается на
затуплении и разрушении режущих лезвий инструмента.
Для улучшения обрабатываемости резанием аустенитно-кар-
бидных сталей с высоким содержанием углерода и интерметаллид-
ных включений, содержащих титан и алюминий, очень важное зна-
чение имеет проводимый перед обработкой отжиг или отпуск, в ре-
зультате чего из твердого раствора выделяются вторичные фазы и
уменьшается интенсивность упрочнения материалов.
Указанные особенности жаропрочных и нержавеющих сталей
и сплавов резко ухудшают их обрабатываемость резанием по срав-
нению с обычными конструкционными сталями и чугунами.
Скорость резания с повышением жаропрочности труднообра-
батываемых сталей и сплавов снижается до 10...20 раз по сравне-
нию с обработкой обычной конструкционной стали 45 (см.
табл. 22.2). При этом в 1,5...2,5 раза возрастают силы резания, что
является причиной более высоких температур в зоне резания, а
также низкой стойкости режущего инструмента. Кроме того, ско-
рость резания при обработке нержавеющих сталей и сплавов на
никелевой основе снижается по сравнению с обработкой обычной
конструкционной стали 45 соответственно с учетом коэффициентов
0,6; 0,3 и 0,05. Скорости резания, применяемые при обработке вы-
сокопрочных сталей и сплавов, обычно обратно пропорциональны
квадрату их предела прочности. Если скорость резания при обра-
ботке нержавеющей стали 2X13 твердосплавным и быстрорежущим
инструментами соответственно не превышает 150...300 м/мин, то ско-
рость резания при обработке сплава ЖС6К на никелевой основе
твердосплавным инструментом не больше 12...20 м/мин, а быстроре-
жущим 0,5... 1 м/мин. Указанный уровень скоростей при обработке
жаропрочных материалов имеют, например, протяжки [34].
22.4. Обрабатываемость тугоплавких
и неметаллических материалов
Тугоплавкие материалы содержат в качестве легирующих эле-
ментов вольфрам, молибден, хром и их сплавы, а также ниобий,
тантал и ванадий. По обрабатываемости резанием тугоплавкие ма-
териалы разделяют на три группы [41, 86]: 1) вольфрам и его спла-
вы; 2) молибден, хром и их сплавы; 3) ниобий, тантал, ванадий.
Сплавы на основе вольфрама обладают высокой механической
прочностью (ов до 1079 МПа) и твердостью (НВ до 4900). Детали
из вольфрама обычно получают методами порошковой металлургии
или дуговой и электронно-лучевой плавкой, используя при этом
нелегированный ковкий вольфрам с плотностью 98... 100 °/о либо
пористый вольфрам, пропитанный серебром или медью. Пропитка
вольфрама указанными элементами способствует хорошей его
обрабатываемости резанием со скоростями до 400...600 м/мин. На-
оборот, обработка резанием ковкого нелегированного вольфрама
весьма затруднительна, что объясняется высокой его хрупкостью,
твердостью, теплостойкостью и высоким абразивным воздействием
488
на режущий инструмент. Допускаемые скорости резания при обра-
ботке вольфрама не превышают 60...90 м/мин. К тому же вольфрам
с материалом режущего инструмента образует нестойкие окисные
пленки, что способствует усиленному износу инструмента.
Стружкообразование при резании вольфрама протекает по
схеме хрупкого разрушения (см. рис. 22.1) с образованием весьма
шероховатой обработанной поверхности. По мере увеличения ско-
рости резания мелкодробленая стружка переходит в непрерывную,
а шероховатость обработанной поверхности уменьшается. В силу
этого при точении нелегированного вольфрама для черновых опера-
ций рекомендуются следующие режимы резания: s = 0,25...0,3 мм/об,
о = 40...60 м/мин, а для чистовой — s=0,18...0,23 мм/об, о = 60...
90 м/мин.
Глубина резания не должна превышать 1,5 мм, так как при то-
чении вольфрама сила Ру составляет 30...50 % от полного значения
силы резания и интенсивно возрастает с увеличением ширины сре-
за. Это вызывает повышенный износ инструмента, особенно с от-
рицательными значениями угла наклона лезвия X.
Для получения обработанной поверхности деталей высокого
качества из вольфрама следует конструировать режущий инстру-
мент без острых углов и кромок из-за опасности их выкрашивания,
а также вести обработку инструментом от середины к торцам за-
готовки с большими значениями передних углов.
Улучшению обрабатываемости вольфрама резанием способст-
вует предварительный подогрев заготовок до температур 573...673 К,
обеспечивающий повышение пластичности вольфрама. В результа-
те увеличивается стойкость инструмента и снижается опасность
выкрашивания и растрескивания обрабатываемой поверхности.
Обрабатываемость улучшается также при пропитке вольфрама
расплавленным металлом, не вступающим с ним в химическое
соединение. Чаще всего вольфрамовые заготовки пропитывают
медью и ее сплавами [148]. Пропитывающий материал служит на-
полнителем и твердой смазкой, а также предотвращает вырывание
частиц и растрескивание вольфрама. После обработки пропитанной
заготовки обычными твердосплавными или быстрорежущими резца-
ми ее нагревают и тем самым удаляют пропитывающий материал.
При анодно-механической разрезке вольфрама хорошие ре-
зультаты достигаются на режимах: рабочий ток 30...40 А, напря-
жение 18...22 В, скорость подачи заготовки 6...25 м/мин.
Молибден, также как и вольфрам, обладает низкой обрабаты-
ваемостью резанием, хотя он и более пластичен, чем вольфрам.
Молибденовые заготовки получают плавкой или методом порошко-
вой металлургии. Молибден, получаемый плавкой, лучше поддается
обработке резанием, меньше склонен к растрескиванию, а следо-
вательно, при его обработке достигается менее шероховатая поверх-
ность по сравнению с обработкой порошкообразного молибдена.
Однако при резании молибдена обоих видов из-за его высокой
истирающей способности износ инструмента протекает весьма ак-
тивно. Применение СОЖ ограничено, так как молибден активен и
489
легко взаимодействует, например, с осерненными маслами. Приме-
нение 10 %-ного эмульсола снижает шероховатость обработанной
поверхности и несколько увеличивает стойкость резцов. Более ощу-
тимые результаты дает применение смеси хлорированного масла с
трихлорэтиленом в пропорции 1:1. Однако пары этой жидкости
токсичны и требуют проведения специальных мер по технике без-
опасности.
Пределы изменения скоростей резания также ограничены. При
резании молибдена с высокими скоростями наблюдается интенсив-
ный износ инструмента, а обработка на низких скоростях приводит
к образованию грубой шероховатой поверхности. К тому же более
высокое качество обработанной поверхности достигается при повы-
шенной жесткости системы СПИД.
Эффективным способом резки указанных тугоплавких материа-
лов является анодно-механическая обработка, осуществляемая
стальной лентой с применением электролита из водного раствора
жидкого стекла (р=1,3 г/см3, £7Р=22...24 В).
Для обработки заготовок из молибдена применяют также ульт-
развуковой, электроискровой и электрохимический процессы. В ка-
честве электролита для электрохимической обработки используют
10 %-ный едкий калий, а для электролитического полирования при-
меняют электролит, содержащий 150 мл метилового спирта (95 %),
50 мл концентрированной соляной кислоты и 20 мл концентриро-
ванной серной кислоты.
Ниобий характеризуется весьма высокой пластичностью и ма-
лой прочностью. При его обработке резанием, как и меди, отме-
чается наволакивание материала на рабочие поверхности инстру-
мента. Это приводит к увеличению сил трения, температуры в зоне
резания, шероховатости обработанной поверхности. С целью обес-
печения удовлетворительных условий резания рекомендуется при
точении ниобия применять резцы из сплавов ВК6М и стали Р18 с
у = 25°, а=15°, ф = 60°, ф1 = 10° и Х=0° с и = 50 м/мин, $о = О,2...
0,3 мм/об при черновой обработке и с s0 меньше 0,125 мм/об — при
чистовой.
Бориды тугоплавких металлов относятся к особо жаропрочным
материалам. Однако они очень твердые, хрупкие и восприимчивы к
тепловым ударам. Так, микротвердость борида TiB2 равна
33700 МПа, a ZrB2 — 22500 МПа. Наиболее часто применяемые
бориды по хрупкости располагают в следующей последовательно-
сти: ZrB2, TiB2, СгВ2. Заготовки из них получают методами порош-
ковой металлургии, обычно горячим прессованием [87].
Для обработки боридов применяют шлифование, резку абра-
зивами. Особенно эффективно использование ультразвукового и
анодно-механического процессов. Объясняется это повышенной
хрупкостью боридов, что при ультразвуковой обработке позволяет
достигать производительности 20...30 мм3/мин при мощности УЗГ
600 Вт, в то время как при тех же условиях для твердого сплава
производительность равна 6...8 мм3/мин. В случае анодно-механиче-
ского процесса повышенная производительность при обработке бо-
490
ридов титана, вольфрама и циркония объясняется низкой их стой-
костью под воздействием электрической дуги. В качестве инстру-
ментов при этом используется вращающийся диск, а для обработ-
ки деталей более сложной формы применяется анодно-механиче-
ское долбление.
Механическая обработка алмазов состоит чаще всего в их
распиливании вращающимся бронзовым диском толщиной 0,05...
0,08 мм, который шаржирован алмазным микропорошком. Меха-
низм резания этим способом заключается в удалении микрочастиц
с обрабатываемой поверхности в результате хрупкого разрушения
алмаза после многократного воздействия алмазного микропорошка
на диске. Хрупкое разрушение алмаза обусловлено скольжением
по его поверхности значительного количества микрозерен абразива,
под воздействием которых происходит микроскалывание поверхно-
стного слоя с образованием в нем полукольцевых микротрещин.
Скольжение частиц абразива по местам, где уже имеются микротре-
щины, приводит к их увеличению и последующему микровыкраши-
ванию с образованием отдельных микровыступов в плоскости среза.
Воздействие зерен на образовавшиеся микровыступы вызывает
микроудары, что интенсифицирует процесс разрезки алмаза.
Важно отметить, что при описанном методе обработки алмазов
тангенциальная сила Pz в 15...30 раз превышает составляющую си-
лу Ру, а температура резания вследствие высокой теплопроводно-
сти алмаза низка и не превышает 473...573 К.
Кроме того, на производительность обработки алмазов боль-
шое влияние оказывает скорость вращения пильного диска. При
скоростях 15...20 м/с производительность обработки низка из-за
малой частоты воздействия микрозерен на обрабатываемую по-
верхность. Увеличение скорости вращения диска до 45 м/с способ-
ствует уменьшению как глубины врезания каждого абразива на
каждый цикл резания, так и шероховатости обработанной повер-
хности. Вместе с тем производительность обработки растет из-за
более частого воздействия каждого абразива на обрабатываемую
поверхность. Дальнейшее увеличение скорости вращения диска
(и>45 м/с) приводит к снижению производительности вследствие
интенсивного отрыва от диска абразива более крупных фракций
под действием центробежных сил. Поэтому оптимальной скоростью
вращения диска, обеспечивающей наибольшую производительность,
удовлетворительное качество поверхности после распиливания
алмаза и наименьший расход абразива, следует считать скорость,
находящуюся в пределах 40...45 м/с [33].
ГЛАВА 23. ОБРАБОТКА РЕЗАНИЕМ ПЛАСТМАСС
23.1. Физические основы процесса резания
пластмасс
Общие сведения. Из неметаллических материалов широкое
распространение для изготовления различных деталей машин полу-
чили пластмассы. К положительным свойствам пластмасс следует
отнести их небольшую плотность, удовлетворительную прочность,
высокие антифрикционные шумо- и вибропоглощающие свойства,
небольшую трудоемкость в изготовлении деталей из них, достаточ-
но высокую антикоррозионную стойкость.
Процесс резания пластмасс определяется видами наполнителя
и связующего материала, а также технологическим процессом их
получения.
По виду наполнителя пластмассы делятся [86]:
1) на композиционные, которые в свою очередь подразделя-
ются на порошкообразные (древесная мука, микроасбест), волокни-
стые (асбестовые и рубленые стеклянные волокна, текстильные
волокна) и с наполнителем в виде крошки. К этим видам пластмасс
относятся фенопласты, аминопласты, волокнит и др.;
2) на слоистые, наполнителем у которых служат ткани, бума-
га и древесный шпон. Примерами этих видов пластмасс может
служить текстолит, гетинакс, балинит, стеклотекстолиты и ориен-
тированные стеклопластики;
3) на литые из чистых смол без наполнителя.
По виду связующего материала пластмассы подразделяются:
1) на термореактивные, у которых связующим веществом явля-
ются фенолформальдегидные смолы. Такие смолы применяются
для изготовления композиционных и слоистых пластмасс. Кроме
того, эти пластмассы под действием теплоты резания в процессе
обработки переходят в необратимое неплавкое и нерастворимое
состояние, т. е. при нагревании не размягчаются;
2) на термопластические литые, при производстве которых ис-
пользуются смолы. Заготовки из таких пластмасс получают мето-
дами литья под давлением, экструзией и другими способами. Под
действием повышенной температуры они размягчаются, сохраняя
свою плавкость и растворимость, и допускают повторное формо-
вание.
492
Основные механические свойства наиболее распространенных
пластмасс [138] зависят главным образом от вида смолы и харак-
тера наполнителя. В свою очередь свойства чистых смол определя-
ются ориентацией их молекулярной структуры, а свойства,
количество и ориентация наполнителя в наибольшей степени
влияют на механические характеристики пластмасс. Заметим,
что прочность отдельных видов древисто-слоистых пластмасс и
стеклопластиков приближается к прочности углеродистой ста-
ли и иногда превосходит прочность чугуна, бронзы, алюминия,
меди.
Отмечая положительные свойства пластмасс, необходимо учи-
тывать и целый ряд их недостатков: низкие теплопроводность и теп-
лостойкость, старение под действием температуры и влажности,
ползучесть. Теплопроводность пластмасс в 500...600 раз ниже
теплопроводности металлов, а детали из них могут работать в ин-
тервале температур от 213 до 473 К. Исключение составляют
пластмассы на основе кремний-полимеров, фурфурольных компози-
ций и фторопластов, детали из которых могут удовлетворительно
работать при температурах до 573...623 К.
Старение пластмасс протекает значительно интенсивнее, чем
металлов, что приводит к снижению первоначальных механических
свойств до 30 %. К тому же ползучесть пластмасс выражается
гораздо сильнее, чем у металлов.
Для того чтобы оценить свойства пластмасс с позиций обра-
батываемости их резанием, необходимо ознакомиться с некоторыми
вопросами механизма стружкообразования, значениями'сил, де-
формаций и температур, возникающих в процессе резания при раз-
личных режимах, а также конструктивными особенностями режуще-
го инструмента.
СтружКообразование. Изучение стружек, образуемых в процес-
се резания пластмасс, как и при обработке металлов, позволяет
судить о различных явлениях, возникающих в зоне резания (де-
формациях, температуре), а также о качестве обработанных повер-
хностей.
При обработке слоистых термореактивных пластмасс, облада-
ющих изотропными свойствами, получаются разные виды стружек.
Резание вдоль слоев наполнителя сопровождается образованием
стружки типа сливной. Прочность такой стружки очень мала.
Обработка перпендикулярно слоям наполнителя во всех случаях
приводит к образованию стружки надлома, а следовательно, к пре-
рывистому резанию. Изменение режима резания в данном случае
практически не влияет на характер стружкообразования. Вместе
с тем с возрастанием износа инструмента раздробленность струж-
ки надлома увеличивается, цвет ее изменяется, что указывает на
резкое возрастание температуры в зоне резания.
Стружка надлома образуется также при обработке термореак-
тивных и прессовочных термореактивных пластмасс. В последнем
случае стружка состоит из большого количества мелких отдельных
частиц и пыли независимо от того, каким инструментом и при
493
каких режимах производится обработка. Образование нароста при
обработке указанных материалов не наблюдается.
Резание термопластичных пластмасс почти во всех случаях
сопровождается образованием сливной стружки, хотя по мере уве-
личения подачи может наблюдаться переход от сливной стружки
к элементной. Появление элементной стружки во многом определя-
ется количеством выделившейся теплоты и величиной температуры
в зоне резания. Если теплота резания достаточна и срезаемый
слой размягчается, получается сливная стружка, а если теплоты не-
достаточно для ее разогрева, то выходит элементная стружка.
Следует отметить, что при резании пластмасс стружка образу-
ется главным образом вследствие преодоления упругих деформаций,
а упруго сжатый во время резания материал после прохождения
режущего лезвия упруго восстанавливается. Величина упругого по-
следействия для соответствующих материалов и режимов резания
будет различной, но значительно выше, чем при обработке сталей.
В большинстве случаев упругое последействие приводит к возникно-
вению за режущим лезвием инструмента напряжений, которые мо-
гут превышать предел прочности обрабатываемых пластмасс и вы-
зывают разрывы и трещины на обработанной поверхности.
Установлено [49], что при резании пластмасс появляются сле-
дующие наиболее характерные типы стружек: непрерывная слив-
ная, непрерывная стружка скалывания, простая и сложная пре-
рывистая стружка скалывания, а также прерывистая с трещинами.
При обработке политетрафторэтилена или полиэтилена, облада-
ющих высокой упругостью и большим удлинением при разрушении,
с малыми скоростями резания образуется непрерывная сливная
стружка. Толщина ее примерно равна глубине резания вследствие
того, что деформация стружки преимущественно упругая. Заметим,
что при обработке сталей сливная стружка наоборот получается
вследствие интенсивной пластической деформации.
Образование сливной стружки при обработке пластмасс жела-
тельно, так как в этом случае при подборе соответствующих режи-
мов резания и геометрических параметров инструментов достига-
ется высокая точность обработки.
Непрерывная стружка скалывания соответствует сливной
стружке при обработке металлов. Образуется она вследствие ска-
лывания, направленного вдоль плоскости сдвига вследствие малых
интервалов между элементами сдвига. Для непрерывной стружки
скалывания характерно то, что следы сдвига частично остаются на
поверхности стружки, а толщина ее обычно больше толщины среза-
емого слоя. Условия резания и материал, при обработке которого
обеспечивается получение стружки данного типа, считаются прием-
лемыми для достижения высокого качества обработанной поверх-
ности.
Если стружка образуется скалывающим действием вдоль пло-
скости сдвига со значительными интервалами между элементами
сдвига, следует ожидать появления обычной прерывистой стружки
скалывания. Указанного типа стружка получается, когда напряже-
494
ния в плоскости сдвига становятся больше предела прочности ма-
териала. Обработанная поверхность при этом весьма грубая.
В связи с этим следует избегать таких условий обработки, при ко-
торых появляется прерывистая стружка скалывания.
Крайне нежелательно образование стружек скалывания
сложной прерывистой и прерывистой с трещинами. Первый тип
стружки наблюдается, например, при обработке полистирола с
отрицательным передним углом в результате сложного напряжения,
в котором сжимающие напряжения взаимодействуют с напряже-
ниями сдвига. Второй тип стружки возникает при резании хрупких
материалов, например фенопластов, полиэфиров или эпоксидных
смол, а также термопластов инструментами с большими передними
углами (у до 40°) и при большой глубине резания. Опережающая
трещина обычно направлена в глубь обрабатываемого материала,
что приводит к образованию весьма грубой обработанной поверхно-
сти с наличием зазубрин и трещин.
Силы резания. В процессе обработки пластмасс на режущий
клин инструмента действуют силы, приложенные к передним и зад-
ним его поверхностям. Однако соотношение этих сил будет иным,
чем при обработке металлов. Вследствие упругого последействия
величина сил, действующих по задним поверхностям, превосходит
силы, действующие по передней поверхности инструмента.
Так как по сравнению с металлами пластмассы обладают бо-
лее низкими механическими свойствами, силы резания при их
обработке значительно меньше, а соотношение Pz, Рх и Ру будет
иным. Например, при точении термореактивных и термопластич-
ных пластмасс сила Pz соответственно в 10... 15 и 10...20 раз мень-
ше, чем при резании металлов, а сила Ру составляет 85...95 °/о зна-
чения силы Pz [138]. С увеличением скорости резания урез силы ре-
зания сначала возрастают, а затем снижаются. Вместе с тем по
абсолютной величине изменение сил при различных скоростях ре-
зания настолько мало, что при выводе формул для определения
сил резания этими изменениями пренебрегают.
С увеличением глубины резания и подачи силы резания возра-
стают, особенно заметно с ростом износа инструмента. Например,
при точении стеклолита СТ резцом, оснащенным пластинкой твер-
дого сплава ВК2 с v = 5 м/с, s = 0,21 мм/об, t = 3 мм, силы PZi Ру и
Рх с повышением износа резца с h3 от 0,1 до 0,85 мм соответственно
увеличиваются: Pz-на 260 %, а Ру и Рх на 116 %. Эмпирические за-
висимости PZi Ру и Рх от износа инструмента, согласно данным [138],
имеют вид: Pz= 118/i3°’62 Н; Pv = 465/i31’05 Н; Р^вЭ/г?’05 Н.
Значения сил резания при точении деталей из различных пласт-
масс в зависимости от s и t даны в табл. 23.1.
На величину сил резания при обработке пластмасс оказывают
влияние и свойства инструментального материала. Наименьшие
значения сил резания наблюдаются при использовании алмазного
инструмента. Так, при точении термореактивных пластмасс алмаз-
ными резцами силы Pz и Ру уменьшаются соответственно в 2 и
5...6 раз по сравнению с обработкой твердосплавными резцами.
495
Таблица 23J
Обрабатываемый материал Формулы для определения Рг- н
Органическое стекло 83/0.98 so,6
Полистирол ПТ-3 с двуокисью титана 3653Z0’84 s0.58y-0.04
Волокнит 96/°’77 Л43
Аминопласт 93/°'62 ,0,43
Фенопласт 845/s0,34
Гетинакс С/’98 S0.96
Стеклотекстолит: СТ 186/0,82 s1’08
ФН 161/0,87 s0,84
Снижению сил при резании алмазными инструментами способст-
вует весьма низкий коэффициент трения алмаза, значительно мень-
ший радиус округления режущих лезвий, а следовательно, и мень-
шее влияние упругого последействия обработанной поверхности
пластмасс на заднюю поверхность режущего клина инструмента.
По тем же причинам увеличение износа алмазного инструмента в
меньшей степени сказывается на росте сил резания.
