/
Author: Бобров В.Ф.
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 механика инженерное дело детали машин издательство машиностроение
Year: 1982
Text
Многопроходное
нарезание
крепежных
В.Ф. Бобров
Многопроходное
нарезание
крепежных
резьБ
резцом
МОСКВА « МАШИНОСТРОЕНИЕ » 1982
ББК 3>63-5
J^72
УД1/621.992.2/5
Рецензент инж. В. Т. Дауге
Бобров В. Ф.
Б72 Многопроходное нарезание крепежных резьб рез-
цом.— М.: Машиностроение, 1982. — 104 с., ил.
35 к.
В книге изложены основные сведения о многопроходном нарезании крепеж-
ных резьб резцом по автоматическому циклу. Описаны особенности процесса*
стружкообразования, возможные направления врезания резца и схемы выреза-
ния резьбового профиля. Даны рекомендации по выбору оптимальных геомет-
рических параметров резца и режимов резания.
Книга предназначена для инженерно-технических работников машино-
строительных заводов.
ББ£ 34.63-5
6П4.6.08
© Издательство «Машиностроение», 1982 г.
ВВЕДЕНИЕ
В решениях XXVI съезда КПСС подчеркивается необходи-
мость повышения производительности обработки и качества вы-
пускаемой продукции в машиностроении. В последнее время все
большее распространение находят точные резьбовые соедине-
ния, изготовление которых отличается высокой трудоемкостью.
При обработке крепежных резьб резанием используют раз-
личные способы: нарезание резцом, гребенками, метчиками,
плашками, самооткрывающимися винторезными головками,
фрезерование, резьбопротягивание. Метчики, плашки, самоот-
крывающиеся винторезные головки, гребенчатые резьбовые
фрезы, фрезерные головки, работающие при внешнем и внутрен-
нем касании, резцовые резьбопротяжные головки, как правило,
обрабатывают резьбу за один рабочий ход, а резьбовые резцы
и гребенки — за несколько проходов. Наиболее распространено
многопроходное нарезание резцом, которое по сравнению с дру-
гими способами имеет ряд преимуществ: высокую точность и
низкую шероховатость обработанной резьбы; простоту и деше-
визну конструкции инструмента; оснащенность инструмента
пластинками твердого сплава; высокую гибкость способа, по-
зволяющего одним резцом нарезать резьбы одинакового шага
на деталях различного диаметра.
Резьбу нарезают как вручную на универсальных токарных
-станках, так и по автоматическому циклу на резьботокарных
полуавтоматах или универсальных токарных станках, оснащен-
ных резьбонарезающим устройством.
Нарезание резьбы твердосплавным резцом на резьботокар-
ных полуавтоматах и универсальных токарных станках с резь-
бонарезающим устройством • по производительности уступает
только нарезанию самооткрывающимися винторезными голов-
ками и превосходит фрезерование гребенчатыми фрезами и рез-
цовыми головками (табл. 1). Производительность при нареза-
нии твердосплавными резцами внутренних резьб по автоматиче-
скому циклу несколько выше, чем производительность большин-
ства способов обработки {7]. Например, при обработке на про-
ход метрической резьбы диаметром 64 мм с шагом 2 мм и дли-
ной 20 мм на детали из стали с ов = 834 МПа наименьшее
основное технологическое время соответствует нарезанию резь-
бонарезной головкой типа КБ. Затем следует нарезание резцом
по автоматическому циклу, основное технологическое время
3
1. Основное технологическое время при различных способах обработки наружной»
метрической резьбы диаметром 40 мм с шагом 2 мм и длиной 50 мм на детали;
из стали 45 (ав=736 МПа)
Обработка Материал инстру- мента Условия обработки Основное технологи- ческое вре- мя, мин
Нарезание самооткрывающей- ся винторезной головкой Р18 v=9,5 м/мин 0,39
Фрезерование гребенчатой фрезой Р18 d*=60 мм, 2=8, sz= =0,08 мм, 0=28 м/мин 2,10
Охватывающее фрезерование резцовой головкой Т15К6 dr=60 мм, 2=4, $2=0,7 мм, 0=180 м/мин 1,29
Нарезание резцом по автома- тическому циклу1 Т15К6 z=8, 0=105,4 м/мин 0,54
1 Время холостого хода резца принято равным времени рабочего хода.
которого значительно меньше, чем основное технологическое
время при нарезании метчиком и гребенчатыми фрезами из
быстрорежущей стали и твердого сплава.