Значительное влияние на силы резания при обработке неко-
торых пластмасс оказывают геометрические параметры резца и,
в частности, величина переднего угла. Так, при обработке слоисто-
го фенопласта на бумажной основе по данным работы [49] отмеча-
ется следующее:
1) с увеличением переднего угла силы резания уменьшаются;
2) резец с отрицательным передним углом в процессе резания
сжимает обрабатываемый материал, а с положительным растяги-
вает его, что изменяет направление силы резания Ру;
3) для каждого материала имеется критический передний угол,
при котором сила Ру равна нулю. Этот угол, как правило, является
оптимальным по величине, так как обеспечивает наибольшую точ-
ность обработанных поверхностей. Объясняется это тем, что направ-
ление равнодействующей силы резания совпадает с направлением
резания. При этих условиях деформация материала будет мини-
мальной. Заметим, что эффективность резания достигается при
применении режущего инструмента с критическим передним углом
или углом, превышающим его критическое значение. Значение кри-
тического переднего угла для различных видов пластмасс опреде-
ляется экспериментально.
Температура. Как при обработке металлов, так и при обработ-
ке резанием пластмасс источником образования теплоты является
работа, затрачиваемая на деформацию срезаемого слоя, на пре-
одоление сил трения между обрабатываемым материалом и струж-
кой о заднюю и переднюю поверхности зуба инструмента. К тому
же теплота резания в обоих случаях распределяется в основном
между инструментом, деталью и стружкой. Однако величины со-
496
ставляющих баланса тепла при резании пластмасс и металлов раз-
личаются весьма существенно. Так, сливная стружка уносит боль-
шую часть тепла, чем стружка надлома. Основная же часть тепло-
ты резания переходит в режущий инструмент из-за низкой тепло-
проводности пластмасс, особенно термореактивных. И хотя твердые
сплавы могут без заметного ухудшения режущих свойств
выдерживать температуру 1173...1223 К, тем не менее концентрация
в инструменте основной доли выделяющейся при резании пластмасс
теплоты способствует интенсивному его износу.
Теплота резания в значительной степени изменяет свойства об-
рабатываемого материала. Если учесть, что теплостойкость боль-
шинства конструкционных пластмасс не превышает 573 К, то при
температуре 343...373 К в случае обработки термопластичных
пластмасс наблюдается оплавление обрабатываемой поверхности
и налипание срезаемой стружки на инструмент. Обработанная по-
верхность получается грубой, с задирами и с сильно искаженными
формой и размерами, а в отдельных случаях процесс резания ста-
новится вообще невозможным.
Снижение температур в зоне резания при обработке пластмасс
достигается:
1) за счет уменьшения сил трения между обрабатываемым ма-
териалом и задней поверхностью зуба инструмента, а также между
стружкой и передней поверхностью зуба при применении тща-
тельно полированного инструмента;
2) в результате использования алмазного инструмента, кото-
рый имеет значительно меньший коэффициент трения с обраба-
тываемым материалом по сравнению с другими инструментальны-
ми материалами и более высокий коэффициент теплопроводности;
3) вследствие применения инструментов с критическим по ве-
личине передним и большим задним углами, при работе которых
затрачивается минимальная работа, а следовательно, будет и
минимальное тепловыделение;
4) из-за охлаждения сжатым воздухом или охлаждающей
жидкостью, совместимой с видом пластмассы. При этом следует
помнить, что некоторые пластмассы поглощают влагу, и в таких
случаях применение охлаждающих жидкостей исключается;
5) путем подбора соответствующих режимов резания. При этом
наиболее сильное влияние на температуру в зоне обработки оказы-
вает скорость резания. Эмпирические зависимости температуры от
режимов резания при точении различных пластмасс по данным
[138] имеют вид:
для гетинакса 0°С = Се v°’28s0’23/0’22;
для фенопласта К -18 - 20°С = Се v°’32s°’24/°>17;
для аминопластов 0°С = Cq v0’28s°’24/0’21.
Износ инструментов. В качестве инструментальных материа-
лов для обработки пластмасс обычно используются быстрорежу-
щие стали, твердые сплавы группы ВК и алмазы. Износ инструмен-
17 Зак. 639
497
тов из названных материалов в основном протекает по задней по-
верхности и по своей природе является абразивно-механическим.
Объясняется это тем, что силы, приложенные к передней поверхно-
сти, очень малы вследствие низкой твердости пластмасс и не мо-
гут вызвать ее существенного истирания. В то же время из-за
повышенной упругости пластмасс силы, действующие со стороны
задних поверхностей зубьев, значительны и инструмент изнаши-
вается очень активно. Отсутствие износа зубьев инструмента
по передней поверхности и равномерный монотонный износ
по задней исключают катастрофический период их износа, как
это бывает у инструментов, работающих по металлу. Вместе с
тем периоды приработки и нормального износа характерны
также и для инструментов, применяемых при обработке пласт-
масс.
Износ инструментов быстрорежущих и твердосплавных при
низких скоростях резания происходит в основном из-за абра-
зивного истирания режущих зубьев. С увеличением скоростей ре-
зания растет количество выделившейся теплоты и интенсивность
износа. У твердосплавных инструментов при соответствующих усло-
виях обработки может наблюдаться хрупкое выкрашивание частиц
твердого сплава. Изменение в определенном диапазоне составля-
ющих режима резания по-разному влияет на тепловыделение и стой-
кость инструмента при обработке пластмасс. Поэтому математиче-
ские зависимости стойкости инструмента от режимов резания, по-
лученные различными исследователями, имеют значительные рас-
хождения.
Режущая способность алмазных инструментов значительно вы-
ше, чем твердосплавных и быстрорежущих. Износ алмаза происхо-
дит по задним поверхностям с образованием на них площадок с
множеством микрокромок. В процессе резания и нарастания износа
режущие микрокромки постоянно обновляются и острота их, а сле-
довательно, и силы резания, практически не изменяются. Особенно
высокую стойкость имеют инструменты из синтетических поликри-
сталлических алмазов, для которых развитие микротрещин на
площадках износа локализовано границами отдельных зерен и
блоков, в то время как для природных монокристаллов алмаза мик-
ротрещины могут распространяться на весь кристалл. Подобный
износ инструментов из синтетических алмазов определяет их высо-
кую стойкость и долговечность. В силу этого при использовании
синтетических алмазов для обработки пластмасс можно рекомендо-
вать максимально допустимые скорости резания.
Как указывалось ранее, для инструментов, обрабатывающих
пластмассы, отсутствует период катастрофического износа, а поэ-
тому в качестве критерия затупления может быть рекомендован
только технологический критерий. Он соответствует такой величине
износа инструмента, при которой отклонения от геометрической
формы и качественные характеристики обработанных поверхностей
становятся выше допустимых техническими требованиями к де-
тали.
498
Таким образом, отметим особенности, характерные для обра-
ботки пластмасс резанием, как это указано в учебном пособии
В. Н. Подураева [86]. К ним относятся:
1) склонность ряда пластмасс к скалыванию в процессе реза-
ния, что приводит к выкрашиванию поверхностей заготовок на вхо-
де и выходе инструмента и увеличению шероховатости поверхности
или так называемому «серебрению» их. Поэтому режущий клин зу-
ба инструмента должен иметь большое значение передних и задних
углов, а износ по задней грани зубьев инструмента, например сверл,
не должен превышать 0,1...1,5 мм, фрез — 0,4...0,5 мм при черновой
и 0,2...0,3 мм при чистовой обработках. Увеличение износа способ-
ствует росту шероховатости обработанной поверхности [31];
2) неоднородность строения пластмассы и различная твердость
ее составных частей затрудняет получение малой шероховатости
обработанной поверхности. В силу этого величина износа инстру-
мента, применяемого при их обработке, лимитируется, как прави-
ло, технологическим критерием затупления и прежде всего увеличе-
нием шероховатости обработанной поверхности;
3) сильное абразивное воздействие на инструмент при обработ-
ке отдельных видов пластмасс, например стеклотекстолита, имею-
щего составляющие с повышенными абразивными свойствами. По
данным [109], резец при обработке таких материалов изнашивается
сильнее, чем при обработке сталей 30, 50 и чугуна;
4) пониженная теплопроводность пластмасс, обусловливающая
плохой теплоотвод из зоны резания, и, следовательно, резкий нагрев
зубьев режущих инструментов, а также оплавление, задиры и раз-
рушение обработанной поверхности;
5) интенсивное пылеобразование, особенно при обработке тер-
мореактивных пластмасс, что требует применения специальных от-
сасывающих устройств;
6) трудность применения СОЖ из-за гигроскопичности от-
дельных видов пластмасс или из-за образования пасты из пыли и
СОЖ, которая налипает на поверхности деталей станка, вызывая
их корродирование, или попадает на инструмент, затрудняя обра-
ботку им. Поэтому при обработке пластмасс чаще всего для охлаж-
дения применяют сжатый воздух;
7) сложность получения точностных характеристик деталей
из-за большого упругого прогиба пластмассовых деталей, повышен-
ного коэффициента линейного расширения пластмасс, интенсивного
износа инструмента и других факторов.
Кроме того, при выполнении различных видов технологических
операций наблюдается изменение физико-механических свойств
пластмасс в процессе их резания. В этой связи рассмотрим некото-
рые виды технологических операций, наиболее часто применяемые
при обработке пластмасс, например точение, сверление, фрезеро-
вание, разрезку листов, протягивание, нарезание резьбы и абразив-
ную их обработку.
17*
23.2. Обрабатываемость пластмасс некоторыми
способами лезвийной обработки
Точение. Для придания высокой точности размеров деталям,
получаемым из прутков, отливок методом экструзии и прессования,
их обработку можно производить на универсальных металлорежу-
щих станках и автоматах либо на специализированных токарных
станках.
В качестве инструментального материала для изготовления
резцов чаще всего используются быстрорежущие стали, металлоке-
рамические твердые сплавы и алмазы. В случае прерывистого ре-
зания и для точения термопластичных пластмасс, не обладающих
высокими абразивными свойствами, используются резцы из быстро-
режущей стали, доведенные при их заточке боразоновыми кругами.
Они обеспечивают получение обработанной поверхности пластмасс
8-го класса шероховатости при удовлетворительной стойкости ин-
струмента.
Для обработки пластмасс, обладающих повышенными абра-
зивными свойствами (например, полистирол с наполнителем из
двуокиси титана), применяют резцы, оснащенные твердым сплавом
группы ВК. Иногда при обработке термореактивных пластмасс,
имеющих значительные механические характеристики, используют
резцы, оснащенные твердым сплавом группы ТК и ТТК. Однако
установлено, что износостойкость резцов группы ВК в шесть раз
выше резцов группы ТК, так как первые обладают в 1,6...2,6 раза
большей теплопроводностью. Для примера в табл. 23.2 [138] приво-
дится минутная стойкость твердосплавных резцов при точении сте-
клотекстолита СТ и фенопласта К-18-2. Особо следует отметить,
что точение алмазными резцами обеспечивает максимальную про-
изводительность и наименьшую шероховатость поверхности при
высокой стойкости инструмента, так как алмаз из всех инструмен-
тальных материалов имеет самую высокую твердость, теплопровод-
ность, низкий коэффициент трения и позволяет затачивать режущие
кромки с минимальным радиусом округления. Вместе с тем алмазы
обладают низким сопротивлением изгибу, а поэтому применение
алмазных инструментов при прерывистом резании нецелесообразно.
Токарные резцы по форме и назначению аналогичны резцам,
применяемым для обработки металлов. При выборе их геометри-
ческих параметров имеются определенные трудности, так как свой-
ства пластмасс в различных направлениях нестабильны и могут
отличаться даже в пределах одной детали с учетом того, что реза-
ние проводится вдоль слоев наполнителя или перпендикулярно им.
Наибольшее влияние на стойкость резцов оказывает величина
заднего угла. Она должна быть максимальной, так как с увеличе-
нием а уменьшается воздействие упруго восстановленного мате-
риала после прохождения режущего инструмента. Однако чрезмер-
ное увеличение а недопустимо из-за снижения теплоотводящей
способности режущего клина, или зуба инструмента, и поэтому при
обработке пластмасс оптимальным является а= 15...20°.
500
Таблица 23.2
Материал резцо в Стекло- текстолит СТ Фенопласт К-18-2 Материал резцов Стекло- текстолит СТ Фенопласт К-18-2
ВК2 18 — Т15К6 3,8 5,5
вкзм 13 20 Т5К12В 2 —
ВК6М 12,5 10,5 Т5КЮ 1,9 2
ВК4 11,8 14 ТТ10К8А 1,7 —
ВК6 11 11 ТТ7К12 1,6 —
ВК8 4 5 Т14К8 1,5 6
Т30К4 4,3 1
Передняя поверхность резцов, как правило, должна быть по-
лированной и не иметь фасок и выкружек, способствующих зави-
ванию стружки. Величина переднего угла выбирается равной
10...20° и О...50 при точении слоистых пластмасс соответственно вдоль
слоев наполнителя и перпендикулярно им. При обработке термо-
пластичных пластмасс, имеющих однородную структуру без напол-
нителя, например органического стекла, винипласта, оптимальное
значение у=10...20°, а при точении термореактивных пластмасс
у=0...10°.
Применение резцов с у>20° и у<-5° не рекомендуется, так как
при работе инструментов со значениями передних углов выше ука-
занных образуется стружка надлома и резко возрастает шерохова-
тость обработанной поверхности.
Величина угла <р = 30...60° обеспечивает получение шерохова-
тости высокого класса. Значения <р<30° не рекомендуются, так как
при этом возрастают радиальные силы Pv, что может привести к
искажению формы детали и появлению вибраций.
Вспомогательный угол в плане <pi обычно выбирается в преде-
лах 12...15°, так как увеличение угла <pt с 10 до 25° приводит к воз-
растанию высоты неровностей на обработанной поверхности в
1,2...1,7 раза. Чтобы сохранить массивность головки резца, обеспе-
чив тем самым улучшенный теплоотвод из зоны резания, и достичь
высокого класса шероховатости обработанной поверхности, необ-
ходимо на резце делать зачистное лезвие с <ро=О на фаске f=
= 1...2 мм.
Режимы резания при точении пластмасс необходимо назначать
исходя из максимальной производительности, обеспечивающей вы-
сокую стойкость резцов и требуемое качество обработанной по-
верхности.
Ранее указывалось, что на износ и стойкость резцов главное
влияние оказывает скорость резания, а затем подача и глубина.
Поэтому при назначении режимов резания сначала выбирают глу-
бину резания, затем подачу и скорость резания исходя из режимов
резания при точении металлов. Так, при назначении глубины реза-
ния учитывают величину припуска, жесткость детали, вид точения
501
и т. д. Для выбора величины подачи при чистовом точении в первую
очередь принимают во внимание возможность получения заданного
класса шероховатости обработанной поверхности, а при черновой
обработке можно назначать максимальную подачу.
Скорость резания v выбирается по табл. 11 или по формулам
[138], а затем определяется частота вращения детали п по формуле
п=1000у/л£>. После этого п корректируют по станку и нахо-
дят Уф.
Важно отметить, что режимы резания и геометрия инструмента
при точении пластмасс оказывают влияние не только на шерохо-
ватость, но и на цельность обработанной поверхности. При точении
органического стекла резцами с отрицательными передними углами,
с малыми скоростями резания и большой подачей (у = 20 м/мин,
s = 0,26 мм/об) образуется стружка скалывания, при этом на об-
работанной поверхности остаются глубокие вырывы и сколы, а
также микротрещины. С увеличением скорости резания сколы об-
разуются при меньших подачах. В результате температурного и
механического воздействий при точении деталей из термореактив-
ных пластмасс на обработанной поверхности появляется дефектный
слой глубиной до 0,4 мм с частичным или полным нарушением
полимерных связей. Наличие дефектного слоя снижает механиче-
скую прочность деталей на 1,5...8 % по сравнению с деталями, у ко-
торых дефектный слой отсутствует.
Определенную сложность представляет собой и получение точ-
ностных характеристик деталей из пластмасс. На точность деталей
влияют погрешности, появляющиеся в результате механической об-
работки и воздействия внутренних остаточных напряжений, темпе-
ратурные погрешности измерения, а также погрешности, возника-
ющие под действием окружающей среды. Погрешности механиче-
ской обработки при точении возникают из-за износа инструмента,
упругих деформаций системы СПИД и неточности оборудования.
Погрешности механической обработки б определяются по эмпи-
рической зависимости
б = №с,
где d — диаметр обрабатываемой детали, мм; К — постоянное чис-
ло для данного обрабатываемого материала; с—показатель сте-
пени.
Погрешности, вызываемые остаточными внутренними напря-
жениями, выявляются не сразу после обработки детали, а спустя
несколько суток. Чтобы уменьшить их влияние на качество готовой
детали, необходимо проводить после выполнения черновых опера-
ций термическую обработку. Для различных материалов термиче-
ская обработка осуществляется по-разному. Например, текстоли-
товые детали после черновой обработки выдерживают в сушильном
шкафу в течение 48 ч при постоянной температуре 323 К, а затем
вместе со шкафом охлаждают до комнатной температуры. Детали
из термопластичного фторопласта и капрона проходят термическую
обработку со снятием внутренних напряжений за счет погружения
502
их в кипящую воду или масло. Этот процесс сопровождается изме-
нением размеров детали, которые необходимо учитывать при назна-
чении припуска на окончательную обработку.
Ранее указывалось, что коэффициент линейного расширения
пластмасс в несколько раз больше, чем металлов. Поэтому, чтобы
исключить влияние погрешностей в результате температурных де-
формаций, размеры деталей необходимо контролировать после их
охлаждения до температуры окружающей среды.
В качестве измерительных приборов целесообразно исполь-
зовать высокоточные измерительные средства (например, микро-
скоп УИМ-9), которые уменьшают погрешности измерения. При
определении размеров деталей, имеющих допуск, соизмеримый с
точностью измерительного инструмента, бракованные детали мо-
гут пропускаться как годные. Точность размеров деталей из пла-
стмасс может нарушаться и в процессе их хранения вследствие
поглощения ими влаги окружающей среды. Так, хранение деталей
из фенопластов при повышенной влажности вызывает изменение
линейных размеров на 0,2 %.
Сверление. Детали, изготавливаемые из пластмасс, очень часто
подвергают сверлению. Оно может осуществляться либо на метал-
лорежущих сверлильных станках, либо на специальных полуавто-
матах.
Выполнение операции сверления имеет ряд особенностей, кото-
рые обусловлены следующими свойствами пластмасс:
1) если к равным объемам пластмассы и металла подвести
одинаковое количество тепла, то температура пластмассы будет
выше. В то же время теплопроводность пластмассы значительно*
ниже теплопроводности металла. Это приводит к тому, что в зоне
обработки пластмасс возникают высокие температуры и вы-
деляемое при резании тепло (от 99,2 до 99,8 %) переходит в инстру-
мент;
2) смолистая составляющая пластмасс под действием тепло-
ты резания размягчается, переходит в полужидкое состояние, обво-
лакивает рабочие поверхности зубьев инструмента, что приводит к
появлению прижогов и дефектов на обработанной поверхности де-
тали. Применять при этом охлаждающую жидкость чаще всего
нельзя, так как пластмассы поглощают влагу;
3) многие пластмассы имеют составляющие, обладающие
сильными абразивными свойствами, под действием чего износ ин-
струмена протекает преимущественно по задним его поверхностям
у уголков;
4) из-за высокого коэффициента теплового расширения и упру-
гого последействия диаметр отверстия детали получается меньше,
чем диаметр инструмента, например сверла, зенкера, т. е. происхо-
дит его усадка, величина которой доходит до 0,05...0,1 мм, в то вре-
мя как при обработке стальных материалов наблюдается явление
разбивания отверстий. Усадка увеличивает трение между сверлами
и обработанной поверхностью, что ухудшает внешний вид отвер-
стия, повышает осевую силу и крутящий момент.
503
Таблица 23,3
Номер
п/п
Режущая часть сверла
Материал режу-
щей части сверла
Вид обрабатываемых пласт-
масс
Р12, Р18, Р6М5 Порошковые с напол-
нителем из древесной му-
ки и целлюлозы
ВК6, ВК5М, ВК8 Порошковые с напол-
нителем из стекла, квар-
ца, слюды, стеклоплас-
тика
Р12, Р18, Р6М5 Органическое стекло,
текстолит
Р12, Р6М5 Слоистые
Р12, Р18, Р6М5 Текстолит, асбоцемент,
карболит, стеклотексто-
лит
Р12, Р18, Р6М5 Стеклопластики
504
Окончание
Номер
П/П
Режущая часть сверла
Материал режу-
щей части сверла
Вид обрабатываемых пластин
У10А, У12А Пенопласт
Алмаз, АСП, АСВ Стеклотекстолиты
pi о Р18 Р6М5 Текстолит, гетинакс,
ВК6 ’ * стеклотекстолиты
Для получения отверстий в пластмассовых деталях рекомен-
дуется применять такие инструменты, как сверла, инструменталь-
ный материал, конструкция и некоторые геометрические параметры
режущей части которых приведены в табл. 23.3 [138].
Анализ конструкций сверл, приведенных в табл. 23.3, показы-
вает, что некоторые из них отличаются от сверл, применяемых при
обработке металлов, только формой заточки режущей части и гео-
метрическими параметрами (табл. 23.3, № 1...3,5), а такие сверла,
как № 4, 6...9, являются специальными. Ту или иную конструкцию
сверла, его материал, форму заточки режущей части выбирают с
учетом структуры и свойств обрабатываемого материала, диаметра
и глубины просверливаемого отверстия, требований к качеству об-
работанной поверхности. Например, чтобы исключить появление
сколов и вспучиваний материала на выходе и входе сверла при
сверлении слоистых пластмасс, следует применять сверла с подре-
зающими кромками (табл. 23.3, № 4) или сверла с углами 2<р = ЗО...
40° (табл. 23.3, № 1). Обработка отверстий в деталях толщиной
до 15 мм из пластмасс типа пенопласта и его гомологов произво-
дится путем прошивания специальной тонкостенной коронкой (табл.
23.3, №7). Для просверливания отверстий диаметром более 30 мм
и толщиной не более 10 мм используют циркулярные вырезные рез-
цы с направляющей (табл. 23.3, № 9) или алмазные трубчатые
сверла коронки (табл. 23.3, № 8). Последние применяют чаще все-
го на сборке.
По стойкости лучшими являются сверла, оснащенные тверды-
ми сплавами группы ВК, либо сверла из быстрорежущей стали с
двойной заточкой (табл 23.3, № 5). Первые особенно эффектив-
505
ны при обработке пластмасс с высокими абразивными свой-
ствами.
При сверлении неглубоких отверстий малого диаметра, к ка-
честву которых не предъявляют высоких требований, применяются
перовые сверла. Спиральные сверла, предназначенные для обра-
ботки пластмасс, позволяют получать отверстия 4...5-го классов ше-
роховатости и удовлетворительную точность.
Из геометрических параметров сверл на их стойкость, силы,
температуру и производительность процесса резания наибольшее
влияние оказывает угол 2ф. При меньших его значениях
(2<р = 30...60°) осевая сила и удельная нагрузка на единицу длины
режущих лезвий будут минимальными. К тому же при работе та-
кими сверлами на обработанной поверхности отсутствуют сколы и
выкрашивания кромок на выходе из отверстия. К недостаткам сверл
с малыми углами 2<р следует отнести их пониженные теплоотводя-
щие свойства, большую кривизну режущих лезвий у спиральных
сверл, а также увеличенное машинное время вследствие продолжи-
тельности времени врезания и выхода из отверстия.
С увеличением угла 2<р до 60...90° перечисленные недостатки
для сверл с 2ф=30...60° проявляются слабее, но при этом возраста-
ет осевая сила, появляются сколы на кромках отверстия при выходе
сверла из материала, происходит разлохмачивание волокнистого
наполнителя. Поэтому сверла с углом 2ф>90° для обработки пласт-
масс применяются весьма редко.
С целью повышения стойкости сверл целесообразно приводить
их двойную заточку с углами при вершине 2ф = 70° и 2фо=35°. Та-
кие сверла хорошо себя зарекомендовали при сверлении пластмасс
с повышенными абразивными свойствами. При этом время на вре-
зание и выход сверл сравнительно невелико вследствие небольшой
длины режущих лезвий.
Величину заднего угла необходимо принимать по возможно-
сти большей, руководствуясь теми же соображениями, как и при
назначении задних углов для резца. Передние углы можно выби-
рать только для сверл (у=0...15°) перовых и оснащенных твердым
сплавом, так как величина передних углов для спиральных сверл
зависит от угла наклона винтовых канавок и угла при вершине.
Назначение режимов резания при сверлении сводится к выбору
подачи и определению скорости резания по табл. 22 [138] или по
расчетным формулам. Величина подачи назначается с учетом тех-
нологических требований, предъявляемых к качеству обработанно-
го отверстия.
При сверлении глубоких отверстий на глубину более чем 3D
количество выводов сверла принимают согласно следующим дан-
ным [140]:
Глубина сверления 3D 4D 5D 6D 7D
Число выводов сверла 1...2 2...3 2...3 3...4 4...5
Особую сложность представляет сверление отверстий диамет-
ром до 3 мм, выполняемое перовыми и спиральными сверлами.
506
Спиральные сверла имеют малый объем стружечных канавок, что
приводит к пакетированию стружки в канавках сверла. При рабо-
те перовых сверл стружка плохо отводится из отверстия и к тому
же возникает сравнительно большая сила подачи. Поэтому при
сверлении отверстий малого диаметра перовыми и спиральными
сверлами возникает опасность их поломки, а также наблюдается
появление сколов и отслоений материала на выходе сверла из
отверстия.
Для улучшения процесса обработки отверстий малого диамет-
ра перовыми сверлами рекомендуется толщину перовых сверл дё-
лать не более (0,3...0,35)d; обеспечивать углы заточки 2ф = 30...60°;
си = 20...25°; подтачивать до минимума длину перемычки. Для спи-
ральных сверл необходимо принимать со=12°, 2ф = 60...90°, частота
вращения шпинделя 50...158 об/с. Конкретные рекомендации по
выбору инструментального материала сверл, их геометрическим
параметрам и режимам резания при обработке пластмасс приво-
дятся в работе [138].
Нарезание резьбы. Существуют два способа получения црут-
ренних и наружных резьб на деталях из пластмасс: без снятия
стружки (прессованием) и путем снятия стружки. Получение
резьб без снятия стружки весьма эффективно в массовом и круп-
носерийном производствах при изготовлении малонагруженных
неответственных резьбовых соединений.
Рассмотрим резьбонарезание пластмассовых деталей, осущест-
вляемое на токарных, резьбофрезерных и сверлильных металлоре-
жущих. станках. В качестве режущих инструментов применяют
резцы, плашки, резьбовые гребенки, шлифовальные круги для на-
ружных резьб и резцы и метчики для внутренних резьб.
К метчикам, предназначенным для нарезания резьбы в пласт-
массах, предъявляются особые требования. Они должны иметь:
1) увеличенные по объему и полированные стружечнйе канавки
для лучшего размещения и удаления стружки; 2) возможно мень-
шее число перьев, что позволяет увеличить объем стружечных ка-
навок и уменьшить трение перьев метчика об обработанную по-
верхность; 3) шлифованный профиль резьбы для уменьшения
трения; 4^ увеличенный наружный и средний диаметры (на 0,05...
0,13 мм) для компенсации упругого последействия обработанной
поверхности.
Количество канавок метчика выбирается в зависимости от об-
рабатываемого материала пластмасс и угла наклона канавок. На-
пример, при нарезании резьбы в деталях из найлона используют
метчики с двумя спиральными канавками либо с тремя-четырьмя
прямыми канавками. Метчики с двумя-тремя канавками приме-
няют для обработки деталей из ацетатной целлюлозы, с тремя-
четырьмя канавками — деталей из полистирола и с четырьмя —
деталей из органического стекла. Рекомендации по применению
геометрических параметров метчиков, допустимых скоростей ре-
зания и марок СОЖ при нарезании резьбы в пластмассовых де-
талях даны в работе [138, табл. 27, 28]. Заметим, что для нарезания
507
резьб резьбонарезными головками и плашками из быстрорежущей
стали задние углы у этих инструментов должны быть увеличены
и находиться в пределах 15...20°. При использовании резьбовой
двухперой гребенки из быстрорежущей стали при нарезании резь-
бы в деталях из полиамидов (капрона) лучшие результаты дости-
гаются при значениях а=8°, у=0°. Скорость резания находится
в среднем в пределах 1...30 м/мин.
Для улучшения качества нарезаемой резьбы и предотвраще-
ния срыва первых нескольких витков резьбы рекомендуется при-
менять в начальный период нарезания резьбы принудительную
подачу. В дальнейшем инструмент может работать за счет само-
затягивания. Отверстие под резьбу должно быть выполнено свер-
лом под соответствующую резьбу с увеличенным диаметром на
0,05...0,1 мм.
Для получения резьб степеней точности 4Н5Н, 5Н6Н рекомен-
дуется использовать метчики со степенью точности Hl, Н2
(ГОСТ 16925—71) с соответствующими геометрическими пара-
метрами. Кроме того, необходимо соблюдение и некоторых других
технологических условий: применение соответствующих СОЖ, ре-
жимов резания и др.
На деталях из термореактивных слоистых пластмасс резьбу
в большинстве случаев нарезают перпендикулярно слоям напол-
нителя. При этом прочность резьбы по сравнению с исходной струк-
турой материала из-за перерезания волокон снижается. Кроме то-
го, на прочность резьбы оказывают влияние диаметр сверла под
резьбу, геометрические параметры метчиков, режимы резания,
применяемая СОЖ и т. д.
За рубежом для нарезания резьбы в деталях из слоистых
пластмасс рекомендуют применять трехперые метчики с прямыми
канавками, при этом у=-5°, число витков заборной части — два-
три, о = 10...20 м/мин.
Следует заметить, что скорость резания, оказывающая боль-
шое влияние на качество, точность и прочность резьбы, должна
быть невысокой. Обусловлено это тем, что в пластмассах резьба
нарезается преимущественно одним метчиком. С увеличением
скорости резания центрирование и врезание метчика происходят
не всегда достаточно правильно, получается резьба со смещением
относительно просверленного отверстия, а также срыв первых
витков. Невысокие скорости резания и применение специальных
центрирующих патронов и приспособлений улучшают качество
нарезанной резьбы.
Для нарезания резьб в деталях из термопластичных пласт-
масс применяют быстрорежущие резцы с у=-5...0°, а=20°,
Пбок=Ю°. Глубина резания за один проход не должна превышать
0,18...0,25 мм при о=10...20 м/мин. В деталях из термореактивных
слоистых пластмасс резьбу нарезают резцами, оснащенными пла-
стинками ВК6 и ВК8 с у=0, а=8...10°.
Для получения резьб высокого качества на деталях из стек-
лопластиков применяют шлифовальные круги на вулканитовой
508
связке зернистостью 50 и твердостью СМ1. Круг устанавливается
в специальном приспособлении на токарном станке с разворотом
его на угол подъема нитки резьбы. Скорость вращения круга
20...25 м/с, детали — 15...20 м/мин. Наружная резьба диаметром
200 мм с шагом Р = 0,5...6 мм может быть нарезана за два-три про-
хода с обеспечением шероховатости в пределах 6...7-го классов.
Заметим, что перед вышлифовкой резьбы производится обточка де-
тали резцом для устранения биения и получения требуемого раз-
мера детали под резьбу. Сколов и вырывов витков резьбы, полу-
ченной описанным методом, не наблюдается. ♦
Фрезерование. Обработка пластмасс фрезерованием осущест-
вляется на быстроходных горизонтально- и вертикальнофрезерных
металлорежущих станках, снабженных специальными устройства-
ми для улавливания и отсоса стружки и пыли, а также зажимны-
ми приспособлениями и устройствами.
Основные требования, предъявляемые к обработке деталей
из пластмасс на фрезерных станках, сводятся к следующему:
1) опорная поверхность детали должна полностью лежать и быть
плотно прижата к столу станка или приспособления; 2) во избе-
жание разлохмачивания и расслоения материала детали необхо-
димо, чтобы направления вращения фрезы и подачи совпадали
(попутное фрезерование); 3) режущий инструмент, геометриче-
ские его параметры и режимы резания должны соответствовать
условиям производительной обработки.
К фрезам, предназначенным для обработки пластмасс, также
предъявляются специфические требования, а именно:
1) диаметр фрез может быть увеличен по сравнению с диамет-
ром фрез для металлообработки, так как силы резания при фре-
зеровании пластмасс незначительные;
2) число зубьев должно быть минимальным, что обеспечивает
ббльшие значения sz, значительно облегчает сход и удаление струж-
ки. При этом имеется возможность проектировать фрезы со встав-
ными зубьями;
3) величину задних углов следует увеличивать, форму перед-
ней поверхности сделать простой; необходимо также предусмот-
реть возможность заточки зубьев с получением необходимых пе-
редних, вспомогательных углов и углов в плане;
4) угол наклона главных режущих лезвий к оси фрезы дол-
жен быть в пределах со = 20...25°, что обеспечивает плавность их
работы и уменьшает ударную нагрузку на режущие лезвия.
Геометрические параметры фрез даже одного типа, например
цилиндрических, для обработки пластмасс весьма различны
[138, табл. 30]. В качестве примера рассмотрим цилиндрическую
быстрорежущую фрезу, предназначенную для обработки деталей
из органического стекла (рис. 23.1) и имеющую Z=16, gj = 20°.
Ширина фаски на задних поверхностях зубьев не должна превы-
шать 0,03 мм. Глубина резания рекомендуется в пределах не бо-
лее 2,5...3 мм. В качестве СОЖ можно использовать эмульсию и
водный раствор мыл, применение которых позволяет уменьшить
509
шероховатость обработанной поверхности. Критерий затупления
таких фрез определяется по технологическим признакам: появле-
нию сколов, рисок и др.
Для фрезерования деталей из слоистых термореактивных
пластмасс, таких как гетинакс, текстолит, стеклотекстолит, реко-
мендуется применять фрезы из быстрорежущих сталей (рис. 23.2)
с 2=5 и <о = 55°. Цилиндрическую ленточку (фаску) на задних по-
8
Рис. 23.1. Цилиндрическая фреза для обработки
деталей из органического стекла
верхностях зубьев фрез оставлять не допускается. Глубина реза-
ния за один проход рекомендуется в пределах 1...2 мм. Для обра-
ботки деталей из стеклопластиков рекомендуется использовать
комплект фрез с винтовыми пластинками из твердых сплавов
ВК6, ВК6М, ВК8.
Скорость резания подсчитывается по эмпирическим форму-
лам. Например, при фрезеровании быстрорежущими цилиндриче-
скими фрезами гетинакса
1580
а текстолита
675
7) — -----------------
Т0,18 s^’06 ^о.оз^о.п *
Торцевые фрезы оснащаются пластинками твердых сплавов
группы ВК (ВК4, ВК6, ВК6М, ВК8) либо алмазными зернами.
Оптимальными значениями передних и задних углов торцевых
фрез следует считать а=20...25°, у = 0...10° [81]; <р = 45...90°;
®=0...25°, %=0°; <ро=ЗО°; <pi = 20°. Геометрические параметры
зубьев алмазных фрез: у=0°, а=12°, <p = <pi = 45°, г=0,3 мм.
На качество поверхности, обработанной торцевыми фрезами,
наиболее сильное влияние оказывают подача и степень затупле-
ния зубьев фрез. Рекомендуемые значения подач приведены в ра-
510
боте [138]. Критерий затупления фрез принимается по технологи-
ческим признакам: увеличению шероховатости, появлению прижо-
гов и изменению цвета обработанной поверхности. Этим призна-
кам соответствует ленточка износа по задним поверхностям зубьев
А3=0,4...0,5 мм.
Фасонные и концевые фрезы, предназначенные для обработки
деталей из гетинакса, текстолита и стеклопластиков, оснащают
А -А
Рис. 23.2. Цилиндрическая фреза из быстрорежущей стали для обработки
деталей из слоистых пластмасс
пластинками твердого сплава ВК8 либо делают цельными из бы-
строрежущих сталей. В силу сложности заточки затылованных
твердосплавных фрез их выполняют с острозаточенными зубьями.
Если точность профиля невысока, фрезы затачивают с поло-
жительным у=5...8°, зубья делают наклонными с небольшим углом
наклона к оси («8°), причем соседние зубья наклонены в разные
стороны. Такие фрезы имеют повышенную стойкость и обеспечи-
вают удовлетворительную шероховатость обработанной поверх-
ности.
Для фрезерования пазов, уступов и на ряде других операций
применяют концевые фрезы диаметром 20...50 мм. Отличительны-
ми особенностями этих фрез из легированной стали являются сле-
дующие: у=55°, а следовательно, малый угол заострения зуба,
наклонное расположение зубьев, облегчающее исход и удаление
стружки, массивная сердцевина, способствующая улучшенному
теплоотводу.
Детали из стеклопластиков обрабатывают концевыми четы-
рехзубыми фрезами с винтовыми зубьями (со = 4О°), оснащенными
пластинками ВК8.
Стойкость концевых фрез выбирается в пределах 40...60 мин,
в качестве критерия затупления берется износ зубьев по задним
поверхностям /г3=0,15...0,2 мм при чистовой обработке и ha=
= 0.5...0.6 мм при черновых операциях.
511
Для фрезерования пластмасс существуют специальные фрезы
[31], обеспечивающие высокие производительность и качество об-
работанной поверхности.
Разрезка. Заготовки из многих видов пластмасс (органиче-
ского стекла, винипласта, гетинакса, текстолита, стеклотекстоли-
та) поступают в виде листов толщиной 0,5...70 мм, длиной и шири-
ной соответственно 650Х 1050, 1100Х 1500 мм.
Рис. 23.3. Схемы резания при нижнем (а) и верхнем (б) рас-
положении отрезной фрезы
Листы толщиной до 3 мм разрезают на рычажных и гильотин-
ных ножницах. Для разрезки более толстых листов используют
дерево- и металлообрабатывающие станки: циркульные, кругло-
пильные, ленточные, фрезерные и шлифовальные. Иногда разрез-
ку пластмасс производят на специальных станках.
Разрезка листов из пластмасс сопряжена с определенными
трудностями. Под действием сил резания пластмасса в зоне реза-
ния и вокруг нее упруго деформируется, в связи с чем после про-
хождения фрезы уменьшается ширина реза, что приводит к интен-
сивному трению и тепловыделению, а иногда и к заклиниванию
фрезы. На боковых поверхностях стандартной фрезы после 2...
5 мин ее работы появляются прижоги, трещины, и фреза быстро
выходит из строя.
При разрезке пластмасс особую роль играет выбор рацио-
нальной конструкции инструмента, его материала и геометриче-
ских параметров. Кроме того, нельзя применять фрезы, которыми
производилась разрезка и отрезка металлов, а также фрезы с
большим шагом и малым числом зубьев. В контакте с материалом
должно находиться минимум два зуба, что обеспечивает равномер-
ность процесса резания, уменьшает шероховатость и вероятность
появления сколов на выходе фрезы из разрезаемой заготовки.
Отрезные фрезы для обработки пластмасс изготавливают из
легированной и быстрорежущей стали. Сборные фрезы такого типа
оснащают твердым сплавом. В последнее время широко приме-
няют алмазные отрезные круги.
За критерий затупления фрез принимают следующие техноло-
гические признаки: 1) увеличение шероховатости обработанной
512
поверхности (ниже 3-го класса), появление сколов и расслоений
на кромках листов; 2) появление прижогов, оплавления на разре-
заемых поверхностях и сильное выделение газов; 3) появление
цветов побежалости на фрезах из инструментальных сталей. Ука-
занные признаки соответствуют достижению износа по задним
поверхностям зубьев й3=0,1...0,25 мм, который и принимается за
критерий затупления.
Период стойкости отрезных фрез зависит от свойств инстру-
Рис. 23.4. Высокопроизводительная отрезная фреза
ментального материала, из которого изготовлены фрезы, условий
обработки и составляет 7, = 2О...15О мин.
При разрезке листов направление подачи и вращения фрезы
зависит от места расположения последней (рис. 23.3). Силы реза-
ния при указанных схемах расположения фрезы дополнительно
прижимают лист к столу, а сколы, разлохмачивание и расслоение
кромок уменьшаются. Скорость резания выбирается по возможно-
сти максимальной. Величина подачи зависит от марки и толщины
обрабатываемого материала, конструкции и геометрических пара-
метров инструмента и других условий обработки.
Разрезка, как указывалось ранее, может осуществляться на
различных станках (циркульных, круглопильных, ленточных и др.)
соответствующими инструментами: пилами, лентами, абразивными
кругами и т. д. В качестве примера на рис. 23.4 показана высоко-
производительная отрезная фреза из быстрорежущей стали Р18.
Число зубьев фрезы 64, углы заточки чередуются через зуб. Отли-
513
чается эта фреза от рекомендуемых фрез по нормали МН 5342—64
меньшей толщиной и большим числом зубьев. В случае жесткого
крепления заготовок и биения фрезы по торцу не более 0,1 мм до-
пускаются скорости резания v= 1000...2000 м/мин, в то время как
нормализованные фрезы работают при v = 600...7000 м/мин.
Хорошие результаты достигаются при разрезке пластмасс ал-
мазными кругами толщиной 1,2...2 мм, изготовленными из природ-
ных или синтетических алмазов АСП, АСВ зернистостью 25 и бо-
лее. Оптимальной рабочей скоростью алмазного круга при раз-
резке стеклопластиков является и = 50...65 м/с. Стойкость кругов
диаметром 200 мм 100%-ной концентрации составляет 50 ч и более.
Более подробно с лезвийной обработкой пластмасс можно
ознакомиться по работам [31, 49, 81, 138].
Протягивание. Обработка внутренних и особенно наружных
поверхностей сложного профиля деталей из пластмасс даже боль-
шой длины может быть выполнена протягиванием.
Низкая теплопроводность и невысокая теплостойкость пласт-
масс, интенсивное истирающее воздействие их на режущий инстру-
мент, слоистое строение, неодинаковые механические свойства в
различных направлениях и другие специфические свойства оказы-
вают большое влияние на характер износа и стойкость протяжек,
процесс стружкообразования, качество протянутой поверхности и
другие характеристики процесса обработки протягиванием. В боль-
шой степени это связано со специфическими особенностями протя-
гивания, которое обычно осуществляется с малыми толщинами
среза, при этом срезаемая стружка размещается в стесненных
условиях, процесс резания является прерывистым и т. д.
Хотя обычно протягивание производят при низких скоростях
резания (v= 12...15 м/мин), стойкость быстрорежущих протяжек при
обработке пластмасс сравнительно невысокая и в десятки раз ни-
же, чем твердосплавных протяжек. К тому же для повышения
стойкости быстрорежущих протяжек не всегда возможно при об-
работке пластмасс применять СОЖ.
В качестве примера приведем данные опытов, выполненных в
СКВ ПС, по основным характеристикам процесса наружного про-
тягивания деталей логарифмической линейки длиной 250 мм из бе-
лого винипласта, широко применяемого в промышленности [38].
Стойкость протяжек из различных материалов (ВК10ОМ,
ВК6М, ВК8, Т14К8, ТТ10К8Б, Р18, Р6М5) во многом зависит от
вида пластмассы, скорости резания, подъема на зуб протяжки и
геометрических параметров. С увеличением заднего угла с 4 до
10° стойкость протяжек повышается в два раза. Наибольшую
стойкость имеют протяжки с передним углом у = 10... 12°.
Силы резания Рг при протягивании винипласта в 15...20 раз
меньше, чем при обработке сталей, что связано с пониженными
физико-механическими характеристиками пластмасс. Силы реза-
ния повышаются с увеличением подъема на зуб и уменьшаются с
возрастанием переднего и заднего углов зубьев протяжки.
Для расчета сил могут быть применены зависимости, получен-
514
ные при обработке винипласта протяжками соответственно с угла-
ми у, равными 7°, 12° и 18°: Pz = 0,6+12sz; Pz = 0,25 + 12sz;
Pz= —0,1 + 12sz.
Изменение скоростей протягивания от 6 до 30 м/мин не ока-
зывает существенного влияния на шероховатость протянутой по-
верхности. Это связано с тем, что нароста на зубьях протяжки
обнаружено не было. Обработка острозаточенной протяжкой обеспе-
чивает получение 7...8 классов шероховатости протянутой поверх-
ности. С увеличением переднего угла зубьев протяжек с 5 до 15°
шероховатость поверхности уменьшается с 7 до 8...9 классов.
При проектировании протяжек, используемых при обработке
пластмасс, необходимо учитывать следующее:
1) рабочую часть протяжки следует оснащать пластинками
твердого сплава группы ВК (ВКЮОМ,ВК6М), а протяжку слож-
ного профиля надо изготовлять из быстрорежущих сталей
Р10Ф5К5, Р18 или Р6М5. В последнем случае скорость протяги-
вания не должна превышать 5... 10 м/мин;
2) подъемы на черновые зубья протяжки составляют sz=
= 0,08...0,3 мм; углы заточки у= 10...15°; а= 10°;
3) зубья протяжек необходимо доводить и хромировать, за-
точку зубьев производить до остра с /з^0,03 мм;
4) шаг зубьев протяжки должен быть неравномерным
(/±1 мм), размеры стружечных канавок рассчитываются с учетом
коэффициента заполнения К=2,7...3.