Производительность многопроходного нарезания резьбы рез-
цом значительно уступает производительности при однопроход-
ной обработке резцовой головкой, оснащенной твердым сплавом,
работающей по способу резьбопротягивания. Однако такие-
резцовые головки очень сложны по конструкции, дороги, недо-
статочно надежны в эксплуатации и предназначены для обра-
ботки резьбы только одного диаметра и шага.
Таким образом, нарезание резьбы твердосплавными резцами
является одним из самых высокопроизводительных способов,,
причем с ухудшением обрабатываемости материала нарезаемой
детали его относительная производительность все более возра-
стает. В сочетании с достоинствами, отмеченными выше, это и
привело к тому, что при обработке точных крепежных резьб
этот способ получил наибольшее распространение.
Нарезание резцом, как и другие способы обработки резьб-
резанием, по производительности значительно уступает резь-
бонакатыванию. Поэтому его применяют в основном для изго-
товления точных крепежных резьб, когда резьбонакатывание-
не может обеспечить необходимого качества обработки, а так-
же в тех случаях, когда применение резьбонакатывания за-
труднено или экономически не оправдано (обработка резьб-
большого диаметра, индивидуальное производство и т. п.).
Несмотря на известность и несомненные эксплуатационные-
достоинства нарезания резьбы резцом, этот способ изучен не-
достаточно и его потенциальные возможности используют дале-
ко не полностью. Особенно это относится к нарезанию упорных
резьб, а также к нарезанию резьб на деталях из труднообра-
батываемых материалов.
4
ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ
ПРИ НАРЕЗАНИИ РЕЗЬБЫ РЕЗЦОМ
Необходимые движения и размеры срезаемого слоя. Соглас-
но классификации проф. Г. И. Грановского [10] принципиальная
кинематическая схема при нарезании резьбы резцом относится
к четвертой группе и определяется сочетанием двух равномер-
ных движений: вращательного движения детали и прямолиней-
ного движения резца вдоль ее оси. Вращательное движение де-
тали является движением резания, а окружная скорость этого
движения — скоростью резания v. Движение резца вдоль оси
детали является вспомогательным движением формообразова-
ния, необходимым для получения винтовых поверхностей резь-
бы. Между движениями резания и формообразования сущест-
вует жесткая кинематическая связь, определяемая винтовым
р
параметром резьбы. Скорость vQ движения формообразо*
вания связана со скоростью резания выражением
v — v-----
0 2nR
где Р — шаг; Р — радиус окружности выступов резьбы.
Вспомогательное движение резца вдоль оси детали нельзя
отождествлять с прямолинейным движением подачи проходно-
го резца при продольном точении, хотя внешне эти движения
похожи друг ла друга.
Движение подачи при продольном точении является незави-
симым по отношению к движению резания и скорость этого
движения при постоянной скорости резания можно изменять по
своему усмотрению. При нарезании резьбы резец за время од-
ного оборота детали должен переместиться вдоль ее оси на
расстояние, равное шагу резьбы.
Чтобы вырезать резьбовую впадину резец перед началом
каждого прохода (рабочего хода) перемещают на определен-
ное расстояние в направлении, перпендикулярном к оси детали.
Это движение является движением подачи, а расстояние, на
которое переместился резец, подачей s, измеряемой в милли-
метрах на двойной ход резца. Подача может быть как постоян-
ной, так и изменяться от прохода к проходу резца. Поскольку
движение подачи осуществляют в перерывах между рабочими
ходами резца, то резьбовой резец является инструментом с
5
Рис. 1. Толщина и ширина слоев, срезаемых режущими кромками резца при
нарезании метрической резьбы:
а — при радиальном врезании; б — при боковом врезании
простым рабочим движением. Однако при этом рабочее движе-
ние является составным, так как оно складывается из движе-
ния резания ^движения формообразования. Скорость рабоче-
го движения W=v + v0.
Вырезание впадины резьбы регламентируется схемой реза-
ния, которая определяется направлением врезания резца отно-
сительно перпендикулярна к оси детали и законом изменения
подачи от прохода к проходу. Схема резания характеризует
форму и размеры сечения срезаемого слоя для каждого прохода
резца. При нарезании метрической резьбы (рис. 1) используют
два направления врезания резца: перпендикулярное к оси де-
тали (радиальное врезание) и вдоль правой стороны профиля
резьбы (боковое врезание). При радиальном врезании все три
кромки резца: вершинная и две боковые срезают слои материа-
ла детали. Поэтому все три кромки являются главными. При
боковом врезании слои материала детали срезают только две
кромки: вершинная и одна из боковых, которые являются
главными. Вторая боковая кромка, совпадающая со стороной
профиля, вдоль которой осуществляют врезание, материал не
срезает, а, только формирует боковую поверхность резьбы, и
потому является вспомогательной.