23.3. Особенности обработки пластмасс на отделочных операциях
Многие литые или механически обработанные детали из пласт-
масс необходимо дополнительно отделывать. Для отделочных опе-
раций применяют напильники и абразивы. Последние используют-
ся в свободном (при галтовке, отделочной обработке обдувкой,
полировании) и в связанном (для шлифования кругами и ленточ-
ного шлифования) состояниях.
Опиливание производится специальными напильниками,
так как применение напильников, предназначенных для обработ-
ки металла, неэффективно ввиду их быстрого засаливания струж-
кой пластмассы. Обработку термопластов выполняют остроносы-
ми личными напильниками с глубокой, одинарной насечкой и ду-
гообразными зубьями с крупным шагом, подобными напильникам,
предназначенным для опиливания алюминия, магния и других
мягких металлов. Периодически во время работы напильники очи-
щают от стружки проволочной или фибровой щеткой. Производи-
тельность опиливания растет с увеличением скорости опиливания
и давления на напильник. Однако при обработке реактопластов
напильники быстро изнашиваются.
Изделия из пластмасс могут шлифоваться на плоско- и бес-
центрово-шлифовальных станках, предназначенных для металли-
ческих изделий. В качестве режущих инструментов рекомендуется
использовать шлифовальные круги с открытой структурой низкой
515
твердости. Зернистость круга должна соответствовать требуемо-
му качеству шлифованной поверхности. Чтобы уменьшить пере-
грев и засаливание кругов, необходимо работать с обильным
охлаждением.
Ленточное шлифование применяется для удаления
следов от резцов, срезающих литники или грат, оставшихся по ли-
ниям разъема пресс-форм. Такое шлифование ведут в два прохо-
да: с использованием крупнозернистых лент (черновой проход) и
более мелких абразивов ленты (чистовой). После чистового шли-
фования деталь может полироваться.
Абразивные мелкозернистые ленты чаще употребляются для
шлифования термопластов, чем реактопластов. При ленточном
шлифовании необходимо работать с обильным охлаждением и ма-
лой подачей, что уменьшает тепловыделение и предохраняет ленту
от забивания стружкой. СОЖ перед работой должна тщательно
фильтроваться. Производительность ленточного шлифования ра-
стет с увеличением скорости резания и давления на ленту, но в
такой же степени повышается засаливание ленты.
Г алтовка деталей из пластмасс применяется для притуп-
ления кромок деталей, удаления заусенцев, грата и ножек литни-
ков, для скругления углов, а также для полирования поверхностей.
Это самый дешевый вид обработки, так как работа заключается
лишь в загрузке и выгрузке деталей из вращающегося барабана,
содержащего галтовочную смесь. В качестве галтовочной смеси
используют древесные опилки, минеральные масла и частицы аб-
разива, а галтовочной средой служат деревянные кленовые чурки,
войлочные обрезки и т. п. Галтовке подвергаются детали из реак-
топластов и термопластов.
Галтовка включает три действия: 1) рубку или срезание;
2) шлифование и полирование; 3) глянцевание. Режимы галтовки
(скорость вращения барабана, время выдержки) рекомендуется
определять экспериментально, поскольку действительный меха-
низм галтовки еще не выяснен [49].
Дробеструйная обработка заключается в обдув-
ке формовочных деталей шариками из неабразивных материалов
двумя способами. Один из них основан на использовании сжатого
воздуха для приведения дробинок в движение. По другому способу
для метания дробинок применяют центробежную силу быстровра-
щающегося колеса. Наилучшие результаты достигаются при скоро-
сти обдувки 50...70 м/с с использованием пластиковых шариков и
дробленой ореховой скорлупы или фруктовых косточек. Чем выше
скорость обдувки, тем более грубой получается поверхность и тем
больше износ шариков. Легче всего удаляется грат у реактопла-
стов.
Обдувка абразивными зернами с жидкостью
также эффективна при обработке пластмасс и обеспечивает полу-
чение деталей высокого качества.
Полирование применяют для достижения глянцеватой по-
верхности особо высокого качества, а также для удаления с поверх-
516
ности пластмассовых деталей следов литников и других дефектов.
Полирование включает три операции: предварительное (декора-
тивное шлифование), окончательное и протирка (глянцевание).
Предварительное полирование производится кругом открытой
конструкции, набранным из чередующихся дисков миткаля диамет-
ром 460 и 200 мм. Ширина круга около 100...125 мм. На периферий-
ную часть круга наносится покрытие из пастообразной смеси пем-
зы и воды. Прижим детали к кругу постоянный, но сильный. Де-
таль должна быть все время в движении, чтобы обеспечить
равномерность полирования и не допустить прижогов. Чтобы смесь
пемзы и воды удерживалась на круге, он должен вращаться
медленно.
Окончательное полирование вместе с протиркой осуществляет-
ся таким же методом, как и предварительное полирование. Отличие
состоит лишь в том, что при окончательном полировании круг ра-
ботает всухую. Полировальная паста наносится только на одну
сторону поверхности круга, другая остается непокрытой. Деталь
полируется частью круга пастой, а непокрытая часть круга стирает
с поверхности детали следы полировального состава. Заметим, что
все станки, на которых производится полирование всухую, должны
снабжаться мощной вытяжной вентиляцией.
Конкретные рекомендации по полированию пластмасс различ-
ных марок можно найти в работе [49].
ГЛАВА 24. ШЛИФОВАНИЕ
24.1. Особенности процесса шлифования
Шлифование — это процесс резания металлов, осуществляемый
зернами абразивного, алмазного или эльборового материалов.
Шлифованием можно практически обрабатывать любые материа-
лы, так как твердость зерен абразива (НВ = 22000...31 000) и алмаза
(НВ = 70000) очень велика. Для сравнения отметим, что твердость
твердого сплава НВ=1300, цементита НВ = 20000, закаленной ста-
ли НВ = 6000...7000. Зерна абразива скрепляются специальной связ-
кой в инструменты различной формы или наносятся на ткань (абра-
зивные шкурки). Шлифование применяется чаще всего как отделоч-
ная операция и позволяет получать детали 7...9-го и даже 6-го
квалитетов точности с шероховатостью 8...9-го, а иногда с
7?а=0,63...0,16 мкм и 12-го класса. В некоторых случаях шлифова-
ние применяется при обдирке отливок и поковок, при зачистке свар-
ных швов, т. е. как подготовительная или черновая операция. В на-
стоящее время применяется силовое шлифование для съема боль-
ших припусков.
Характерными особенностями процесса шлифования являют-
ся следующие [144]:
1) многопроходность, способствующая эффективному исправ-
лению погрешности формы и размеров деталей, полученных после
предшествующей обработки;
2) резание осуществляется большим количеством беспорядоч-
но расположенных абразивных зерен, обладающих высокой микро-
твердостью (22000...31000 МПа). Эти зерна, образующие прерыви-
стый режущий контур, прорезают мельчайшие углубления, а объем
металла, срезаемый в единицу времени, в этом случае значительно
меньше, чем при резании металлическим инструментом. Одним аб-
разивным зерном в единицу времени срезается объем, примерно в
400 000 раз меньший, чем одним зубом фрезы [141];
3) процесс срезания стружки отдельным абразивным зерном
осуществляется на высоких скоростях резания (30...70 м/с) и за
очень короткий промежуток времени (в течение тысячных и стоты-
сячных долей секунды);
518
4) абразивные зерна расположены в теле круга хаотически, а
поэтому они чаще всего имеют отрицательные передние углы и
угол резания больше 90°;
5) большие скорости резания и неблагоприятная геометрия ре-
жущих зерен способствуют развитию в зоне резания высоких тем-
ператур (1273...1773 К) [12, 94, 147];
6) управлять процессом шлифования можно только за счет
изменения режимов резания, так как изменение геометрии абразив-
ного зерна, выполняющего роль резца или зуба фрезы, практиче-
ски трудноосуществимо. Алмазные круги с помощью специальной
технологии изготовления могут иметь преимущественную (требуе-
мую) ориентировку алмазных зерен в теле круга, что обеспечивает
более благоприятные условия резания;
7) абразивный инструмент может в процессе работы самоза-
тачиваться. Это происходит, когда режущие грани зерен затупля-
ются, что вызывает увеличение сил резания, а следовательно, и сил,
действующих на зерно. В результате затупленные зерна выпадают,
или вырываются, из связки, раскалываются, и в работу вступают
новые острые зерна;
8) шлифованная поверхность образуется в результате одно-
временного действия как геометрических факторов, характерных
для процесса резания, так и пластических деформаций, сопровож-
дающих этот процесс.
При изучении механизма образования шлифованной поверх-
ности основное внимание следует уделять вопросу образования ше-
роховатости и волнистости. С геометрической точки зрения шеро-
ховатость образуется в результате копирования на обрабатываемой
поверхности траектории движения режущих абразивных зерен.
Пластические деформации, происходящие в процессе резания, силь-
но искажают микрорельеф, получающийся в результате-действия
геометрических факторов.
Приведем некоторые соображения по вопросу геометрической
схемы образования шлифованной поверхности. При этом надо
иметь в виду следующее:
1) для большего приближения к действительному процессу
стружкообразования следует рассматривать врезание зерен в ше-
роховатую поверхность, а сами зерна считать хаотично расположен-
ными во всем объеме круга (рис. 24.1). Шлифование должно рас-
сматриваться как явление пространственное, а не плоскостное.
В зоне резания обрабатываемая элементарная поверхность (напри-
мер, на участке I) за время ее контакта со шлифовальным кругом
соприкасается не с одним рядом зерен, а с несколькими;
2) чем меньше неровности абразивного режущего контура, тем
ближе он подходит к сплошному режущему лезвию и тем менее
шероховатой получается обработанная поверхность. Одинаковый
режущий контур можно создать уменьшением номера зернистости
или увеличением времени абразивного воздействия, например, за
счет понижения скорости вращения детали или уменьшения про-
дольной подачи за один оборот изделия;
519
3) упорядоченный режущий рельеф достигается алмазной
правкой. В процессе шлифования по мере разрушения и выпадания
отдельных зерен упорядоченный режущий рельеф нарушается.
Режущие лезвия располагаются хаотически, и процесс стружкооб-
разования протекает по схеме, указанной на рис. 24.1. При шлифо-
вании в режиме самозатачивания круга процесс стружкообразова-
ния идет в основном по той же схеме;
Рис. 24.1. Схема образования шлифованной по-
верхности:
1 — исходная шероховатая поверхность до шлифования;
2 — шлифовальный круг; 3, 4, 5, 7 — первый ряд абра-
зивных зерен (сплошные линии), находящиеся на од-
ной образующей; 6 — второй (соседний) ряд зерен
(штриховые линии); 8 — профиль шлифованной поверх-
ности после выхода ее из зоны контакта с кругом
4) абразивные зерна в процессе врезания можно разделить
на режущие (например, зерна 3, 7), скоблящие, если они вреза-
ются на столь малую глубину, что происходит лишь пластическое
выдавливание металла без снятия стружки (на схеме они не ука-
заны), давящие (зерно 5) и нережущие (зерно 4). В реальном
процессе шлифования примерно 85...90 % всех зерен не режет, а
так или иначе пластически деформирует тончайший поверхност-
ный слой, т. е. наклепывает его. За счет наклепа микротвердость
могла бы значительно возрасти, но этому противодействует явление
возврата (отдыха), происходящего из-за высокой температуры ре-
зания. Тем не менее, при тонких процессах шлифования и особенно
при выхаживании или шлифовании с очень малой или нулевой по-
дачей, эффект наклепа резко возрастает, а шероховатость умень-
шается; скоблящих и давящих зерен становится больше, и они
упрочняют поверхностный слой;
5) на величину шероховатости влияет не только зернистость,
но и связка абразивного инструмента, оказывающая полирующий
эффект, который больше проявляется при меньших скоростях вра-
щения круга.
Экспериментально доказано [144], что по убывающей степени
влияния на уменьшение шероховатости шлифованной поверхности
основные технологические факторы можно распределить в следую-
щем порядке: выхаживание — алмазная правка круга — скорост-
ное шлифование — уменьшение величины зерен круга — варьиро-
520
вание режимными факторами — влияние материала связки — влия-
ние химического состава и чистоты СОЖ.
Установлено, что шлифованная поверхность не может пред-
ставлять собой массу параллельных рисок как точное воспроизве-
дение или след движения абразивных зерен. В результате больших
удельных давлений при резании и возникающих при этом пласти-
ческих деформаций поверхностные слои металла вытягиваются и
образуют надрывы с поперечными скоплениями металла. Как ре-
зультат большого разогрева тончайшего слоя наблюдается «разма-
зывание» размягченного металла по обработанной поверхности. Та-
кую картину наблюдал А. А. Маталин [69]. Эти явления сильно
изменяют рельеф поверхности по сравнению с рельефом, образован-
ным чисто геометрическими факторами.
24.2. Абразивные и алмазные материалы и инструменты
Абразивные инструменты изготовляются в виде шлифовальных
кругов различного профиля и размеров, брусков, пластин, шкурки.
Абразивы используют в виде порошков и паст.
Абразивные материалы для изготовления кругов применяются
в виде зерен. Они должны обладать высокой твердостью, иметь хо-
рошую теплоустойчивость, а при своем затуплении хорошо дро-
биться и образовывать новые острые лезвия. Все абразивные ма-
териалы делятся на две группы: естественные и искусственные.
К естественным материалам относятся корунд и наждак, состоящие
из AI2O3 и примесей. Широкого применения они не получили из-за
низких качественных характеристик.
Из искусственных абразивных материалов наиболее широкое
распространение получили: электрокорунд, карбид кремния, кар-
бид бора, синтетический алмаз, кубический нитрид бора (КНБ),
белбор.
Электрокорунд представляет собой кристаллическую
окись алюминия AI2O3, являющуюся очищенным продуктом плавки
глинозема (бокситов). Различают несколько видов электрокорун-
да: нормальный, белый, хромистый, титанистый и монокорунд.
Наибольшее применение получил электрокорунд нор-
мальный. Выпускается он следующих марок: 16А, 15А, 14А,
13А, 12А. Применяется электрокорунд нормальный при черновом,
получистовом и чистовом шлифовании сталей и чугунов, а также
для заточки режущего инструмента из инструментальной стали.
Электрокорунд белый 25А, 24А, 23А, 22А превосходит
по качеству электрокорунд нормальный, так как включает меньше
примесей. Он применяется при шлифовании прочных и вязких ста-
лей (незакаленных и закаленных), ковкого чугуна, заточки инстру-
ментов из быстрорежущей стали.
Электрокорунд хромистый 34А, ЗЗА, 32А получает-
ся при плавке в электропечах глинозема с добавлением хроми-
стой руды. Зерна его имеют розовую окраску. Содержание AI2O3 не
менее 97 % и СгО до 2 % •
521
Электрокорунд титанистый 37А получается при
плавке в электропечах глинозема с добавлением соединений тита-
на. Выплавленный материал подвергается дроблению и рассеву.
Содержание AI2O3 не менее 97, Т1О2 — не менее 2 %.
Большое постоянство физико-механических свойств и высокая
вязкость зерен электрокорунда хромистого и титанистого созда-
ют предпосылки для применения их при напряженных режимах
шлифования углеродистых и конструкционных сталей, а также для
высокоточных работ и доводочных операций.
Монокорунд 45А, 44А, 43А отличается высокой прочностью
и более высокими режущими свойствами. Он содержит 97...Э8 %
AI2O3. Применяется для обработки весьма прочных сталей, ковкого
чугуна, быстрорежущей стали.
Карбид кремния (карборунд) представляет собой
химическое соединение кремния с углеродом SiC. Он изготовляется
путем спекания в электропечах кварцевого песка с углеродом в ви-
де кокса и выпускается двух видов: черный 55С, 54С, 53С, 52С и
зеленый 64С, 63С, 62С.
В черном карборунде содержится 95...98, в зеленом —
98...99 % SiC. Более качественным, но и дорогим является зеленый
карбид кремния. Применяется он только для заточки твердосплав-
ного инструмента. Черный карбид кремния хрупок и применяется
для обработки материалов с низким пределом прочности (чугуна,
бронзы), вязких металлов и сплавов (мягкой латуни, алюминия,
меди), а также для обработки таких неметаллических материалов,
как кожа, стекло, мрамор и т. д.
Карбид бора (В<С) обладает высокой твердостью, но в
два раза меньшей твердости алмаза. Применяется для доводки
твердосплавного инструмента, так как обеспечивает минимальный
радиус округления режущего лезвия до 6...10 мкм (электрокорунд
обеспечивает этот радиус до 15 мкм), а также при обработке
весьма твердых материалов, например рубина, корунда, кварца
и т. д.
Что касается алмаза и КНБ, некоторые сведения об этих видах
абразивных материалов приведены в главе 1. Добавим, что в на-
стоящее время синтетические алмазы выпускаются следующих
марок:
АСО — алмаз синтетический обычной прочности, предназна-
ченный для изготовления инструментов на органической связке, а
также паст и порошков;
АСР — алмаз синтетический повышенной прочности, предна-
значенный для изготовления тгнструмента на керамической и метал-
лической связках;
АСВ — алмаз синтетический высокой прочности, предназна-
ченный для изготовления инструментов на металлической связке,
работающих при больших удельных нагрузках, характерных для
черновых операций;
АСК—алмаз синтетический кристаллический с прочностью,
близкой к прочности природных алмазов;
522
АСС — алмаз синтетический кристаллический сортированный,
который в некоторых случаях по прочности может превосходить
природные алмазы.
Отметим, что прочность синтетических алмазов определяется
путем раздавливания зерен между двумя параллельными корундо-
выми пластинками. Она зависит от зернистости алмаза и колеблет-
атохмов в ячейке кристалли-
ческой решетки эльбора
ся в пределах [146]: АСО (зернистостью
4...25) — 14...25; АСР (зернистостью 5...
32) — 2...74ит. д.
Алмазы марок АСК и АСС предна-
значены для изготовления алмазных ин-
струментов: алмазно-металлических ка-
рандашей и роликов для правки шлифо-
вальных кругов, резцов, стеклорезов,
фильер и т. д.
Кроме указанных марок синтетиче-
ских алмазов, нашей промышленностью
изготовляются алмазные микропорошки двух марок: АСМ и АСН.
Первая марка предназначена для притирочных и доводочных работ
при обработке твердых сплавов и сталей. Микропорошки марки
АСН обладают повышенной абразивной способностью и применя-
ются при обработке наиболее твердых материалов, таких, как
алмаз, бриллиант, рубин и т. д.
Отрицательным свойством алмаза является то, что при обра-
ботке материалов на железистой основе при температуре около
1123...1173° К имеет место активная диффузия углерода алмаза в
железо, что резко повышает износ алмазного инструмента. Исклю-
чение составляет искусственный материал кубического нитрида бора
КНБ (эльбор), зерна которого при одинаковой примерно твердо-
сти с алмазом обладают значительно большей теплоустойчивостью
(до 1773...2173 К) и отсутствием химического сродства к железу.
Микроскопический анализ выделенного из продуктов синтеза
эльбора показал, что последний имеет вид зерен и кристалликов
с различными размерами. Основная масса зерен эльбора имеет
размеры 30...90 мкм [146]. Часто встречаются зерна и кристаллики
размером 120...170 мкм. В последнее время получены более круп-
ные зерна и кристаллы размером 5 мм и крупнее.
Кристаллизуется эльбор подобно алмазу. Ячейка элементар-
ной решетки эльбора представляет собой гранецентрированный куб
из атомов бора 2 (рис. 24.2). Четыре атома азота 1 размещены
внутри куба. Расположены атомы азота и бора аналогично атомам
углерода в ячейке кристаллической решетки алмаза.
Микротвердость эльбора изменяется в пределах 71613...
98100 МПа и составляет в среднем 83385...84366 МПа.
По данным ВНИИАШ, абразивная способность эльбора зер-
нистости 10...12 при шлифовании стекла составляет 0,58...0,64 по
отношению к абразивной способности естественного алмаза, при-
нятого за единицу. При шлифовании сталей эльбор по абразивной
способности превышает естественный алмаз.
523
Таблица 24.1
Группа Обозначение зернистости по маркам Старое обозна- чение зерни- стости (в дюй- мовой системе) Размер зе- рен основ- ной фрак- । ции, мкм
природные алмазы АСВ АСР АСО
А
Шлифзерно А50 — — — 36 630.. .500
А40 АСВ40 — — 46 500.. .400
А32 АСВ32 АСР32 — 54 400.. .315
А25 АСВ25 АСР25 АСО25 60 315.. .250
А20 АСВ20 АСР20 АСО20 70 250.. .200
А16 АСВ16 АСР16 АСО16 80 200.. .160
Шлифпорошки А12 АСВ12 АСР12 АСО 12 100 160.. .125
А10 АСВ10 АСР10 АСО 10 120 125.. ..100
А8 АСВ8 АСР8 АСО8 150 100.. ..80
А6 АСВ6 АСР6 АСО6 180 80.. ..63
А5 — АСР5 АСО5 230 63.. ..50
А4 — — АСО4 280 50.. ..40
Микропорош- АМ40 — АСН40 АСМ40 М40 40.. .,28
ки АМ28 — АСН28 АСМ28 М28 28.. ..40
АМ20 — АСН20 АСМ20 М20 20.. ..14
АМ14 — АСН14 АСМ 14 М14 14. ..10
Тонкие микро- АМ10 — АСН10 АСМ10 М10 10. ..7
порошки АМ7 — АСН7 АСМ7 М7 7.. ..5
АМ5 — АСН5 АСМ5 М5 5. ..3
АМЗ — АСНЗ АСМЗ — 3. ..1
АМ1 — АСН1 АСМ1 — Мельче 1
Согласно OCT 2МТ-79-2 — 75, промышленностью эльбор выпу-
скается двух марок: ЛО — обычной механической прочности, с
обычным содержанием основной фракции; ЛП — повышенной ме-
ханической прочности, с увеличенным содержанием основной
фракции.
Под зернистостью абразивных материалов
понимают размеры зерен абразивных материалов. По своим раз-
мерам (по крупности) они делятся по номерам: 200, 160, 125, 100,
80, 63, 50, 40, 32, 25, 20, 16, 12, 10, 8, 6, 5, 4, 3, М63, М50,
М40, М28, М20, М14, М10, М7, М5.
По величине зерна абразивные материалы делятся на следу-
ющие группы: шлифзерно — 200, 160, 125, 100, 80, 63, 50, 40, 32,
25, 20, 16; шлифпорошки — 12, 10, 8, 6, 5, 4, 3; микропорошки —
М63, М50, М40, М28, М20, М14; тонкие микропорошки —
М10, М.7, М5.
Номера зернистости шлифзерна определяются размером сторо-
ны ячейки контрольного сита (в сотых долях миллиметра). Шлиф-
524
зерно 200 при просеивании остается на сите с сеткой, у которой но-
минальный размер стороны ячейки в свету равен 2000 мкм; 160 —
на сите с ячейкой 1600 мкм; 5 — на сите с ячейкой 50 мкм и т. д.
Зернистость микропорошков определяется размером зерен ос-
новной фракции в микрометрах, например, М40 — от 40 до 28 мкм,
М28 — от 28 до 20, М5 — от 5 до 3 мкм.
Согласно ГОСТ 3647—71, различают следующие фракции зер-
на: В(60...55 %), Щ55...45 %), Щ45...40 %), Д(42...37 % зерна
основной фракции).
Зернистость алмазных порошков приведена в табл. 24.1, соглас-
но данным работы [149].
Для эльбора различают три группы зернистостей: шлифзерно
(Л25...Л16), шлифпорошки (Л12...Л4) и микропорошки
(ЛМ40...ЛМ1). Необходимо отметить, что эльборовые зерна имеют
шероховатую поверхность, величина которой примерно равна вели-
чине шероховатости естественных алмазных зерен.
Связка служит для скрепления отдельных абразивных зе-
рен в одно тело. От материала связки в большой степени зависит
прочность удержания зерен в шлифовальном круге. Различаются
два вида связок: органические и неорганические. К неорганическим
связкам относятся керамическая, магнезиальная и силикатная.
Керамическая связка (К) получила наиболее широ-
кое применение. Состоит она из каолина, огнеупорной глины, таль-
ка, жидкого стекла, полевого шпата, кварца. Она обладает боль-
шой теплостойкостью, водоупорностью, высокой химической стой-
костью, обеспечивает высокую производительность и хорошо
сохраняет профиль круга. Однако она чувствительна к ударам и
изгибающим нагрузкам. Допускаемая скорость шлифования круга
на керамической связке vK=3O...5O м/с.
По OCT 2МТ 66-2—72 различают восемь разновидностей ке-
рамической'связки — от К1 до К8.
Магнезиальная связка (М) представляет собой
смесь каустического магнезита и раствора хлористого магния,
твердеющую на воздухе,— магнезиальный цемент. Шлифовальные
круги на этой связке гигроскопичны и должны храниться в сухом
проветриваемом помещении. Круги имеют повышенный износ, не-
стойкий профиль, допускают vK не более 20 м/с, но зато работают
с небольшим нагревом обрабатываемой поверхности.
Силикатная связка (С) имеет основное связующее ве-
щество—растворимое стекло (силикат натрия). Тепловое выде-
ление при шлифовании такими кругами минимальное, а поэтому
они применяются на таких операциях, где нагрев обрабатываемых
деталей недопустим. Однако прочность этой связки намного ниже,
чем керамической, и круги размягчаются от охлаждающей
жидкости.
К органическим связкам относятся бакелитовая (Б),
глифталиевая (Г) и вулканитовая (В). Все органические связки
намного прочнее неорганических. Так, бакелитовая связка, изго-
товляемая из искусственной фенолформальдегидной смолы, в силу
525
высокой прочности, твердости и упругости позволяет получить кру-
ги толщиной до 1 мм. Интенсивность тепловыделения при работе
кругами на этой связке низка, однако она обладает пониженным
сцеплением с зернами и способна разрушаться под действием ще-
лочных растворов, входящих в состав СОЖ. Для уменьшения вред-
ного воздействия щелочных растворов круги на бакелитовой связке
«обмазывают по всей поверхности суриком или серой или окрашива-
ют водонепроницаемой краской. Допустимая скорость шлифования
кругов на этой связке равна 30...50 м/с.
Глифталиевая связка представляет собой синтетиче-
скую смолу из глицерина и фталиевого ангидрида. Применяются
круги на глифталиевой связке для чистовых и отделочных опера-
ций, так как отличительной их особенностью является повышен-
ная упругость.
Вулканитовая связка состоит из каучука и серы и об-
ладает высокой прочностью и эластичностью. Она позволяет изго-
товлять тонкие круги (до 0,5 мм толщиной) с относительно большим
диаметром (до 150 мм). Круги на этой связке могут выдерживать
большие удельные давления и получили широкое распространение
на чистовых, полировальных и отрезных операциях и особенно в
подшипниковой промышленности.
Абразивные инструменты на вулканитовой связке делятся на
жесткие, в которых связкой служит эбонит, и гибкие, в которых
связкой является резина (Pl, Р9, Pll, МО8, МО12).
Жесткие круги изготовляются самого различного ассортимен-
та: от тонких разрезных дисков до кругов для скоростного шли-
фования. Особенно'хорошие результаты дают прессованные жест-
кие круги, которые отличаются большим постоянством свойств и
меньше нагревают обрабатываемое изделие.
Гибкие круги бывают четырех степеней эластичности: эластич-
ный (1ГК), среднеэластичный (2ГК), малоэластичный (ЗГК) и же-
сткий (4ГК). Допустимая скорость работы для этих кругов состав-
ляет до 18 м/с. Основным их достоинством является то, что во вре-
мя работы их рабочий профиль принимает форму обрабатываемой
поверхности в силу того, что вулканитовая связка для них берется
с низким модулем упругости и относительно большим удлинением
при разрыве. Такие круги хорошо зарекомендовали себя при деко-
ративной обработке.
Связки, предназначенные для изготовления алмазных шлифо-
вальных кругов, в основном подразделяются на три группы: орга-
нические (Б1, Б2, БЗ, Б4, ТО2, ТО4, БР, Б156, КБ и т. д.), метал-
лические (Ml, М4, М5, МК, МВ1, МО13, MCI, МС6, МС15, МО4,
МО16) и керамические (К1, К2, К5, СК, СТ и др.).
Из перечисленных органических связок наиболее широкое рас-
пространение получили пока связки Б1, ТО2, Б2 и Б156. На этих
связках изготовляются алмазные круги с 50, 100 °/о-ной и реже с
25, 150 %-ной и большей концентрацией алмазов в алмазоносном
•слое. За 100 %-ную концентрацию условно принимается содержа-
ние алмазного порошка в 1 мм3 алмазоносного слоя, равное
526
Таблица 24.2
Компонент Объем компонентов при концентрации, %
25 | 50 100 1 I5° 1 200 | 250
Алмаз 6,25 12,5 25 37,5 50 62,5
Наполнитель 43,75 37,5 25 12,5 0 0
Связующее вещество (пульвербакелит или другие материалы) 50 50 50. 50 50 37,5
0,878 мг. Помимо алмазного порошка, алмазоносный слой кругов на
органических связках включает наполнитель, связующее вещество
и воздушные поры. Объемы составляющих алмазоносного слоя в
зависимости от концентрации алмазного зерна в круге приведены в.
табл. 24.2 [146].
Наполнителями в этих связках служат различные органические и
минеральные вещества (карбид бора —связка Б1, железный по-
рошок — связка Б2, электрокорунд белый — связка БЗ, карбид
кремния зеленый — связка Б4, смесь карбида бора с медным по-
рошком— связка ТО2 и т. д.). Для уменьшения влияния наполни-
теля на шероховатость шлифованной поверхности зернистость по-
следнего выбирают на два номера меньше зернистости алмазного
порошка.
Наиболее широко в промышленности применяются алмазные
инструменты на связках Б1, Б2 и БЗ. Круги на связке Б1 обес-
печивают высокую производительность и умеренный расход алмаза
на доводочных операциях и при чистовом шлифовании твердых
сплавов и хрупких материалов. Однако эту связку, как и другие
бакелитовые связки, не рекомендуется использовать при интенсив-
ных режимах резания, так как она чувствительна к температурам.
С увеличением последней резко возрастает расход алмаза.
Для обеспечения высокого класса шероховатости обработан-
ной поверхности (до 12-го класса с Ra = 0,04...0,02 мкм) рекомен-
дуется применять алмазные круги на связках Б1 и БЗ. В случае же
обработки деталей повышенной точности, например профильных,
резьбовых и других, когда требуется высокая размерная стойкость
инструмента, рекомендуется использовать алмазные круги на
связке Б2.
Из металлических связок наиболее широко распространены
МИ, Ml, М5, МК. Круги на этих связках по сравнению с кругами
на бакелитовой связке обладают более высокой износостойкостью,
менее чувствительны к изменениям сил резания, хорошо сохраняют
свою геометрическую форму и рекомендуются в основном для пред-
варительного шлифования и заточки твердосплавного инструмента.
Однако металлические связки склонны к засаливанию, и при их
применении рекомендуется работать с охлаждением.
Основой для большинства металлических связок являются медь
и ее сплавы с оловом, алюминием, никелем и другими материала-
ми. В качестве наполнителей в металлических связках МИ и МК
527
используются соответственно карбид кремния зеленый и электроко-
рунд. Круги на связке Ml применяются для шлифования деталей из
керамики, стекла и других хрупких материалов. Для обработки
твердосплавных деталей штампов и пресс-форм хорошо зарекомен-
довали круги на связке М5. Режущая поверхность этих кругов име-
ет открытую пористую структуру. Алмазные зерна более обнаже-
ны, чем в связке Ml, а удельный расход алмаза для кругов на связ-
ке М5 при заточке твердых сплавов в 1,5...3 раза меньше по
сравнению с кругами на связке Ml.
Повышенной стойкостью и режущей способностью обладают
круги на связках МО 13, М5-4, МС6, МВ1 и др. Важно отметить,
что кругами на металлосиликатных связках МС6 и MCI можно
-обрабатывать твердые сплавы без охлаждения.
Из керамических связок наиболее часто употребляются связ-
ки К1 и К5. Основой этих связок являются легкоплавкое стекло
и огнеупорная глина. В качестве наполнителя используется поро-
шок карбида бора. Алмазные круги на керамических связках К1
и К5 предназначены для обработки твердосплавных пластинок од-
новременно со стальной державкой. Стеклокерамические связки
СК и СТ используются для изготовления суперфинишных брусков
и других инструментов специального назначения.
Вид связки определяет режим термообработки и условия фор-
мообразования алмазоносного кольца круга. Круги на керамиче-
ских связках термически обрабатываются при температуре 1123 К,
на металлических связках — при 903 и на органических связках —
при 453...505 К.
Формуются алмазоносные кольца методом горячего или хо-
лодного прессования. Удельное давление прессования для органи-
ческих, металлических и керамических связок соответственно со-
ставляет 5000...7500 МПа, 1000...15000 и 20000 МПа. При таких
давлениях часть зерен дробится, что значительно снижает качество
абразивно-алмазных кругов. Для предотвращения дробления зерен
и сохранения каркаса круга со звездчатой арматурой фирма
«Abrasive Products Group» (США) вместо прессования под давле-
нием применила вакуумное заполнение формы. Это позволило до-
биться более равномерного распределения связки и абразивного
материала в круге, т. е. значительно повысить качество абразивно-
алмазного инструмента.
Под твердостью кругов понимается способность связ-
ки удерживать абразивные зерна от вырывания их с поверхности
круга под действием внешних сил, или степень сопротивления связ-
ки вырыванию зерен круга из материала связки.
По твердости круги на керамической и бакелитовой связках,
согласно ГОСТ 18118—72, делятся на семь классов (табл. 24.3).
Отметим, что обозначение твердости идет по степени ее возраста-
ния, поэтому круг М2 тверже круга Ml.
Для кругов на вулканитовой связке, согласно ГОСТ 3751—47,
различают твердости: среднемягкую (СМ), среднюю (С), средне-
твердую (СТ) и твердую (Т).
528
Таблица 24.3
Твердость абразивного инструмента Подразделение
М '— мягкие СМ — среднемягкие С — средние СТ — среднетвердые Т — твердые ВТ — весьма твердые ЧТ — чрезвычайно твердые Ml, М2, М3 СМ1, СМ2 Cl, С2 СТ1, СТ2, СТЗ Tl, Т2 ВТ ЧТ
В практике выбор твердости шлифовальных кругов имеет
большое значение. При шлифовании кругом, правильно выбран-
ным по твердости, зерна по мере затупления самопроизвольно вы-
крашиваются, обнажая новые острые зерна, т. е. идет процесс са-
мозатачивания. При слишком твердом круге этого процесса не
происходит, а поэтому наступает состояние засаливания рабочей
поверхности круга, способствующее резкому возрастанию контакт-
ной температуры, а следовательно, появлению прижогов и даже
шлифовочных трещин.
Шлифование слишком мягким кругом приводит к тому, что.
зерна выкрашиваются, не успев затупиться, в результате чего на-
блюдается повышенный износ круга и снижение производительно-
сти обработки. На практике обычно применяют твердые круги при
шлифовании мягких материалов и, наоборот, мягкие круги при шли-
фовании твердых материалов. Однако в каждом конкретном случае
следует учитывать все особенности процесса шлифования обраба-
тываемой детали.
Контроль и определение твердости шлифовальных кругов про-
изводятся на пескоструйном приборе, приборе Роквелла и ТКН
(твердомер конусный).
Пескоструйный прибор основан на принципе ударного воздей-
ствия струи кварцевого песка, выбрасываемого под давлением на
поверхность круга. Твердость круга определяется глубиной обра-
зующейся при этом лунки. Такой метод проверки пригоден для кру-
гов зернистостью 200... 16, а также для кругов, предназначенных
для шлифования шариков.
Для определения твердости кругов на балекитовой или кера-
мической связках зернистостью № 12 — М14 применяется прибор
Роквелла. Определение твердости производится при следующих
условиях: 1) предварительная нагрузка—100Н; 2) окончательная
нагрузка—600 Н; 3) наконечник прибора — стальной шарик диа-
метром V4" или Va"; 4) отсчет показаний прибора производится по
красной шкале индикатора. При этом за исходную величину при-
нимается деление 30 единиц.
Прибор ТКН работает по принципу вдавливания в тело круга
наконечника конической формы с нагрузкой на конус 600Н в тече-
18 Зак. 639
529
ние 4...5 с. Он применяется для испытания кругов на вулканитовой
связке. Показателем твердости является глубина вдавливания ко-
нуса в виде стального колпачка, вершина которого сделана из
твердого сплава ВК6А. Угол при вершине конуса 60±1°, радиус
закругления при вершине г=0,04...0,05 мм.
ГОСТ 2424—75 предусматривает изготовление шлифовальных
кругов трех классов точности: АА, А и Б. В зависимости от клас-
Рис. 24.3. Структуры шлифовального круга:
/ — зерна абразива; 2 — связка; 3 — поры
са точности кругов должны применяться шлифовальные материалы
со следующими индексами: В и П — для класса точности АА;
В, П и Н — для класса точности А; В, П, Н и Д — для класса точ-
ности Б.
Под структурой шлифовального круга пони-
мается его внутреннее строение, т. е. процентное соотношение и
взаимное расположение зерен, связки и пор в единице объема
круга. Система структур выражается равенством
У3+Ус + Уп=100 %, (24.1)
где Уз — объем абразивных зерен; Ус— объем связки; Va —
объем пор.
Основой системы структур является объемное содержание аб-
разивного зерна в единице объема инструмента Уз [145]:
Номер структуры 1 23456789 10 11 12
Объемное содержание
зерна, % 60 58 56 54 52 50 48 46 44 42 40 38
С повышением номера структуры на единицу объем абразив-
ных зерен уменьшается на 2 %. Структуры № 1...4 называются за-
крытыми или плотными (рис. 24.3, а), № 5...8 — средними
(рис. 24.3, б), № 9... 12 — открытыми (рис. 24.3, в).
530
Исходя из практики шлифования, можно выбирать структуры
шлифовальных кругов для различных работ [145]:
Круги с мелкими порами — струк-
туры № 4 и 5
Круги с порами среднего размера —
структуры Ns 6
Круги с крупными порами — струк-
туры № 7 и 8
Круги с крупными порами — откры-
тые структуры № 9... 12
Для шлифования твердых и хрупких
металлов, с малой шероховатостью по-
верхности, при фасонном шлифовании
Для наружного круглого шлифова-
ния, заточки инструмента
Для шлифования мягких и вязких
металлов, плоского шлифования
Для скоростного шлифования (здесь
уменьшается количество связки по
сравнению с обычными кругами струк-
туры № 12)
Дисбаланс шлифовального круга — следствие неодина-
ковой плотности материала в массе круга, неправильной формы
наружной поверхности, эксцентричности расположения посадочно-
го отверстия по отношению к наружной поверхности круга или
эксцентричности установки круга на шпинделе станка и т. д.
Дисбаланс является источником вибрации станка, причиной раз-
рыва кругов, ускоренного износа подшипников шпинделя и обра-
зования волнистости на обработанной поверхности.
Таблица 24.4
Форма шлифовальных
кругов
Условное
обозначение
Профиль круга
Плоские прямого профиля пп
Диски д
Чашки цилиндрические чц
Чашки конические чк
Тарелки т
Мерой статического дисбаланса служит вес груза, который,
сосредоточиваясь в точке периферии круга, противоположной его
центру тяжести, перемещает последний на ось вращения круга. За
единицу статического дисбаланса принимается величина Е, устра-
няющая неуравновешенность, вызванную смещением центра тяже-
сти от геометрического центра круга (при объемной массе круга
2,4 г/см3) на §»0,01 см:
Е = • = я(Ра-<Р)ЯуЕ = 0,0377 (D8 — <Р) Я г (24 2\
R 5 4R D ’ '
18*
531
пп
2П
ЗП
4П
ПВ
ПВК
ПВД
пвдк
ПР
пн
д
к
чц
чк
1Т
2Т
зт
4Т
С
И
КС
м
Абразивные материалы (новые материалы по ОСТ 2-115—71 и ОСТ 2-144—71)
наименование Обозначение марки наименование обозначение марки
старое 0) § о X старое новое
электрокорунд нормальный — 16А монокорунд — 45А
Э5 15А Э4 НА М8 М7 44А 43А
ЭЗ 14А карбид кремния черный — 55С
Э2 13А КЧ8 54С '
— 12А КЧ7 53С
белый — 25А 52С
Э9А 24А зеленый 64С
Э9 23А К39 63С 63С
Э8 22А К38
| хромистый ЭХА 34А К37 63С
ЭХБ ЗЗА К36 63С
— 32А 62С
титанистый ЭТ 37А
Зернистость
шлифзерно 200 10
160 12
125 16
100 20
80 24
63 30
50 36
40 46
32 54
25 60
20 70
16 80
шлифпорошки 12 100
10 120
8 150
6 180
5 230
4 280
3 320
микропо- рошки По ГОСТ 3647—71
М63 М50 М40 М28 М20 Ml 4
тонкие । микро- порошки М10 М7 М5
где у — объемная масса круга, принятая равной 2,4 г/см 3; D — на-
ружный диаметр круга, см; d — внутренний диаметр круга, см;
И — высота круга, см;
ГОСТ 3060—55 устанавливает четыре класса дисбаланса в за-
висимости от ширины круга, его зернистости и связки: чем меньше
круг, тем меньший допускается дисбаланс.
532
Таблица 24.5
Индекс зернистости (по ГОСТ 3647—71) Твердость Структура Связка обозначение по ь ГОСТ 4785—64 *3 « о» о
для кругов на кера- мической и бакели- товой связках (по ГОСТ 18118—72) для кругов на вул- канитовой связке (по ГОСТ 3751—47) наименование номер J S и разновидность
индекс диапазон зерни- стости процент основной фракции
В М63—М14 60 мягкий Ml среднемягкий СМ плотная 1 2 3 4 керамическая (по ОСТ 2МТ66-2—72) К1 А
MIO—М5 55
М2 Б
К2
П 200—4 55
М63—М14 50
М3 КЗ
MIO—М5 45
средне- мягкий
Н 200—32 45 СМ1 К4
средний С
СМ2
25—16 43 К5
средняя 5 6 7 8
12—8 45 сред- ний Cl
Кб
6—3 40
С2
К8
М63—М28 45 средне- твердый СТ1 среднетвердый СТ
бакелитовая (по ТУ2.036-57—69) Б1
М20—М5 40 СТ2
Б2
СТЗ
200—32 41
д открытая 9 10 11 12 БЗ
твер- дый Т1
25—16 39
В1
Т2
12—8 41
_В2_
весьма твер- дый Т
6—3 36 ВТ твердый
вулканитовая (по ТУ2.036-57—69) ВЗ
М63—М28 42
чрезвычайно твердый ЧТ
М20—М5 37
Абразивная способность — это способность разных
материалов обрабатывать другие материалы. Она определяется
обычно на приборе Миндта. Способ определения заключается в
том, что абразивные зерна одного и того же гранулометрического
состава, зажатые между двумя вращающимися в разных направле-
ниях дисками, сошлифовывают за определенное время некоторое
53»
количество материала, которое и принимается за критерий абразив-
ной способности данного материала.
ГОСТ 2424—75 регламентирует выпуск 14 профилей шли-
фовальных кругов диаметром 3...1600 мм, толщиной 6...
250 мм. В табл. 24.4 приведены некоторые наиболее характерные
типовые формы абразивных кругов. Кроме стандартных форм кру-
гов, применяется большое количество нестандартных. Их использо-
вание объясняется специфическими потребностями отдельных видов
производства.
Маркировка шлифовальных кругов необходи-
ма для удобства их эксплуатации [75]. Характеристики шлифо-
вального круга (табл. 24.5) наносятся на его торцовую поверхность.
Например, абразивный круг типа ПП со следующими параметрами!
наружный диаметр £>=500 мм, высота /7=50 мм, диаметр посадоч-
ного отверстия d=305 мм, материал абразива — белый электроко-
рунд марки 24А, зернистость 10-П, степень твердости С2, номер
структуры 7, керамическая связка марки Кб, рабочая скорость
35 м/с, 1-й класс неуравновешенности, класс точности А — марки-
руется следующим образом: ПП 500X50X305 24А 10-П С2 7 Кб
35 м/с 1 кл А ГОСТ 2424—75.
Инструмент из эльбора маркируется подобно абразивному.
При этом, помимо указанных характеристик для абразивных кру-
гов, указываются толщина эльборосодержащего слоя и концентра-
ция. Например, условное обозначение эльборового круга плоского
прямого профиля с параметрами: наружный диаметр £) = 250 мм,
высота /7=20 мм, диаметр посадочного отверстия d=76 мм, тол-
щина эльборосодержащего слоя 5 = 5 мм из эльбора марки ЛО, зер-
нистость ЛЮ, керамическая связка К, структура номера 7, степень
твердости СМ1, концентрация 100 %—следующее: ЛПП 250Х
Х20Х76Х5 ЛО ЛЮ К7 СМ1 100 % ГОСТ 5.2302—76.