При нарезании упорной резьбы, (рис. 2, а—г) возможны че-
тыре направления: перпендикулярное к оси детали, вдоль каждой
из боковых сторон профиля и по биссектрисе угла профиля.
При радиальном врезании и по биссектрисе все три кромки
резца являются главными, а при боковом — только две: вер-
шинная и одна из боковых.
6
б) б)
Рис. 2. Толщина и ширина слоев, срезаемых режущими
кромками резца при нарезании упорной резьбы:
а — при радиальном врезании; б, в — при боковом врезании;
г— при врезании по биссектрисе угла профиля
Силовую и тепловую нагрузки резца определяют толщина и
ширина слоев, срезаемых каждой кромкой, а также общая фор-
ма сечения срезаемого слоя. Толщина и ширина слоев, срезае-
мых различными кромками резца, не одинаковы. Условимся
толщине а и ширине b слоя, срезаемого боковой режущей
кромкой, первой вступающей в работу, присвоить индекс 1, дру-
гой боковой режущей кромкой — индекс 2 и вершинной режу-
щей кромкой — индекс 3.
Толщина слоя аз, срезаемого вершинной кромкой, независи-
мо от направления врезания резца, равна подаче s. Толщины
слоев, срезаемых боковыми кромками, зависят от направления
врезания и углов наклона боковых сторон профиля резьбы.
При нарезании метрической резьбы, с радиальным врезанием
(см. рис. 1, а)
ах = а2 = s sin <р, (1)
где <р — угол наклона боковых режущих кромок резца относи-
тельно перпендикуляра к оси детали, с боковым врезанием (см.
рис. 1, б)
а1 = 2з5Щф;1
< а2 = 0. J 17
При нарезании упорной резьбы с радиальным врезанием (см.
рис. 2, а)
<h = s sin фр) /3\
а2 = 5 8Шф2,/ ' '
1
с боковым врезанием вдоль стороны профиля с углом <pi
рис. 2, б).
= 0;
_ s sin (<pt + q>2)
COS
с боковым врезанием вдоль стороны профиля с углом <рг
рис. 2, в)
_ s sin (ф! + q>2) .
“1---------------------->
соэфг
02= О,
с врезанием по биссектрисе угла профиля (см. рис. 2, г)
ccin Л Фх + Ч>2 \
ssin -------------------------------1
а1 = аг =---7------, •
C0S(2----)
(см.
(4)
(см.
(5)
(6)
Ширина слоя Ьз, срезаемого вершинной кромкой, равна длине
вершинной кромки и остается постоянной для любого рабочего
хода резца. Ширина слоев Ь\ и Ьг, срезаемых боковыми кром-
ками, зависят от углов <pi, <р2 наклона боковых сторон профиля
резьбы и возрастают при увеличении глубины врезания рез-
ца. Под глубиной врезания резца понимают расстояние от ци-
линдра, проходящего через выступы резьбы, до положения вер- .
шинной кромки, соответствующего определенному рабочему
ходу резца. Ширина слоя, срезаемого боковыми режущими
кромками
bi 2 --------.
COS<p12
Особенности стружкообразования при радиальном врезании
резца. Превращение срезаемого слоя в стружку при нарезании
резьбы резцом проходит в крайне сложных условиях. Это свя-
зано с тем, что при радиальном врезании все три кромки резца
участвуют в резании, срезая слои материала по всему рабочему
периметру. Даже при нарезании упорной резьбы, боковая кром-
ка резца с углом <pi = 3° срезает, а не сминает, как это часто
предполагают, материал детали, хотя толщина срезаемого слоя
а\ в этом случае соизмерима с радиусом скругления клина твер-
досплавного резца.