Алмазные круги имеют условное обозначение согласно ГОСТ
5.1580—75. Например, алмазный круг диаметром £> = 125 мм, вы-
сотой /7=10 мм с толщиной алмазного слоя 5 = 3 мм обозначается
так: 2720-0059 ГОСТ 5.1580—76.
Правка круга производится с целью восстановления ре-
жущей способности его зерен при их затуплении либо с целью вос-
становления его профиля (для фасонных кругов). Правка кругов
может быть алмазной и безалмазной. Величина снимаемого слоя
при правке составляет около 0,08 мм.
Алмазная правка производится алмазом в виде одного зерна
(0,25...0,2 карата), закрепленного в оправке или в виде металличе-
ских карандашей, в которых в специальном вольфрамомедноалюми-
ниевом сплаве заделывается несколько алмазных зерен.
Режим алмазной правки: ок — принятая; $прод=0,06...0,6 м/мин;
sn=0,005...0,09 мм/ход; число проходов: черновых 1чер=2...3, чисто-
вых 1чист= 1...2.
Безалмазная правка производится с помощью монолитных
дисков, состоящих из зерен твердого сплава ВКЗМ или ВК6М, сце-
ментированных латунью; металлических дисков и звездочек из за-
534
каленных сталей ШХ15 или 20Х; абразивных дисков из карбида
кремния черного на керамической связке. Правку производят об-
катыванием или «шлифованием» с режимами: «прод=0,6...1,2 м/мин;
$п=0,01...0,03 мм/ход; число проходов выхаживания i=3...5; ско-
рость вращения абразивных дисков приравнивается к скоростям
вращения заготовки.
Правка как алмазная, так и безалмазная проводятся с обиль-
ным охлаждением.
Алмазные и эльборовые круги, изготовляемые на органических
связках, в основном при правильно выбранных режимах шлифо-
вания правки не требуют. Эти круги работают в режиме самоза-
тачивания. Однако при большом биении или для восстановления
геометрической точности они правятся с помощью мягких абразив-
ных брусков из карбида кремния на керамической связке твердо-
стью СМ1-М2 и зернистостью 8...16. Правка производится при ра-
бочих скоростях рабочей поверхности круга. Для очистки рабочей
поверхности круга лучше применять пемзу.
Правка алмазных и эльборовых кругов на металлических и ке-
рамических связках производится кругами из карбида кремния на
шлифовальных, заточных или токарных станках. Окружная ско-
рость абразивного круга принимается равной 20...25 м/с. При прав-
ке рекомендуется применять охлаждение. Сильно засаленный торец
алмазного круга форм АПВ, АПВД, АЧК, АТ и других можно вос-
становить путем притирки на чугунной плите с использованием аб-
разивного порошка.
Отметим, что правку алмазных кругов производят только в
необходимых случаях после тщательного выяснения причины сни-
жения или потери их режущих свойств.
24.3. Элементы режима резания при шлифовании
Основными наиболее часто встречающимися в современном ма-
шиностроении методами шлифования являются следующие:
1) наружное круглое (с продольной, или осевой, подачей; с
поперечной подачей; бесцентровое);
2) внутреннее (при вращающейся детали с продольной и попе-
речной подачами; бесцентровое; при неподвижной детали (плане-
тарное) );
3) плоское (периферией; торцом круга);
4) специальное (резьбовое, фасонное и т. д.).
Процесс шлифования обычно осуществляется посредством трех
движений: вращения шлифовального круга, вращения или переме-
щения (кругового или возвратно-поступательного) детали и дви-
жения подачи, осуществляемого кругом или обрабатываемой де-
талью. Некоторые из указанных движений могут отсутствовать, на-
пример возвратно-поступательное движение детали или круга при
врезном шлифовании, однако вращение шлифовального круга яв-
ляется неотъемлемым условием процесса шлифования.
535
Скорость вращения круга является скоростью резания и опре-
деляется по формуле
= 1000 • 60 М/С’ (24.3)
где DK — диаметр круга, мм; пк — частота вращения круга в се-
кунду.
Скорость вращения обрабатываемой детали ид при круглом
наружном и внутреннем шлифовании определяют по формуле
ПР- п
V* = • 1000 ~М/МИН’ (24-4)
где Рд — диаметр шлифуемых деталей или отверстия, мм; пл — ча-
стота вращения детали в минуту.
Глубина резания, равная поперечной подаче sn, при круглом на-
ружном (рис. 24.4, а) и внутреннем шлифовании с продольной по-
дачей устанавливается за двойной или один ход обрабатываемой
детали или круга. При черновом наружном шлифовании / = 0,01...
0,07 мм/дв. ход, при чистовом /=0,005...0,02 мм/дв. ход.
Продольную подачу назначают в долях ширины круга или мил-
лиметрах за один оборот обрабатываемой детали. При черновом на-
ружном шлифовании $Прод= (0,3 ...0,85)В, при чистовом зПрод=
= (0,2...0,3) В.
Глубинное шлифование (рис. 24.4, в) применяют
при обработке жестких коротких деталей со снятием припуска
(до 0,4 мм) за один проход. Величина продольной подачи выбирает-
ся в пределах Зпрод=1„-6 мм/об. дет. Чем больше диаметр обраба-
тываемой детали, тем большее принимается значение зПрод. Основ-
536
ную работу резания выполняет коническая часть круга, а цилинд-
рическая только зачищает обрабатываемую поверхность. Разновид-
ностью глубинного шлифования является одновременная обработка
двумя кругами (рис. 24.4, г).
Шлифование методом врезания (рис. 24.4, б) чаще
всего применяют при обработке кругом 1 фасонных, а также корот-
ких жестких деталей 2. Поперечная подача при этом принимается
Рис. 24.5. Внутреннее шлифование
равной 0,002...0,005 мм/об. Иногда задается минутная подача от
0,8 до 3 мм в минуту.
Схема к расчету машинного времени при круглом наружном
шлифовании представлена на рис. 24.4, д, а для внутреннего — на
рис. 24.5, в.
Внутреннее круглое шлифование может осу-
ществляться обычным и планетарным способами. В первом случае
(рис. 24.5, а) деталь закрепляется в патроне и имеет вращательное
движение; круг вращается и имеет возвратно-поступательное дви-
жение ($Прод) и поперечную подачу (sn) на каждый двойной ход.
При планетарном способе внутреннего шлифования деталь непод-
вижна, а все движения осуществляются кругом (рис. 24.5, б). Этот
метод применяется при обработке крупных и тяжелых деталей.
Шлифовальный шпиндель станка имеет четыре движения: 1) вокруг
своей оси со скоростью до 35 м/с; 2) планетарное вокруг оси обра-
батываемого отверстия со скоростью 40...60 м/мин; 3) возвратно-по-
ступательное вдоль оси изделия, измеряемое в долях ширины кру-
га; 4) поперечная подача, осуществляемая после каждого двойного
хода (от 0,008 до 0,05 мм/дв. ход).
Необходимо отметить, что внутреннее круглое шлифование
протекает в более тяжелых условиях, чем наружное. Связано это
с тем, что нагрузка на каждое зерно круга для внутреннего шлифо-
537
вания больше, чем для наружного, так как поверхность кон-
такта круг — деталь велика. Диаметр шлифовального круга DK
меньше диаметра обрабатываемого отверстия D и составляет
Дк= (0,75...0,25) D. Кроме того, размеры посадочного отверстия
кругов для внутреннего шлифования малы, а поэтому шпиндель
недостаточно жесткий. Проникновение СОЖ в зону резания пло-
хое, что приводит к снижению теплоотвода.
Учитывая ухудшенные условия внутреннего шлифования, ре-
жимы резания (глубина и подача) берутся примерно в два раза
меньшими, чем при наружном круглом шлифовании.
Плоское шлифование осуществляется двумя методами:
периферией круга (рис. 24.6, а) и торцом круга (рис. 24.6, б). Для
этого могут использоваться круглые или прямоугольные столы.
При шлифовании торцом круга поверхность контакта значитель-
но больше, чем при шлифовании его периферией, и сопровождается
большим тепловыделением в зоне резания. Следовательно, шлифо-
вание торцом круга применимо для обработки массивных жестких
деталей. Для лучшего использования режущей способности круга
ось шпинделя круга устанавливают под некоторым углом (~30').
Получение шлифованной поверх-
ности сопровождается чаще все-
го сеткой (рис. 24.7), представля-
ющей собой след от резания вход-
ной и выходной сторонами круга.
Наличие сетки свидетельствует о
точности прошлифованной пло-
скости.
Вместе с тем отметим, что
при плоском шлифовании торцом
круга абразивные зерна более
продолжительное время находят-
ся в работе и быстрее тупятся.
Поэтому для плоского шлифова-
ния обычно выбираются более
мягкие круги, чем для круглого.
Глубина резания принимается
равной /=0,05...0,1 мм. Большие
значения t берутся для более же-
/
Рис. 24.7. Схема образования сетки
на шлифуемой поверхности при ра-
боте торцом круга:
1 — магнитный стол; 2 — шлифовальный
круг; 3 — шлифуемая деталь
538
стких деталей. Остальные элементы режима резания для плоского
шлифования выбираются примерно такие же, как и для круглого
наружного шлифования.
Бесцентровое шлифование может применяться
для обработки как внутренних, так и наружных поверхностей, осу-
ществляться напроход и до упора. Рассмотрим некоторые основ-
ные принципиальные особенности процесса бесцентрового шлифо-
Рис. 24.8. Бесцентровое шлифование
вания на примере обработки наружной поверхности гладкого ци-
линдрического валика (рис. 24.8, а).
Деталь 2 помещается на опорном ноже 4 между двумя вращаю-
щимися с различными скоростями кругами 1 и 3. Круг 1 — рабо-
чий и осуществляет процесс резания, а круг 3 — ведущий, обеспе-
чивает вращательное и поступательное движения детали за счет
разворота его оси относительно оси рабочего круга на угол а= 1...5 °.
Ось детали устанавливается выше осей кругов на величину h (0,1...
0,3) d, где d — диаметр детали. Большее значение h берется при
обработке деталей меньшего диаметра. Вектор скорости ведущего
круга раскладывается на вектор скорости вращения детали va
(рис. 24.8, б) и вектор скорости продольного ее перемещения va.
Аналогично можно разложить и вектор силы Рл и Р3. Рабочий круг
вращается со скоростью 30...35 м/с, ведущий — со скоростью 15...
30 м/мин. В результате разных скоростей вращения кругов трение
между ведущим кругом и деталью значительно больше окружной
силы резания, что обеспечивает вращательное движение детали.
Для увеличения силы трения ведущий круг изготовляется на вул-
канитовой связке, зернистостью 10...12 и твердостью СТ2 — Т1.
Значения ид и vs можно подсчитать по следующим формулам:
1>д = fB.K COS а = ЯР1000В К COS а м/мин. (24.5)
Если а=5°, а для данного случая cos5°«=l, то од=Ув.к (без
учета кругового проскальзывания в месте контакта):
vs=vb.k sin а К=л DB.KnB.K sin а К мм/мин, (24.6)
где К — 0,95...0,99 — коэффициент осевого проскальзывания детали.
539
О 1000ил
Зная vs и А можно определить продольную
на оборот детали
us nd
и 1000ид
подачу
(24.7)
Величина угла а в некоторой степени влияет на производи-
тельность обработки и качество шлифованной поверхности. Чем
больше а, тем выше производительность, но хуже качество обрабо-
танной поверхности. На практике обычно для чернового шлифова-
ния принимают а=3...5 и 1...2° для чистового.
Что касается внутреннего бесцентрового шлифования, то все
основные движения сохраняются так же, как и при внутреннем
обычном шлифовании (см. рис. 24.5, а).
Принципиальное отличие бесцентрово-шлифовальных станков
заключается в способе зажима изделия, который осуществляется,
как указано на рис. 24.5, г.
Деталь 1 устанавливается между роликами 2, 3 и 4. Ролик 2
сообщает вращение детали и называется ведущим. Ролик 3 фик-
сирует положение детали и называется опорным. Ролик 4 служит
для прижима изделия во время шлифования и называется прижим-
ным. Ведущий ролик вращается от специального привода и за счет
трения вращает деталь, которая в свою очередь вращает опорный
и прижимной ролики. Последний имеет еще дополнительное пе-
риодическое движение в вертикальной плоскости для освобождения
детали с целью осуществления ее загрузки и разгрузки. В осевом
направлении деталь фиксируется опорной планкой либо опорной
втулкой, которая вращается вместе с деталью за счет прижима к
ней детали. Сила прижима создается поворотом оси ведущего ро-
лика в вертикальной плоскости на угол 30'. При внутреннем шли-
фовании деталь и шлифовальный круг вращаются в одном направ-
лении, как при бесцентровом наружном шлифовании.
Способ бесцентрового зажима может применяться только для
изделий, имеющих цилиндрическую наружную поверхность, строго
концентричную обрабатываемому отверстию. Использование дан-
ного способа позволяет повысить точность обработки благодаря
отсутствию дополнительного зажимного приспособления, применяе-
мого в станках патронного типа, и довольно просто автоматизиро-
вать процесс. Однако следует иметь в виду, что геометрические
погрешности наружной поверхности обрабатываемой детали
(овальность, гранность и т. д.) вызывают неточности вращения ее
в процессе обработки, что влечет за собой снижение точности шли-
фования. Кроме того, применение процесса бесцентрового внут-
реннего шлифования будет экономичным только в случае обработ-
ки больших партий деталей, так как станки для бесцентрового
внутреннего шлифования в основном работают с полным автомати-
ческим циклом шлифования.
540
24.4. Поперечное сечение срезаемого слоя при илифовании
За один оборот детали снимается слой металла со следующим
сечением F = ts. Вместе с тем работу круга характеризует среднее
мгновенное сечение слоя, снимаемого в данный момент времени.
Определим его величину.
Объем слоя металла, снимаемого за один оборот детали, равен
Q = ndts. (24.8)
Длина абразивной поверхности, работающей в течение одной мину-
ты, или путь, пройденный кругом относительно детали за одну
минуту, определим как L = nDK пк вращением детали пренебрега-
ид 1
ем, так как —— «-------
VK 100
Путь, пройденный периферийными точками круга за один обо-
рот детали, составляет
Среднее мгновенное сечение слоя, снятого всеми абразивными
зернами /, будет равно всему снятому объему металла, деленному
на путь /, т. е.
= = = = Jk_/S Мм2, (24.10)
где ид — скорость вращения детали, м/мин; ик — скорость вращения
круга, м/с.
Анализ полученной формулы для определения среднего мгно-
венного сечения слоя f позволяет утверждать, что с увеличением
ид возрастает и f, а следовательно, возрастает и нагрузка на каж-
дое зерно, круг изнашивается быстрее, а шероховатость поверхнос-
ти увеличивается. При росте ик картина обратная.
Отсюда следует, что для получения менее шероховатой поверх-
ности следует работать с возможно большей ик, меньшей ид и ма-
лыми t и s. Уменьшению шероховатости поверхности способствует
также обработка ее мелкозернистыми кругами. С уменьшением
скорости вращения детали увеличивается время воздействия тепло-
вого источника на каждую точку обрабатываемой поверхности, что
может привести к образованию прижогов. Поэтому на практике
при чистовом и скоростном шлифовании увеличвают ид, и для то-
го чтобы при этом f не возрастало, во столько же раз повышают ик-
Это способствует росту производительности обработки и снижению
вероятности получения шлифованной поверхности с прижогами.
Если известно мгновенное сечение снимаемого слоя f, можно
получить среднюю мгновенную толщину слоя (среднюю глубину
541
резания), снимаемого всеми абразивными зернами, разделив f на
продольную подачу [68]:
Q va .
(24.11)
Из рис. 24.9 видно, что длина дуги контакта круга с изделием
равна примерно дуге АВ. Истинное значение длины дуги контакта
Рис. 24.9. Схемы для определения длины дуги контакта круг —
деталь при шлифовании
зерна с обрабатываемой деталью больше, чем дуги АВ, на величину
дуги BBi равной дополнительному повороту детали за время пово-
рота круга на угол 6.
Формула для определения длины дуги контакта имеет вид:
L- = (‘ ± at) /вгйг <24-12>
Знак плюс берется при одноименном вращении круга и детали, а
минус — при их противоположном вращении.
542
В пределах дуги контакта при снятии слоя глубиной t дейст-
вуют одновременно Z зерен. Считают, что
z = -^-,
^3
где 13 — условный «шаг» между зернами, или среднее расстояние
между ними.
Тогда средняя толщина слоя, срезаемого одним зерном, будет
равна [68]
После несложных преобразований окончательно получим
_ рд h t /~ DK + d $прод
агср — 60ок+ 2ид |/ DKd В ’ (24.13)
где $Прод — продольная подача круга, мм/об детали; В — ширина
круга, мм.
Как видно, толщина слоя, срезаемого одним абразивным зер-
ном, увеличивается с ростом окружной скорости детали Од, попереч-
ной подачи I, расстояния между зернами /3, продольной подачи
$прод и уменьшается с увеличением окружной скорости vK, диамет-
ра детали d, диаметра круга DK и его ширины В.
Сравним а2ср при различных видах шлифования: наружного
круглого (рис. 24.9, а), плоского (рис. 24.9,в) и внутреннего (рис. 24.9, б).
Круг должен находиться в контакте с образующей отверстия, обра-
щенной в сторону рабочего. Во всех случаях «шаг» между зернами
берется постоянным, т. е. /3= const, 2 = -Л-, но £к.наР < £к.пл <
< ^к.вн • Так как l3 = const, az будет обратно пропорциональна
LK, т. е. az „ар > az пл> az ви.
24.5. Силы резания и мощность при шлифовании
При шлифовании различают суммарную силу резания шлифо-
вальным кругом и силу резания-царапания одним абразивным зер-
ном. Рассмотрим только суммарную силу резания R, которая рас-
кладывается на три составляющие (рис. 24.10): тангенциальную Pz,
радиальную Ру и осевую Рх. По Pz определяется мощность элек-
тродвигателя станка, потребная на шлифование; Ру — величина
упругих отжатий или деформаций детали и круга, влияющих на
точность обработки; Рх — сила, необходимая для продольной по-
дачи круга или детали.
Силу Pz определяют по эмпирической формуле
Pz = СрХ'75прод^0’6 н, (24.14)
где Cpz — коэффициент, характеризующий материал шлифуемой
543
Рис. 24.10. Схема сил резания
при наружном круглом шлифо-
вании
детали и другие условия шлифования. Он принимается равным 22
для закаленной стали; 21 —для незакаленной и 20 — для чугуна.
Для примера подсчитаем силу резания при шлифовании неза-
каленной стали 40 кругом 14А40НСМ15К5 высотой 40 мм при
ид=30 м/мин, $Прод=20 мм/об и / = 0,009 мм/дв. ход [68]:
Р2 = 2,Ь30°’7-20°’7-0,0090’ -НОН.
Экспериментально установлены соотношения между Pz, Рх и Ру:
P2/=(1...3)PZ; Px=(0,1...0,2)Pz. (24.15)
Превышение силы Ру над Pz явля:
ется следствием того, что удельнйе си-
лы резания при шлифовании очень ве-
лики и по данным различных исследо-
ваний лежат в пределах р=100...
200 ГПа, т. е. в десятки раз превышают
удельные силы резания при точении,
сверлении и фрезеровании.
Столь большие величины р при
шлифовании объясняются чрезвычай-
но малым сечением срезаемого слоя и
наличием отрицательного переднего
угла у зерен круга. В табл. 24.6 приво-
дятся сравнительные данные средних
удельных сил резания р для различ-
ных видов обработок. Следует отме-
тить, что более крупнозернистому кругу соответствует меньшее зна-
чение р.
Мощность, необходимая для вращения круга,
Р V
NKP = г -к- кВт. (24.16)
р 10%
Мощность, затрачиваемая на вращение детали,
Р v„
N„= г кВт, (24.17)
д 60-103п2
где vK, Уд — скорость вращения круга и детали, м/мин; т]1 и г]2 — со-
Таблица 24.6
Вид обработки
Точение
Сверление
Фрезерование
Шлифование
544
Удельная сила резания р, МПа
2000...2500
3000...3500
5000...5700
100 000... 200 000
ответственно КПД приводов механизмов вращения круга и детали
Так как ик/ид = 60...100, значительно меньше, чем NKJ?.
Мощность, необходимую для шлифования, можно определит!
и по эмпирической формуле
Мил = CNv^5 5 кВт. (24.18;
Значения коэффициента CN для различных видов и условий
шлифования приводятся в справочной литературе [76, 80].
24.6. Износ, стойкость и выбор шлифовальных кругов
Общие сведения. Общий износ рабочей части шлифовального
круга состоит из износа в процессе шлифования и слоя, удаленного
при правке круга. В зависимости от свойств круга и условий шли-
фования работа может происходить либо с затуплением абразив-
ных зерен, либо с самозатачиванием. Процесс износа рабочей по-
верхности круга можно разделить на два этапа. Первый этап (пе-
риод приработки после правки) характеризуется откалыванием и
выкрашиванием непрочно укрепленных зерен. Второй этап — окру-
гление (притупление) и расщепление абразивных зерен. На этом
этапе происходит забивание пор круга металлической стружкой,
абразивной пылью, в результате чего круг засаливается и теряет
свои режущие свойства.
Самозатачивание, как указывалось ранее, заключается в том,
что по мере затупления абразивных зерен, возросшие силы отры-
вают полностью или частично зерна из связки. Некоторые зерна
раскалываются, при этом появляются острые новые зерна, способ-
ные производить резание-царапание.
Обычно круги работают с затуплением, а не с самозатачива-
нием. С самозатачиванием работают мягкие круги, предназначен-
ные для обработки твердых материалов. При высоких требованиях
к точности формы детали, например при чистовом шлифовании фа-
сонных деталей методом врезания, самозатачивание вредно, так
как при работе круг очень быстро теряет необходимую форму про-
филя. В случае, когда необходимо обеспечить высокопроизводитель-
ное бесприжоговое шлифование, самозатачивание круга жела-
тельно.
После периода приработки круга износ его обычно замедляется
и протекает более равномерно, так как сила резания распределя-
ется на большее количество зерен и удельная нагрузка на зерно па-
дает. Этот период соответствует нормальному периоду износа кру-
га. Если круг работает в режиме затупления абразивных зерен, не-
обходимо периодически производить его правку.
Время работы круга между двумя его смежными правками при
заданных режимах называется периодом стойкости круга. Ориен-
тировочно этот период (в минутах) может быть принят по табл.
24.7, а время работы 7\ ведущих кругов для бесцентрово-шлифо-
545
Таблица 24.7
Вид шлифования Время Т работы круга между двумя правками
Круглое наружное шлифование: с продольной подачей напроход с продольной подачей в упор врезанием врезанием с одновременным шлифованием галтели Бесцентровое шлифование: с продольной подачей напроход врезанием Внутреннее шлифование Плоское шлифование периферией круга Плоское шлифование торцом круга Фасонное шлифование 40 30 30 20 60 * 30 10 25 10 10
вальных станков на вулканитовой связке, измеряемое в машино-ча-
сах, до полного износа — по табл. 24.8 [45].
Для повышения производительности процесса шлифования же-
лательно выбирать шлифовальные круги увеличенного диаметра.
При этом на рабочей поверхности круга большего размера распо-
лагается большее количество режущих зерен и, следовательно, при
сохранении нагрузки на одно зерно можно повысить производи-
тельность шлифования. При применении кругов больших диаме-
тров уменьшается размерный износ круга и его влияние на измене-
ние скорости резания. Повышается период стойкости круга.
Эмпирическая зависимость между стойкостью круга и элемен-
тами режима шлифования имеет вид
С dQ'Q
Т' ~ 1,82-1,82/1,1 МИН‘ (24.19)
В свою очередь скорость вращения детали при ок=20...40 м/с
можно рассчитывать исходя из стойкости круга по формуле
(24.20)
где d — диаметр детали, мм; Т — стойкость круга, мин; t — глуби-
на резания или поперечная подача на один двойной ход, мм; s —
продольная подача, м/мин.
С увеличением диаметра d детали стойкость круга Т несколь-
ко растет, так как при этом уменьшается толщина среза az.
Выбор шлифовальных кругов. На основе заводского опыта и
многочисленных исследований рекомендуется для шлифования ста-
лей, ковкого чугуна и заточки режущего инструмента применять
электрокорунд; для серого чугуна, бронзового и алюминиевого
546
суу
7} - ---_---
д Tm р г'
Таблица 24.8
Ведущий круг Время Т1 работы круга до полного износа
форма размеры, мм
D 1 н
пп 200 75 200
пп 250 127 200
пвд 300 127 330
пвд 350 127 500
литья — карбид кремния черный; для твердых сплавов — карбид
кремния зеленый или черный.
Зернистость. Круги с более крупным зерном выбираются при
черновом шлифовании, а также при обработке мягких и вязких ме-
таллов, чтобы предотвратить засаливание. Зернистость абразив-
ных зерен 12, 16, 20, 25, 32 и 40 обеспечивает хорошее качество
обработанной поверхности при шлифовании большинства деталей
общего машиностроения и заточку инструмента. Для грубых работ
выбирают зернистость 50 и выше, а для обеспечения высокой точ-
ности и низкой шероховатости зернистость должна составлять 3...10.
Связка. Наибольшее распространение получила керамическая
связка. Вулканитовая и бакелитовая связки применяются для точ-
ных чистовых работ, а также для изготовления тонких кругов,
предназначенных для разрезки деталей.
Твердость кругов. Она должна обеспечивать частичное самоза-
тачивание их в работе. Чем тверже обрабатываемый материал, тем
скорее режущие зерна круга затупляются, тем мягче должен быть
шлифовальный круг. Крупнозернистые круги должны иметь более
высокую твердость, так как на каждое зерно приходится большая
сила, чем на зерна мелкозернистых кругов. Следует учитывать
важное обстоятельство при выборе твердости круга: истинная
твердость круга в процессе шлифования во многом зависит от ско-
рости его вращения. С повышением скорости1 круг приобретает так
называемую динамическую твердость, т. е. ведет себя в процессе
резания как более твердый.
Почти все операции шлифования обеспечиваются кругами
твердостью М2...СТЗ, а именно: заточка твердого сплава и быст-
рорежущей стали—М3...СМ2; обдирочное шлифование — СТ1...
СТЗ; получистовое и чистовое шлифование — М2...С2.
Структура. Пористость шлифовального круга должна быть
тем больше, чем пластичнее обрабатываемый материал, больше
глубина шлифования и длина дуги контакта круг — деталь. Пра-
вильно подобранная структура круга предохраняет его от заса-
ливания, т. е. обеспечивает хороший выход стружки.
Рекомендуется для круглого наружного, внутреннего, плоско-
го шлифования периферией круга и для заточки инструментов
из быстрорежущей стали брать круги структуры № 5, 6. Для пло-
547
ского шлифования торцом круга, отрезки и шлифования твердых
сплавов — структуры № 7, 8 и 9; для фасонного шлифования —
№ 3, 4.
24.7. Назначение режимов шлифования
Оптимальным режимом резания при шлифовании следует счи-
тать режим, который обеспечивает: высокую производительность,
наименьшую себестоимость и получение требуемого качества шли-
фованной поверхности [68, 127, 145].
Режимы шлифования назначаются в следующем порядке.
1. Выбирается характеристика шлифовального круга и уста-
навливается его окружная скорость vK.
2. Назначается поперечная подача t и определяется число про-
ходов, обеспечивающих снятие всего припуска. Величина этой по-
дачи лежит в пределах 0,005...0,09 мм/дв. ход.
Величины поперечной подачи для обработки некоторых кон-
струкционных материалов приведены в табл. 24.9.
3. Назначается продольная подача в долях ширины круга
$прод=ЛВ, где /(=0,4...0,6 для чернового шлифования; /(=0,3...0,4
для чистового шлифования.
4. Выбирается окружная скорость вращения детали од. При
черновом шлифовании следует исходить из установленного пе-
риода стойкости круга (7'=25...60 мин); при чистовом — из обес-
печения заданной шероховатости поверхности. Обычно скорость
вращения детали находится в пределах 40...80 м/мин.
5. Подбирается охлаждающая жидкость.
6. Определяются силы резания и мощность, необходимая для
обеспечения процесса шлифования. Мощность, необходимая для
вращения круга,
Р V
квт’ (24.21)
а для вращения детали
Р v
кВт. (24.22)
А • 103т| v 7
7. Выбранные режимы шлифования корректируются по пас-
порту станка. При нехватке мощности уменьшаются уд или s, так
как они влияют на мощность резания NK и машинное время /м.
Таблица 24.9
Материал детали Чистовое шлифование Черновое шлифование
Сталь закаленная 0,005., ..0,010 0,01., ..0,06
Сталь незакаленная 0,006., ..0,020 0,02., ..0,08
Чугун 0,008., ..0,030 0,03., ..0,09
548
8. Проверяются условия бесприжогового шлифования по удель-
ной мощности, приходящейся на 1 мм ширины круга:
NK
АГуд = (24.23)
в*
Она должна быть меньше допустимой удельной мощности,
приводимой в справочной литературе, например [80].
9. Подсчитывается машинное время согласно табл. 24.10
(см. рис. 24.5, в).
Таблица 24.10
Вид шлифования Машинное время Примечание
Круглое наружное в / / —к t кз
центрах методом про- дольной подачи *М — Пд$ПрОД
Круглое наружное в
центрах с поперечной по-
дачей (врезное)
— #3 —
Ид$П
—Л.
Пд$П
Бесцентровое напроход
И 4~ вк
/Кз
5прод7
Плоское периферией
круга
м ЮООЦд S t Дз
Н — ВЛ 4- Вк + 5 мм
£ = £д +(Ю... 15) мм
К3 — коэффициент зачист-
ных ходов
Кз=1,2...1,4 для чер-
нового шлифования
= 1,25... 1,7 для чис-
тового шлифования
I — длина шлифования,
мм
t — поперечная подача
на 1 ход, мм
ft —припуск, мм
/С3 — 1,4.. .2,5
sn — поперечная подача,
мм
1,05... 1,2
/ — длина шлифования
одной детали, мм
q — количество деталей в
партии, шлифуемых
, непрерывным пото-
ком, шт.
4 — число проходов
$прод— продольная подача,
мм/мин
Вк — ширина круга, мм
К3 = 1,15... 1,35 для чер-
нового шлифования;
= 1,25... 1,5 для
чистового шлифова-
ния
Н— величина перемеще-
ния круга в направ-
лении поперечной
подачи, мм
L — длина продольного
хода стола станка,
мм
Вд —ширина детали, мм
=
549
24.8. Основные направления совершенствования
процесса шлифования
Общие сведения. Назначая определенные условия шлифова-
ния, стремятся обеспечить заданные размерную и геометрическую
точности деталей, необходимое качество поверхностного слоя, а
также наиболее высокую производительность при наименьшей
себестоимости обработки. Комплекс указанных требований мож-
но осуществить, зная основные методы, улучшающие процесс
шлифования. Рассмотрим некоторые из них.
Скоростное шлифование. Если сравнить работу шлифовально-
го круга при обычной скорости (примерно 30 м/с) с работой круга,
например, при скорости 50 м/с, легко убедиться в том, что зерна
круга, работающего на больших скоростях, будут нагружены
меньше. Это объясняется тем, что при скоростном резании каждое
абразивное зерно, находящееся на рабочей поверхности круга, за
единицу времени успеет нанести большее количество царапин на
обрабатываемой поверхности.
Следовательно, в момент царапания (при нанесении одной ца-
рапины) зерно снимает меньший объем металла. Силы резания,
действующие на каждое зерно, также уменьшаются. Поэтому появ-
ляется возможность догрузить абразивные зерна круга, работаю-
щего с большой скоростью. Эту догрузку делают обычно увеличени-
ем глубины шлифования, подачи и скорости вращения детали,
что повышает производительность шлифования. Например, при
шлифовании отверстий шарикоподшипниковых колец при скорости
круга до 30 м/с глубину шлифования рекомендуется принимать
равной 0,003 мм на один двойной ход стола. При повышении ско-
рости круга до 50 м/с глубину шлифования увеличивают до
0,006 мм.
Скорость вращения детали можно увеличивать с 60...80 м/мин
при обычном шлифовании до 130... 150 м/мин при скоростном. Это
повышает производительность шлифования в 1,2...1,3 раза.
Быстро вращающийся круг обладает большей режущей спо-
собностью. Его «режущий контур» получается более ровным, в
результате чего слой металла на каждой элементарной площад-
ке обрабатываемой поверхности за время ее контакта с кругом
полностью срезается и образуется малая шероховатость. На каж-
дом проходе круга его зерна нагружены более или менее равно-
мерно. Это способствует увеличению стойкости круга и более дли-
тельному поддержанию его правильной формы.
С увеличением скорости вращения круга в процессе резания
он приобретает так называемую динамическую твердость [141],
поэтому круги для скоростного шлифования рекомендуется брать
на одну степень мягче по сравнению с обычным шлифованием.
Благодаря увеличению режущей способности круга его удель-
ный износ при скоростном шлифовании уменьшается на 15...20 %.
При скоростном шлифовании, как и при других видах скоростного
резания, предъявляются особые требования к режущему инстру-
550
менту. Шлифовальный круг должен удовлетворять повышенным
требованиям по прочности на разрыв. Хорошо себя зарекомендова-
ли высокопористые круги на керамической связке. Наличие круп-
ных пор способствует хорошему размещению стружки в процессе
резания. Стружка удерживается в порах, пока она проходит зону
контакта детали с кругом. Как только она выйдет из зоны кон-
такта, стружка выбрасывается из пор под действием центробеж-
ной силы и воздушной струи, идущей изнутри круга.
Пористый круг в отличие от обычного круга лучше очищается
от стружки. Увеличенная пористость создает условия для больше-
го отвода тепла с поверхности детали за счет интенсивного про-
текания воздуха через круг. Воздух, находящийся в порах круга,
в результате центробежной силы выбрасывается на наружную
(рабочую) поверхность круга. В порах создается разряжение, бла-
годаря чему свежий воздух засасывается в поры через торцы кру-
га. В данном случае круг работает как насос, перегоняющий воздух
на рабочую поверхность.
Скоростное шлифование можно вести не только высокопори-
стыми кругами на керамической связке, но и обычными на вулка-
нитовой и бакелитовой связках.
В дальнейшем необходимо улучшать качество шлифовальных
кругов с тем, чтобы можно было работать со скоростями резания
90... 100 м/с.
Силовое шлифование. При шлифовании методом врезания про-
изводительность резко возрастает с увеличением минутной попе-
речной подачи. При шлифовании закаленной стали подачи обычно
принимаются равными 1,5...2 мм/мин. В настоящее время Минский
филиал ВНИИППа под руководством акад. АН БССР П. И. Ящери-
цына проводит исследовательские работы по шлифованию с пода-
чами до 6 мм/мин. Уже достигнуты весьма положительные резуль-
таты. Для осуществления таких поперечных подач потребовалось
изменить структуру рабочего цикла шлифования с тем расчетом,
чтобы процесс резания заканчивался с выполнением чистового эта-
па шлифования для гарантийного вывода дефектного слоя метал-
ла, получающегося на этапе форсированного шлифования.
Как показали эксперименты, лимитирующим фактором в по-
вышении величин поперечных подач является качество шлифо-
вальных кругов, т. е. уровень их режущей способности. Дело в том,
что при увеличенных подачах наступает такой момент, когда круг
не в состоянии срезать «подведенный» объем металла, и тогда он
начинает интенсивно изнашиваться (осыпаться), возникает явле-
ние, подобное шарошению круга. Это вызывает большой расход
кругов и повышает стоимость обработки (процесс становится неэко-
номичным) , что резко ухудшает качество шлифованной поверхности.
Кроме того, большое внимание уделяется повышению качества
шлифовальных кругов, а также применению эффективных СОЖ и
современных методов подачи их в зону шлифования.
ЛИТЕРАТУРА
1. Аваков А. А., Хачатрян Г. Г., Киракосян Э. М. О применении рубиновых
резцов при тонком продольном точении цветных металлов.— Вестник машино-
строения, 1971, № 7.
2. Алексеев Г. А., Аршинов В. А., Смольников Е. А. Расчет и конструирова-
ние режущего инструмента.— М., 1951.
3. Армарего И. Дж. А., Браун Р. X. Обработка металлов резанием: Пер. с
англ.— М., 1977.
4. Аршинов В. А., Алексеев Г. А. Резание металлов и режущий инструмент.—
М., 1967.
5. Аршинов В. А., Алексеев Г. А. Резание металлов.— М., 1959.
6. Арутюнян А. М. Исследование стойкости резцов, оснащенных пластинка-
ми из синтетического корунда при точении цветных металлов.— Промышленность
Армении, 1970, № 3.
7. Балков В. П. Конструкции спиральных сверл для станков с ЧПУ.— В сб.:
Оборудование с числовым программным управлением. М., 1975, вып. 4.
8. Балюра П. Г. Протягивание пазов.— М., 1964.
9. Басс И. А., Синицын Б. И., Якубович Ю. Б. Алгоритмизация проектирова-
ния дисковых фасонных фрез.— Металлорежущий и контрольно-измерительный
инструмент: Экспресс-информ.— М., 1976.—Вып. 6.
10. Блантер М. Е. Методика исследования металлов и обработка опытных
данных.— М., 1952.
И. Бобров В. Ф. Основы теории резания металлов.— М., 1975.
12. Бокучава Г. В. Температура резания при шлифовании.— Вестник маши-
ностроения, 1963, № 1.
13. Брике А. А. Резание металлов (строгание).—Спб, 1896.
14. Вейлер С. Я., Подураев В. Н., Пастухов В. А. Смазочные свойства ме-
таллических расплавов.— В сб.: Физическая химия поверхностных явлений. Киев,
1971.
15. Воробьев С. А., Крупеня П. В. Влияние радиуса округления режущих
кромок метчиков на процесс резьбонарезания.—Станки и инструмент, 1966, № 11.
16. Вульф А. М. Резание металлов.— Л., 1973.
17. Галей Af. Т. Развертки.— М., 1960.
18. Глебов С. Ф. Теория наивыгоднейшего резания металлов: Законы реза-
ния.—М.—Л., 1933.—Кн. 1.
19. Горанский Г. К. Автоматизация технического нормирования работ на ме-
таллорежущих станках с помощью ЭВМ.— М., 1970.
20. Горанский Г. К. Алгоритмы синтеза минимизированных граф-схем по-
иска решений.— В кн.: Вычислительная техника в машиностроении. Минск, 1967.
21. Горанский Г. К. Расчет режимов резания при помощи электронно-вычи-
слительных машин.— Минск, 1963.
22. Горецкая 3. Д. Протягивание с большими подачами.— М., 1960.
23. Грановский Г. И. Кинематика резания.— М., 1948.
24. Грановский Г. И. О методике исследования и назначения режимов ре-
зания на автоматических линиях.—Вестник машиностроения, 1963, № 10.
552
25. Геллер Ю. А. Инструментальные стали.— М., 1968.
26. Гуляев А. П. Металловедение: Учебник для втузов.— 5-е перераб. изд.—
М., 1977.
27. Даниелян А. М. Резание металлов и инструмент.— М., 1950.
28. Даниелян А. М. Теплота и износ инструментов в процессе резания ме-
таллов.— М., 1954.
29. Дечко Э. М. К вопросу стружкоотвода при сверлении глубоких отвер-
стий.— В сб.: Прогрессивная технология машиностроения. Минск, 1972, вып. 3.
30. Долматовский Т. А. Справочник технолога.— М., 1962.
31. Егоров С. В. Режимы резания и геометрия инструмента для обработки
пластмасс, применяющихся в станкостроении.— М., 1956.
32. Егоров С. В., Волков С. И. Исследование обрабатываемости резанием
жаропрочных сплавов /Под ред. проф. Г. И. Грановского.— М., 1959.
33. Епифанов В. И., Лесина А. Я., Зыков Л. В. Технология обработки алма-
зов в бриллианты.— М., 1971.
34. Жигалко Н. И. Исследования обрабатываемости протягиванием конструк-
ционных сталей и жаропрочных материалов с высокими скоростями резания.—
В сб.: Совершенствование процессов финишной обработки в машиностроении.
Минск, 1975.
35. Жигалко Н. Я. Совершенствование конструкции протяжек.— Минск,
1966.
36. Жигалко Н. И., Киселев В. В. Проектирование и производство режущих
инструментов.— 2-е перераб. и доп. изд.— Минск, 1975.
37. Жигалко Н. И., Лемешонок В. Д.» Ковзель Н. И. Протяжки для обра-
ботки поверхностей большой длины.—Минск, 1973.
38. Жигалко Н. И., Савченко А. К. Обрабатываемость пластмасс протягива-
нием.— В сб.: Машиностроение. Минск, 1978, вып. 1.
39. Золотых Б. Н. Физические основы электроискровой обработки.— М., 1960.
40. Зорев Н. Н. Вопросы механики процесса резания металлов.— М., 1956.
41. Зорев Н. Н., Фетисова 3. М. Обработка резанием тугоплавких спла-
вов.— М., 1966.
42. Игумнов Б. Н. Расчет оптимальных режимов обработки для станков и
автоматических линий.— М., 1974.
43. Исаев А. И. Процесс образования поверхностного слоя при обработке
металлов резанием.— М., 1950.
44. Йшуткин В. И. Расчет режимов резания на автоматах и полуавтома-
тах.— Вестник машиностроения, 1969, № 7.
45. Капелевич И. И., Кононович А. Ю.» Николаев В. А. Тонкое точение рез-
цами из лейкосапфира.— Промышленность Белоруссии, 1969, № 9.
46. Кацев П. Г. Статистические методы исследования режущего инструмен-
та.—М., 1968.
47. Кацев П. Г. Протягивание глубоких отверстий.— М., 1967.
48. Клушин М. И. Резание металлов.— М., 1958.
49. Кобаяши А. Обработка пластмасс резанием: Пер. с англ.— М., 1974.
50. Коновалов Е. Г., Дривотин И, Г. Новые способы протягивания.— Минск,
1966.
51. Коновалов Е. Г., Сидоренко В. А., Соусь А. В. Прогрессивные схемы
ротационного резания металлов.— Минск, 1972.
52. Коновалов Е. Г., Гик Л. А. Резание круглыми ротационными резцами.—
Минск, 1969.
53. Костецкий Б. И., Колесниченко И. Ф. Качество поверхности и трение
в машинах.— Киев, 1969.
54. Кривоухов В. А., Беспахотный П. Д. Исследование работы деформации
при резании.— Изв. вузов. Машиностроение, 1958, № 1.
55. Кузнецов В. Д. Физика твердого тела.— Томск, 1944.— Т. 3.
56. Лазаренко Б. Р. Электрические методы обработки металлов и сплавов.—
М., 1961.
57. Лашнев С. И. Профилирование инструментов для обработки винтовых
поверхностей.— М., 1965.
58. Лашнев С, И., Юликов М. И. Расчет и конструирование металлорежу-
щих инструментов с применением ЭВМ.— М., 1975.
553
59. Лоладзе Т. Н. Стружкообразование при резании металлов.—М., 1952.
60. Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента.— М., 1958.
61. Лурье Г. Б. Новые инструментальные материалы и конструкции рез-
цов.—М., 1977.
62. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания.— М., Машиностроение,
1976.
63. Максимов М. А. Алгоритмизация проектирования металлорежущих ин-
струментов с помощью ЦЭВМ.— М., 1967.
64. Маргулис Д. К. Протяжки переменного резания.— М., 1962.
65. Марков А. И. Резание труднообрабатываемых материалов при помощи
звуковых и ультразвуковых колебаний.— М., 1962.
66. Мартынов В. Д., Черня Н. Н. Увеличение стойкости гаечных метчиков
М16 при нарезании резьбы с наложением ультразвуковых колебаний.— Вестник
машиностроения, 1966, № 8.
67. Маслов А. Р. Методы крепления инструмента на расточных станках с
ЧПУ.— В сб.: Оборудование с числовым программным управлением. М., 1975,
вып. 2.
68. Маслов Е. Н. Основы теории шлифования металлов.— М., 1951.
69. Маталин А. А, Качество поверхности и эксплуатационные свойства дета-
лей машин.— М., 1956.
70. Маталин А. А. Новые направления развития технологии листовой обра-
ботки.— Киев, 1972.
71. Матюшин В. М. Зубодолбление.— М., 1953.
72. Можаев С. С. Скоростное и силовое точение сталей повышенной проч-
ности.— М., 1957.
73. Можаев С. С. Аналитическая теория спиральных сверл.— М., 1948.
74. Надеинская Е. П. Исследование износа режущего инструмента с по-
мощью радиоактивных изотопов.— М., 1955.