Схема срезания кромками резца слоев материала детали
при каждом рабочем ходе показана на рис. 3, где аз, ai и а2 —
толщины слоев, срезаемых вершинами и боковыми кромками, а
₽з, Pi и 02 — соответствующие им условные углы сдвига. Встреч-
ные потоки деформируемого материала детали, перемещаясь по
8
(7)
Рис. 3. Схема срезания тремя режущими кромками резца материала детали
при радиальном врезании
передней поверхности резца в направлениях, перпендикулярных
к режущим кромкам, пересекаясь, мешают друг другу, увели-
чивая тем самым степень деформации срезаемого слоя. Особен-
но неблагоприятны условия образования стружки при нареза-
нии упорной резьбы, у которой угол профиля составляет 33 пли
48°. Чем больше глубина врезания резца, тем условия стружко-
образования становятся тяжелее, так как боковые поверхности
резьбы все более ограничивают свободное формирование струж-
ки. Поэтому превращение срезаемого слоя в стружку при наре-
зании резьбы резцом в деформационном аспекте можно от-
нести к наиболее тяжелым случаям резания с крайне стеснен-
ным стружкообразованием.
На рис. 4 показаны сечения корня стружки плоскостями,
параллельными оси нарезаемой резьбы при нарезании упорной
резьбы с шагом 2 мм и углами 8 и 30°. Материал детали пикель-
марганцовистая сталь с ав=834 МПа, у=0°, s = 0,125 мм/ход,
v=12 м/мин. При последних проходах резца форма сечения
стружки не копирует контур сечения срезаемого слоя, а за счет
встречных потоков материала, идущих от каждой режущей
кромки резца, имеет другие очертания. Зона первичной дефор-
мации в сечениях, параллельных оси детали, напоминает де-
формированную зону, образующуюся перед плоской поверх-
ностью штампа, вдавливаемого в пластичный материал. Форма
площадки контакта стружки 'с передней поверхностью резца
только на первых проходах соответствует форме сечения сре-
заемого слоя, а на последних проходах также отличается от
нее.
Нижняя граница зоны первичной деформации у всех трех
режущих кромок резца в сечениях, нормальных к кромкам,
имеет отчетливо выраженную криволинейную форму, причем
часть этой границы расположена ниже продолжения поверхно-
Рис. 4. Сечения корня стружки, об-
разовавшейся на последнем прохо-
де резца в секущих плоскостях, про-
ходящих на различных расстояниях
от наружного цилиндра резьбы:
а —0,2 мм; 6—0,7 мм; в —1,2 мм (Х100)«
ста резания. Условный угол сдвига, особенно на боковых кром-
ках, имеет малую величину, что характеризует высокий уровень
пластической деформации срезаемого слоя. Наиболее сильно
деформированы потоки материала, идущие от боковых, кромок,
что объясняется не только стесненными условиями стружкооб-
разования, но и малыми толщинами срезаемых слоев. Особенно
велика степень деформации слоя, срезанного боковой кром-
кой резца с углом <pi=3°. Здесь резание происходит при боль-
шом отрицательном переднем угле, так как толщина срезаемого
слоя равна или не на много превышает радиус скругления кли-
на резца.
Линии текстуры деформации (см. рис. 4) в отличие от сво-
бодного резания не имеют в толще стружки отчетливой одно-
родной ориентации и при удалении от передней поверхности
непрерывно изменяют свое направление относительно нее. Вид-
но, как в результате взаимодействия встречных потоков дефор-
мированного материала, направленных от противоположных
боковых кромок, линии текстуры деформации, идущие от обеих
режущих кромок, изгибаются и стремятся как бы соединиться
друг с другом. Контактная поверхность стружки испытывает
10
сильное фрикционное воздействие со стороны передней поверх-
ности резца, приводящее к образованию заторможенного слоя.
Застойные явления на передней поверхности способствуют обра-
зованию у вершины резца своеобразного купола из деформи-
рованных слоев стружки. Условия стружкообразования услож-
няются по мере приближения к вершинной кромке. В пределах
площадки контакта у вершинной режущей кромки эти условия
наиболее тяжелы.
Среднее направление схода стружки по передней поверхнр-
сти при нарезании метрической резьбы с радиальным врезанием
вследствие равенства рабочих длин боковых режущих кромок
резца не зависит от глубины врезания и совпадает с перпенди-
куляром к оси резьбы. При нарезании упорной резьбы, если
первым в работу вступает кромка с углом <pi = 3°, среднее на-
правление схода стружки отклоняется от перпендикуляра к оси
резьбы на угол т] в сторону боковой кромки с углом (р2 = 30°.
Угол т] изменяется от прохода к проходу резца. Значения угла
т), характеризующего среднее направление схбда стружки, при
нарезании упорной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм при
s = 0,125 мм/ход приведены ниже
Глубина врезаниямм. . 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,625
Угол т).............11°19' 12°05' 14°03' 14°03' 13°30' 11°19' 9°45'
С увеличением глубины врезания вследствие изменения со-
отношения между рабочими длинами боковых режущих кромок
угол i) вначале увеличивается, а затем уменьшается. До глуби-
ны врезания /{=1 мм стружку от перпендикуляра к оси резьбы
преимущественно отклоняет режущая кромка резца с углом
<Pi = 3° и, так как от прохода к проходу рабочая длина этой ре-
жущей кромки растет, возрастает значение угла т). При даль-
нейшем увеличении глубины врезания преобладающим стано-
вится действие, оказываемое потоком стружки, идущим от ре-
жущей кромки с углом ф2=30°, и угол т] начинает уменьшаться.
Вследствие сложности деформированного состояния зоны
первичной деформации количественная оценка степени дефор-
мации срезаемого слоя с помощью относительного сдвига за-
труднена. Качественно такую оценку может дать коэффициент
усадки стружки Kl. На рис. 5 показано влияние скорости ре-
зания и подачи на коэффициент усадки стружки при нареза-
нии упорной и метрической резьбы на детали из стали 18ХГН с
<тв=834 МПа. Чтобы иметь одинаковую глубину впадины резьбы
и равное число проходов резца, нарезали упорную резьбу с ша-
гом 2 мм (рис. 5, а) и метрическую с шагом 2,5 мм (рис. 5, б).
Изменение коэффициента усадки стружки при изменении ско-
рости резания и подачи подчиняется общим закономерностям,
присущим резанию материалов, когда нарост не образуется.
Если сравнивать нарезание метрической и упорной резьбы, то
на последнем проходе резца коэффициент усадки струж-
н
Рис. 5. Влияние скорости резания
и подачи на коэффициент усадки
стружки при нарезании упорной
резьбы (а) с углами 3 и 30° и
метрической резьбы (б) резцом
су=0°:
/ — шестой проход; 2— 13-й про-
ход
ки для упорной резьбы
больше, чем коэффици-
ент усадки для метриче-
ской. Это связано с мень-
шим углом профиля упор-
ной резьбы, затрудняю-
щим стружкообразование
и- повышающим степень
25 50 75 юо 125 iso u.m/muh деформации срезаемого
°) слоя. При нарезании мет-
рической резьбы условия
стружкообразования хотя и ухудшаются с увеличением глуби-
ны врезания резца, но не так заметно, как при нарезании
упорной резьбы (рис. 5, 6). Так, например, при о = 100 м/мин
и s = 0,125 мм/ход коэффициент усадки стружки >при нарезании
метрической резьбы возрастает от 6-го к 13-му проходу резца
в 1,06 раза, а при нарезании упорной резьбы в 1,4 раза. При-
веденные данные показывают, что от прохода к проходу резца
условия стружкообразования ухудшаются и что на возрастание
стесненности стружкообразования очень большое влияние ока-
зывает уменьшение угла профиля резьбы. Нарезание упорной
резьбы протекает в значительно более сложных условиях, чем
нарезание метрической.
О тяжелой деформационной обстановке на завершающих
проходах резца свидетельствует еще одно обстоятельство.
В табл. 2 приведены значения главной составляющей силы ре-
зания Pzt, измеренной при резании стали 18ХГН с ов=834 МПа
вершинной и боковыми режущими кромками резца, работавши-
ми каждая в отдельности в условиях свободного резания, и ре-
зультирующей главной составляющей Pz, когда все три режу-
щие кромки резца работали одновременно. При измерении сил
Pzi толщина и ширина срезаемого слоя для каждой режущей
кромки резца были равными толщине и ширине слоя, срезае-
мого режущей кромкой резца при нарезании резьбы. Через Pzi
и PZ2 обозначены силы при резании боковыми режущими кром-
ками с углами <pi = 3° и ф2=30° и через Pz3 — вершинной
кромкой.
Сравнивая сумму сил Pzi с силой Pz для различных проход
дов резца, можно заметить, что при глубине врезания tz<\ мм
19
сила, измеренная при ре-
зании всеми режущими
кромками резца одновре-
менно, в пределах точно-
сти опыта совпадает с
суммой сил Pzi9 измерен-
ных при резании каждой
кромкой в отдельности.