75. Нефедов Н, А., Осипов К. А. Сборник задач и примеров по резанию ме-
таллов и режущему инструменту.— М., 1976.
76. Нормативы по режимам резания при многоинструментной обработке (то-
карные полуавтоматы).— М., 1955.
77. Нормативы по режимам резания сверлами из инструментальной стали.—
М., 1966.
78. Нормативы стойкости режущего инструмента.— М., 1961.
79. Обработка резанием высокопрочных и титановых сплавов/Под ред. д-ра
техн, наук, проф. Н. И. Резникова.— М., 1972.
80. Общемашиностроительные нормативы режимов резания и времени для
технического нормирования работ на станках: токарных, сверлильных, фрезерных,
протяжных, зуборезных, шлифовальных.— М., 1965.
81. Окунь А. Г, Изнашиваемость режущего инструмента при механической
обработке пластмасс.— В кн.: Применение радиоактивных индикаторов для ис-
следования и контроля износа инструмента. М., 1969.
82. Основы учения о резании металлов и режущий инструмент/С. А. Рубин-
штейн, Г. В. Левакт, Н. М. Орнис и др.— М., 1968.
83. Панкин А. В. Обработка металлов резанием.— М., 1961.
84. Перспективы развития режущего инструмента и повышение его произво-
дительности в машиностроении: Тез. докл. VI Всесоюз. науч.-техн. конф./Под
ред. д-ра техн, наук, проф. Г. И. Грановского, канд. техн, наук И. С. Егорова,
засл, деятеля науки и техники РСФСР, д-ра техн, наук, проф. А. Я. Малкина,
д-ра техн, наук, проф. Е. Н. Маслова.— М., 1972.
85. Повышение выносливости и надежности деталей машин и механизмов
/Б. А. Кравченко, Д. Д. Папшев, Б. М. Колесников, Н. И. Моренков — Куйбы-
шев, 1966.
86. Подураев В. Н. Резание труднообрабатываемых материалов.— М., 1974.
87. Портной К. И., Самсонов Г. В. Боридные сплавы.— Передовой научно-
технический опыт: ЦИТЭИН, 1959, № М-59, 346/3.
88. Пронкин Н. Ф. Протягивание жаропрочных и титановых материалов.—
М., 1958.
89. Пронкин Н. Ф. Протягивание протяжками из твердых сплавов.—М., 1966.
554
90. Пустылъник Е. И. Статистические методы анализа и обработки наблю-
дений.— М., 1968.
91. Развитие науки о резании металлов/В. Ф. Бобров, Г. И. Грановский,
Н. Н. Зорев и др.; Под ред. Н. Н. Зорева, Г. И. Грановского, М. Н. Ларина и
др.— М., 1967.
92. Размерная электрохимическая обработка металлов: Мат-лы второй Все-
союз. науч.-техн. конф./Под ред. проф. В. Ф. Седыкина.—Тула, 1969.
93. Ребиндер П. А. Влияние активных смазочно-охлаждающих жидкостей
на качество поверхности при обработке металлов.— М., 1946.
94. Редько С, Г. Процессы теплообразования при шлифовании металлов.—
Саратов, 1962.
95. Режимы резания металлов для автомобильного производства: Справоч-
ник/НИИТавтопром.—М., 1957.
96. Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали —
М., 1950.
97. Режимы резания металлов: Справочник/Под ред. Ю. В. Барановского.—
М., 1972.
98. Режимы резания труднообрабатываемых материалов: Справочник.—
М., 1976.
99. Режимы резания черных металлов инструментом, оснащенным твердым
сплавом.— М.» 1958.
100. Режимы скоростного шлифования.— М., 1955.
101. Резание конструкционных материалов, режущие инструменты и стан-
ки /В. А. Кривоухов, П. Г. Петруха, Б. Е. Бруштейн и др.— М., 1967.
102. Резание металлов/Г. И. Грановский, П. П. Трудов, В. И. Кривоухов
и др.— М., 1954.
103. Резание труднообрабатываемых материалов/П. Г. Петруха, П. Д. Бес-
пахотный, Б. Е. Бруштейн и др.: Под ред. проф. П. Г. Петрухи.—М., 1972.
104. Резников А. Н. Температурное поле и тепловой баланс при резании ле-
гированных и жаропрочных материалов.—Куйбышев, 1959.
105. Резников Н. И. Использование ЭВМ для определения оптимальных ре-
жимов резания.— Вестник машиностроения, 1966, № 12.
106. Родин П. Р. Металлорежущие инструменты.— Киев, 1974.
107. Розенберг А. М., Еремин А. Н. Элементы теории процесса резания ме-
таллов.— М.— Свердловск, 1956.
108. Романов В. Ф. Расчеты зуборезных инструментов.— М., 1969.
109. Руднев А. В., Королев А. А. Обработка резанием стеклопластиков.—
М., 1969.
НО. Сафраган Р. Э., Татаренко В. Н.> Линкин Г. А. Опыт разработки и при-
менения высокоэффективного инструмента для фрезерных станков с ЧПУ.—
Станки и инструмент, 1976, № 11.
111. Семенченко И. И., Матюшин В. М.> Сахаров Г, Н. Проектирование ме-
таллорежущих инструментов.— М., 1962.
112. Семенченко И. И. Энциклопедический справочник.— М., 1948.— Т. 7.
113. Семко М. Ф., Узунян М, Д. Износостойкость алмазных кругов на орга-
нических связках.— Станки и инструмент, 1966, № 4.
114. Синицын Б. И. Программы проектирования металлорежущего инстру-
мента и решения задач инструментального производства.— Минск, 1967.
115. Справочник инструментальщика-конструктор а/В. И. Климов, А. С. Лер-
нер, М. Д. Пекарский и др.— М.— Свердловск, 1958.
116. Справочник нормировщика-машиностроителя.— М., 1961.— Т. 2.
117. Справочник машиностроителя.— М-., 1964.— Т. 5.
118. Солонин И. С. Математическая статистика в технологии машинострое-
ния.—М.— Свердловск, 1960.
119. Сулима А, М.> Евстигнеев М. И. Качество поверхностного слоя и уста-
лостная прочность деталей из жаропрочных и титановых сплавов.— М., 1974.
120. Темчин Г. И. Теория и расчет многоинструментных наладок.— М., 1957.
121. Тиме И, А. Сопротивление металлов и дерева резанию.— Горный жур-
нал, Спб, 1870.
122. Типовая технология термической обработки металлообрабатывающего
инструмента.— М., 1967.— Ч. I.
555
123. Типовая технология термической обработки металлообрабатывающего
инструмента.— М., 1968 — Ч. II.
124. Третьяков И. П. Проблемы прочности режущего инструмента.— М., 1953.
125. Тимофеев П. В. Смазочно-охлаждающие жидкости, применяемые при
резании металлов.— М.— Киев, 1960.
126. Усачев Я. Г. Явления, происходящие при резании металлов.— Изв. Пет-
роград. политехи, ин-та, 1915, вып. 1, т. XXIII.
127. Фельдштейн Э. И. Методика назначения наивыгоднейших режимов ре-
зания.— Минск, 1963.
128. Фельдштейн Э. И. Обрабатываемость сталей в связи с условиями тер-
мической обработки и микроструктурой.— М., 1953.
129. Фелъдштейн Э. И. Основы рациональной эксплуатации режущих ин-
струментов.— 2-е перераб. изд.— М., 1965.
130. Фельдштейн Э. И. Как лучше использовать режущий инструмент.—
Минск, 1960.
131. Филоненко С. Н. Резание металлов.— Киев, 1969.
132. Фрайдфельд И. А. Расчеты и конструкции специального металлорежу-
щего инструмента.— М.— Л., 1959.
133. Худобин Л. В., Бердичевский Е. Г, Техника применения смазочно-ох-
лаждающих средств в металлообработке: Справочное пособие.— М., 1977.
134. Цвис Ю. В. Перспективы повышения технического уровня режущего
инструмента.— Станки и инструмент, 1974, № 3.
135. Четвериков С. С. Металлорежущие инструменты.— М., 1965.
136. Чистосердов П. С. Комбинированные инструменты для отделочно-упроч-
няющей обработки.— Минск, 1977.
137. Шац Я. Ю., Слоневский Р. В., Шох Е. М. Проектирование оптимальных
соосных передач на ЭЦВМ.— М., 1965.
138. штучный В. П. Обработка пластмасс резанием: Справочное пособие.—
М., 1974.
139. Щеголев А. В. Конструирование протяжек.—М.— Л., 1960.
140. Юликов М. И. К расчетным основам стандартизации размерных пара-
метров режущих инструментов.— М., 1969.
141. Якобсон М. О. Шероховатость, наклеп и остаточные напряжения при
механической обработке.— М., 1956.
142. Яковлев Г. М. Фрезерование в направлении подачи.— Минск, 1952.
143. Яковлев Г, М. Некоторые вопросы скоростного фрезерования и точе-
ния.— Минск, 1960.
144. Ящерицын П. И. Повышение эксплуатационных свойств шлифованных
поверхностей.— Минск, 1966.
145. Ящерицын П. И., Жалнерович Б. А. Шлифование металлов.— 2-е пере-
раб. и доп. изд.— Минск, 1970.
146. Ящерицын П. И., Зайцев А. Г. Повышение качества шлифованных по-
верхностей и режущих свойств абразивно-алмазного инструмента.— Минск, 1972.
147. Ящерицын П. И., Цокур А. К.» Еременко М. Л. Тепловые явления при
шлифовании и свойства обработанных поверхностей.— Минск, 1973.
148. Ziegelmier Р. /. Cold machining hihg density turgsten.—Cutting Tool
Engineering, 1970, 23 № 5, p. 11—13.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Отавторов ........................................ 3
Введение .................................5
Глава 1. Основные конструктивные элементы. Геометрические пара-
метры режущей части резца. Типы резцов общего назначения
1.1. Конструктивные элементы токарного резца и поверхности обработки. Главное и
вспомогательное движения при точении..................................................7
1.2. Геометрические параметры резца.................................................. 9
1.3. Типы резцов................................................................... 12
1.4. Пересчет углов резца в трех сечениях........................................' 13
1.5. Трансформация геометрических параметров резцов в зависимости от их установки
по отношению к оси детали и в процессе резания.......................................17
1.6. Элементы режима резания и срезаемый слой........................................21
Глава 2. Инструментальные материалы
2.1. Инструментальные стали и основные требования к ним..........................27
2.2. Металло- и минералокерамические твердые сплавы, алмазы, эльбор, рубин и
лейкосапфир .......................,.........................................31
Глава 3. Физические основы резания материалов
3.1. Процесс образования стружки и ее типы.........................................36
3.2. Наростообразование при резании материалов.....................................43
3.3. Усадка стружки................................................................48
3.4. Деформация и наклеп материала под обработанной поверхностью .... 51
3.5. Силы резания..................................................................53
3.6. Тепловые явления при резании материалов.......................................74
3.7. Влияние различных факторов на температуру в зоне резания......................77
3.8. Методы измерения температур в зоне резания....................................80
3.9. Влияние температуры в зоне резания на различные стороны процесса резания 85
3.10. Влияние СОЖ на процесс резания и качество обработанной поверхности . . 86
3.11. Износ режущих инструментов. Понятие о физической сущности явлений изнаши-
вания режущих инструментов.........................................................91
3.12. Стойкость инструмента и допускаемая им скорость резания......................96
3.13. Общий характер зависимости стойкости от скорости резания T=f(v) ... 98
3.14. Влияние толщины и ширины среза на скорость резания..........................100
3.15. Влияние на v? свойств обрабатываемого металла...............................104
3.16. Влияние на v? качества инструментального материала и геометрических па-
раметров инструмента..............................................................107
3.17. Основные положения по назначению оптимальных геометрических параметров
инструментов......................................................................108
3.18. Совершенствование конструкций резцов общего назначения......................113
Глава 4. Точение
4.1. Силы резания и мощность при точении.......................................114
4.2. Влияние различных факторов на силы резания при точении...................116
4.3. Скорость резания при точении..............................................120
4.4. Обобщенные формулы для расчета при точении................................125
4.5. Ротационное точение.......................................................128
Глава 5. Методика назначения наивыгоднейших режимов резания
при точении
5.1. Критерий правильности выбранного режима резания.............................134
5.2. Зависимость производительности станка и стоимости обработки от периода стой-
кости инструмента...........................................................134
5.3. Определение периода стойкости наибольшей производительности............136
5.4. Определение периода стойкости наименьшей себестоимости обработки 137
5.5. Последовательность назначения режимов резания..........................]41
5.6. Особенности расчета режимов резания для многоинструментных станков . . • 148
5.7. Расчет режимов резания при обработке деталей на автоматических линиях 153
5.8. Расчет режимов резания с применением электронно-вычислительных машин . . 155
557
Глава 6. Фасонные резцы
6.1. Назначение и особенности работы фасонных резцов................................165
6.2. Коррекционные расчеты размеров профиля рабочей части призматического и ди-
скового фасонных резцов ... .......................................168
6.3. Пример расчета дискового фасонного резца.......................................173
Глава 7. Строгание и долбление
7.1. Отличительные особенности процессов строгания и долбления по сравнению с
точением........................................................................176
7.2. Элементы режима резания и срезаемого слоя..................................178
7.3. Силовые и скоростные зависимости при строгании и долблении.................181
7.4. Назначение наивыгоднейших режимов резания при строгании и долблении 181
Глава 8. Сверление
8.1. Особенности процесса резания при сверлении. Элементы режима резания и среза-
емого слоя......................................*...............................183
8.2. Конструктивные элементы и геометрические параметры спирального сверла 184
8.3. Силы резания и крутящий момент при сверлении...............................189
8.4. Скорость резания и влияние на нее различных факторов.......................193
8.5. Методика назначения наивыгоднейших режимов резания при сверлении ... 196
Глава 9. Конструирование сверл
9.1. Типы сверл......................................................................199
9.2. Сверла для глубокого сверления..................................................203
9.3. Основные направления совершенствования конструкций и улучшения геометрии
. сверл..............................................................................208
9.4. Пример расчета сверла..........................................................210
Глава 10. Зенкерование и развертывание
10.1. Особенности обработки зенкерованием и развертыванием......................212
10.2. Типы, конструктивные элементы и геометрические параметры зенкеров и
разверток ......................................................................213
10.3. Износ и стойкость зенкеров и разверток....................................218
10.4. Силы резания, крутящий момент и мощность при зенкеровании и развертывании 220
10.5. Выбор рациональных режимов резания при зенкеровании и развертывании . . 221
Глава 11. Конструирование зенкеров и разверток
11.1. Конструирование высокопроизводительных зенкеров..........................223
11.2. Конструирование высокопроизводительных разверток.........................225
11.3. Основные направления совершенствования конструкций зенкеров и разверток 231
Глава 12. Фрезерование
12.1. Классификация и геометрические параметры фрез...............................232
12.2. Особенности процесса резания при фрезеровании. Элементы режима резания
и срезаемого слоя.................................................................235
12.3. Равномерность фрезерования. Встречное и попутное фрезерование .... 240
12.4. Силы резания и мощность при фрезеровании....................................243
12.5. Износ и стойкость фрез. Скорость резания и скоростное фрезерование . . 247
12.6. Выбор наивыгоднейших режимов резания при фрезеровании.......................250
Глава 13. Конструирование фрез
13.1. Особенности конструкций зубьев фрез.......................................255
13.2. Высокопроизводительные фрезы с остроконечными зубьями из быстрорежущей
стали и фрезы, оснащенные твердым сплавом.......................................258
13.3. Фрезы с затылованными зубьями.............................................268
13.4. Ротационные фрезерные головки.............................................280
13.5. Основные направления совершенствования конструкций фрез...................284
558
Глава 14. Протягивание
14.1. Типы протяжек, их назначение. Конструктивные и геометрические параметры 287
14.2. Особенности процесса резания при протягивании и схемы резания .... 292
14.3. Влияние режимов резания на основные характеристики процесса обычного
протягивания ........................................................................
14.4. Назначение режима резания при протягивании.....................................
14.5. Особенности процесса протягивания конструкционных и труднообрабатываемых
жаропрочных материалов с высокими скоростями резания.............................304
Глава 15. Конструирование протяжек
15.1. Повышение долговечности и надежности работы протяжек и прошивок . . . 314
15.2. Протяжки для обработки шлицевых, граненых и других фасонных отверстий . 316
15.3. Протяжки для обработки наружных поверхностей..............................321
15.4. Протяжки для обработки глубоких отверстий и наружных поверхностей боль-
шой длины.......................................................................324
15.5. Применение протяжек вместо других инструментов............................330
15.6. Пример расчета комбинированной групповой шлицевой протяжки .... 335
Глава 16. Резьбообразование
16.1. Классификация и типы резьбообразующего инструмента..........................344
16.2. Особенности процесса нарезания резьбы.......................................344
16.3. Геометрические параметры резьбонарезного инструмента. Элементы режима
резания и срезаемого слоя.........................................................345
16.4. Нарезание резьбы резцами, гребенками, метчиками и круглыми плашками . . 347
16.5. Особенности процесса фрезерования резьбы....................................350
16.6. Стойкостные и силовые зависимости при резьбонарезании.......................352
16.7. Особенности накатывания резьбы резьбонакатными инструментами . . . 354
16.8. Особенности резьбошлифования................................................355
Глава 17. Конструирование резьбообразующего инструмента
17.1. Резьбонарезные резцы, гребенки и фрезы...................................358
17.2. Метчики..................................................................362
17.3. Резьбонарезные плашки и головки..........................................368
17.4. Резьбонакатной инструмент................................................372
17.5. Пример расчета метчика...................................................376
17.6. Совершенствование конструкций резьбообразующего инструмента .... 377
Глава 18. Зубонарезание
18.1. Основные методы нарезания зубчатых колес и применяемые инструменты . . 380
18.2. Геометрические параметры червячных зуборезных фрез и долбяков .... 381
18.3. Элементы режима резания, силы и мощность при зубонарезании .... 385
18.4. Износ и стойкость зуборезного инструмента. Скорость резания .... 388
18.5. Выбор наивыгоднейших режимов резания при зубонарезании...................389
Глава 19. Конструирование зуборезного инструмента
19.1. Дисковые и пальцевые зуборезные фрезы, головки контурного зубодолбления
19.2. Червячные модульные зуборезные фрезы..................................
19.3. Пример расчета червячной фрезы сборной конструкции для нарезания цилиндри-
ческих зубчатых колес ......................................................
19.4. Долбяки...............................................................
19.5. Инструменты для нарезания конических зубчатых колес...................
19.6. Инструменты, работающие методом зуботочения...........................
19.7. Методы шевингования и инструмент для шевингования зубчатых колес .
19.8. Инструменты, работающие методом обкатки, для неэвольвентных профилей .
19.9. Конструирование шлицевых червячных фрез для обработки прямолинейных про-
филей шлицев . . ....................... .......................
19.10. Пример расчета и конструирования червячной шлицевой фрезы ...»
19.11. Основные направления совершенствования зуборезных инструментов .
Глава 20. Комбинированные инструменты и инструменты для
автоматизированного производства и станков с числовым программным
управлением
20.1. Комбинированные инструменты...........................................
20.2. Особенности инструментов для автоматизированного производства .
20.3. Инструменты для станков с числовым программным управлением .
559
Глава 21. Применение ЭВМ при проектировании режущего инструмента
21.1. Основные задачи автоматизации инструментальной подготовки производства . . 457
21.2. Возможности и целесообразность применения ЭВМ при проектировании режу-
щего инструмента.............................................................459
21.3. Типовые задачи и этапы проектирования инструмента......................460
21.4. Методы решения задач проектирования режущего инструмента с использо-
ванием ЭВМ...................................................................464
21.5. Методы построения алгоритмов...........................................469
21.6. Пример алгоритмизации проектирования дисковых фасонных фрез с при-
менением ЭВМ.................................................................472
Глава 22. Особенности обработки некоторых
труднообрабатываемых материалов
22.1. Физические основы резания жаропрочных и титановых сплавов..............477
22.2. Обрабатываемость резанием титановых сплавов............................480
22.3. Обрабатываемость резанием жаропрочных и нержавеющих сталей и сплавов 481
22.4. Обрабатываемость тугоплавких и неметаллических материалов..............488
Глава 23. Обработка резанием пластмасс
23.1. Физические основы процесса резания пластмасс...........................492
23.2. Обрабатываемость пластмасс некоторыми способами лезвийной обработки 500
23.3. Особенности обработки пластмасс на отделочных операциях................515
Глава 24. Шлифование
24.1. Особенности процесса шлифования........................................518
24.2. Абразивные и алмазные материалы и инструменты..........................521
24.3. Элементы режима резания при шлифовании.................................535
24.4. Поперечное сечение срезаемого слоя при шлифовании......................541
24.5. Силы резания и мощность при шлифовании.................................543
24.6. Износ, стойкость и выбор шлифовальных кругов...........................545
24.7. Назначение режимов шлифования..........................................548
24.8. Основные направления совершенствования процесса шлифования .... 550
Литература..........................................................* « 552
Петр Иванович Ящерицын, Михаил Лукич Ере-
менко, Николай Иосифович Жигалко
ОСНОВЫ РЕЗАНИЯ МАТЕРИАЛОВ И РЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ
Редактор Н. М. Латышева. Мл. редакторы Н. В. Валишева, А. П. Берлина. Худож. редак-
тор А. Г. Звонарев. Техн, редактор Г. М. Романчук. Корректор Н. В. Васильева
ИБ № 895
Сдано в набор 22.04.80. Подписано в печать 09.04.81. АТ 18062. Формат 60X90’/i6. Бумага
типогр. № 1. Гарнитура литературная. Высокая печать. Усл. печ. л. 35. Усл. кр. отт. 35.
Уч.-изд. л. 38,54. Тираж 10 000 экз. Заказ 639. Цена 1 р. 60 к.
Издательство «Вышэйшая школа» Государственного комитета БССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли.
220048. Минск, проспект Машерова, 11.
Полиграфический комбинат им. Я. Коласа. 220005. Минск, ул. Красная, 23.
П. И. ЯЩЕРИЦЫН,
М. Л. ЕРЕМЕНКО,
Н. И. ЖИГАЛКО
основы
РЕЗАНИЯ
МАТЕРИАЛОВ
И РЕЖУЩИЙ
ИНСТРУМЕНТ
Издание второе,
дополненное и переработанное
Допущено Министерством высшего и
среднего специального образования
БССР в качестве учебника для сту-
дентов инженерно-педагогической,
инженерно-экономической специаль-
ностей машиностроительного профиля
вузов
МИНСК
«ВЫШЭЙШАЯ ШКОЛА»
198 J
S<eam Ъу mymg