При глубине врезания
7г>1 мм сила Pz больше
суммы сил Р2г-, причем
разница между ними воз-
растает при увеличении
4г. Для последнего про-
хода резца сила Pz пре-
восходит сумму сил Pzi
в 1,3 раза. Такое несов-
падение сил на последних
проходах резца может
2. Значение главной составляющей силы
резания при резании отдельными и всеми
режущими кромками резца одновременно при
нарезании упорной резьбы с шагом 2 мм при
у=0°, s=0,125 мм/ход и и=97 м/мин
Глубина вреза- ния, мм Сила Р2«, Н, при ре- зании отдельными ре- жущими кромками резца ж ftT’J Ж N ft.
гЧ N ft. е» N ft. « м ft.
0,25 70 60 130 260 240
0,5 90 120 130 340 320
0,75 100 170 140 410 400
1 120 230 140 490 500
1,25 140 270 140 560 630
1,5 150 340 140 630 780
1,625 160 360 140 660 860
*быть ‘вызвано только повышением степени деформации срезае-
мого слоя вследствие стесненного стружкообразования.
/3
-ЕЛ
может служить показателем ос-
-ложненности процесса превращения срезаемого слоя в стружку
-при нарезании резьбы по сравнению со свободным резанием.
Тепловые явления. Источниками образования тепла при на-
резании резьбы резцом являются теплота деформации, обра-
зующаяся на условных плоскостях сдвига (см. рис. 3), соответ-
ствующих вершинной и боковым режущим кромкам резца, и
'теплота трения, образующаяся на контактных площадках пе-
редней и трех задних поверхностей. Теплообмен между резцом
и деталью осуществляется через контактные площадки передней
и задней поверхностей, где возникают тепловые потоки опреде-
ленного направления и интенсивности. Как показали расчеты
Н. А. Подлесовой [22], выполненные с помощью электромоде-
лирования тепловых явлений и метода быстродвижущихся ис-
точников тепла, характер теплообмена между резцом и деталью
изменяется при увеличении глубины врезания. Тепловые пото-
ки, текущие через задние поверхности резца и примыкающие к
ним поверхности резания, как правило, направлены от резца в
деталь. Тепловые потоки, проходящие через стружку и контакт-
ные площадки передней поверхности, прилегающие к боковым
жромкам, на первых проходах резца направлены из стружки в
резец. При определенной глубине врезания, когда рабочая дли-
на боковых режущих кромок становится намного больше тол-
щины срезаемого слоя, тепловые потоки, текущие через перед-
нюю поверхность, изменяют свое направление и теплота начи-
13
нает течь из резца в стружку. Это улучшает условия работы
резца, так как часть теплоты, образующейся в районе вершин-
ной режущей кромки, через боковые контактные площадки ухо-
дит в стружку и деталь.
Расчеты также показали, что температуры на контактных
площадках резца не одинаковы и соотношения между ними
также меняются при изменении глубины врезания. При увели-
чении глубины врезания резца температуры 0ПВ и 0ЗВ (рис. 6,.
кривые 1, 3), устанавливающиеся на контактных площадках
передней и задней поверхностей, примыкающих к вершинной
режущей кромки, возрастают, а температуры 0Пб и 03б (рис. 6,
кривые 2, 4), устанавливающиеся на контактных площадках,
примыкающих к боковым режущим кромкам, уменьшаются.
При первых проходах резца место максимальной температуры
находится в пересечении вершинной режущей кромки с боковы-
ми; на последних проходах резца максимальная температура —
в середине контактной площадки передней поверхности, примы-
кающей к вершинной, режущей кромке. Температура резания, из-
меренная естественно образующейся термопарой, несколько ниже
максимальных температур, устанавливающихся в характерных
точках контактных площадок [22, 27]. Методы расчета тепловых
потоков и температурных полей изложены в работах [22, 23, 27].
Эксперименты подтверждают, что при постоянной подаче
средняя теплонапряженность q резца с увеличением глубины
врезания несколько уменьшается, несмотря на то что совершае-
мая работа и количество вы-
Рис. 6. Изменение температуры на
контактных площадках передней и
задней поверхностей резца у вер-
шинной и боковых режущих кром-
ках в зависимости от номера W
прохода резца при нарезании мет-
рической резьбы с шагом 3 мм на
детали из стали 45 за восемь при-
ходов при и = 70 м/мин [22]
Рис. 7. Влияние глубины врезания
на среднюю тепловую напряженность
резца при нарезании упорной резь-
бы с углами 3 и 45, шагом 2 мм с
подачей $=0,13 мм/ход:
/ — сталь 12XH3A, •v=48 м/мин; 2 —
сталь 15Х18Н12С4ТЮ, и=50 м/мин; 3—
сталь 12X13, и«=51 м/мин
14
"марной рабочей длины ре-
жущих кромок резца. Сред-
няя теплонапряженность,
105 кДж/(м-ч)
« = 21510.
* 2/ ’
где SZ — суммарная рабо-
чая длина режущих кромок
резца; Q — количество об-
разующегося тепла.
Уменьшение q связано с
Рис. 8. Влияние скорости резания на
температуру резания последнего прохо-
да резца при нарезании упорной резь-
бы с углами 3 и 45° и шагом 2 мм на
деталях из стали 28ХЗСНМВФА с
<Тв=1697 МПа при подачах на ход:
/—0,05 мм; 2 — 0,1 мм; 3 — 0,125 мм; 4 —
0,15 мм; 5 — 0,175 мм
улучшением теплоотвода из
резца в деталь вследствие
увеличения рабочей длины
боковых кромок резца.
Температура резания, из-
меренная естественно обра-
зующейся термопарой на
последнем проходе резца,
возрастает при увеличении подачи и скорости резания (рис. 8
и 9). Несмотря на то что подача при нарезании резьбы по
сравнению с точением меньше, температуры резания достигают
относительно больших значений, что связано со значительно
большей суммарной шириной срезаемого слоя и меныней мас-
сой режущей части резьбового резца.
На температуру резания шаг резьбы влияет не однозначно
(рис. 10). При нарезании метрической резьбы увеличение шага
ют 1 до 3 мм вызывает непрерывное увеличение температуры
резания [27]. Пр# нарезании упорной резьбы с увеличением
шага до 5 мм температура резания изменяется экстремально.
По-видимому, здесь действуют два конкурирующих процесса:
Рис. 9. Влияние подачи на темпера-
туру резания последнего прохода
резца при нарезании упорной резь-
бы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм
на детали из стали 18ХГН с Ов =
= 834 МПа при v = 97 м/мин
Рис. 10. Влияние шага резьбы на
температуру резания последнего про-
хода резца:
/ — нарезание упорной резьбы с углами
3 к 30° на детали из стали 18ХГН с 5=»
=0,125 мм/ход и с=97 м/мии; 2— нареза-
ние метрической резьбы на детали из
стали 12X13 с s=0.1 мм/ход и
=50 м/мин
15
возрастание количества образующегося тепла при увеличении
шага и улучшение условий теплоотвода вследствие увеличения
длины вершинной режущей кромки.
Влияние направления врезания резца на показатели процес-
са резания. Направление врезания резца не влияет на толщину
слоя, срезаемого вершинной режущей кромкой, и общую площадь
сечения срезаемого слоя. Однако направление врезания изме-
няет как общую форму слоя, так и площади слоев, срезаемых
боковыми кромками. Изменение направления врезания с ради-
ального на боковое превращает коробчатую форму сечения
срезаемого слоя в угловую (см. рис. 1, 2). При этом толщина
слоя, срезаемого одной из боковых режущих кромок при наре-
зании метрической резьбы, увеличивается в 2 раза. При нареза-
нии упорной резьбы врезание резца по биссектрисе угла профи-
ля уравнивает толщины слоев, срезаемых обоими боковыми
кромками, приближая форму сечения срезаемого слоя к той, ко-
торая соответствует нарезанию метрической резьбы с радиаль-
ным врезанием. Изменение общей формы сечения срезаемого
слоя и соотношения между шириной и толщиной слоев, срезае-
мых боковыми режущими кромками, сказывается на деформа-
ционных и тепловых показателях процесса нарезания резьбы.
На рис. 11 и 12 показано сравнение радиального и боково-
го врезания при нарезании метрической резьбы по степени
деформации срезаемого слоя, главной составляющей силы реза-
ния, температуре резания и периоду стойкости резца. Боковое
врезание несколько уменьшает коэффициент усадки стружки
(рис. И). Это связано с улучшением условий стружкообразо-
вания, так как встречный'поток стружки от одной из боковых
режущих кромок резца при боковом врезании отсутствует.
Имеет значение и то, что толщина слоя, срезаемого боковой
режущей кромкой резца, при боковом врезании в 2 раза боль-
ше, чем при радиальном. Известно, что с увеличением толщины
срезаемого слоя степень его деформации уменьшается. Отличие
Рис. 11. Влияние направления врезания резца на коэффициент усадки
стружки (а) и на силу Pz на последнем проходе при нарезании метрической
резьбы с шагом 2 мм с s=0,l мм/ход резцом с у=0°:
п -деталь из стали 15Х18Н12С4ТЮ; б— деталь из стали 12X13; / — при радиальном,
врезании; 2 — при боковом «резании
16
Рис. 12. Влияние направления врезания резца на температуру (а) резани*
последнего прохода при нарезании метрической резьбы с шагом 1,5 мм на
детали из стали ЗОХГСА с s=0,l мм/ход и на период стойкости (б) резца
из твердого сплава Т15К6 при нарезании (без СОЖ) метрической резьбы
с шагом 2 мм на детали из стали 12X13 с той же подачей:
1 — при радиальном врезании; 2 — при боковом врезании
коэффициентов усадки стружки при радиальном и боковом вре-
заниях заметнее при невысоких скоростях резания, когда
стружкообразование протекает в более тяжелых условиях
(см. рис. 11). Увеличение скорости резания облегчает процесс
образования стружки, и разность значений коэффициентов
усадки стружки при боковом и радиальном врезаниях умень-
шается.
Уменьшение степени деформации срезаемого слоя при боко-
вом врезании по сравнению с радиальным приводит к умень-
шению силы резания и ее главной составляющей Pz (см.
рис. 11,6). Так же как и на коэффициент усадки стружки, бо-
ковое врезание на силу Pz влияет тем слабее, чем выше ско-
рость резания. Например, при скорости резания и = 50 м/мин*
боковое врезание уменьшает силу Pz в 1,18 раза, а при v =
= 100 м/мин только в 1,08 раза.
Боковое врезание уменьшает работу резания и, как следст-
вие, количество выделяемого тепла. Однако при этом ухудша-
ются условия теплоотвода в стружку и деталь на боковой ре-
жущей кромке, не участвующей в резании. Поэтому при боко-
вом врезании температура резания не на много ниже, чем при
радиальном (см. рис. 12, а). При увеличении скорости резания
разница между температурами уменьшается, и при v =
= 100 м/мин они практически одинаковы. Боковое врезание уве-
личивает период стойкости резца (см. рис. 12,6). Для скоростей
резания 100—140 м/мин период стойкости возрастает в среднем
в 1,45 раза.
Боковое врезание при нарезлутьтаорной резьбы не дает та-
ких однозначных результатов, |как ^^^^^^нмлежрической
17
3. Влияние направления врезания резца
на коэффициент усадки стружки
при нарезании упорной резьбы с шагом
2 мм в детали из стали 18ХГН
< s=0,125 мм/ход
4. Толщины слоев, срезаемых боковыми
режущими кромками резца,
при различных направлениях врезания
при нарезании упорной резьбы
($=0,125 мм/ход)
Направление врезания
резца
Значения Кна
последнем про-
ходе резца при
скорости резания,
м/мин
Направление врезания
резца
96 123 155
Толщина слоя,
мм, срезаемая
боковой режу-
щей кромкой
с углом
Радиальное
Вдоль стороны
-лом:
ч?1=з°
Фа— 30°
С
уг-
3,2 2,8 2,4
3,35 2,7
3,18 2,9
2,5
2,5
Радиальное
Вдоль стороны с уг-
лом:
0,0065
0,0625
По биссектрисе угла
профиля
0
0,0786
0,0365
0,0682
0
0,0365
резьбы [5]. В диапазоне изменения скоростей резания от 96 до
155 м/мин значения коэффициента усадки стружки при радиаль-
ном и боковом врезании вдоль сторон резьбы с углами 3 и 30°
отличаются незначительно, и их различие соизмеримо с точ-
ностью экспериментов (табл. 3). Проследить какую-либо зако-
номерность во влиянии направления
2,5
2,0
'1,5
50 75 100 125 150 175v,M/Mtut
Рис. 13. Влияние направления вреза-
ния резца на коэффициент усадки
стружки при нарезании упорной
резьбы с шагом 2 мм на детали из
стали 18ХГН с подачей $ —
=0,125 мм/ход:
1 — радиальное врезание; 2 —врезание по
биссектрисе угла профиля; сплошная ли-
ния соответствует последнему, 13-му,
проходу резца; штриховая — 6-му про-
ходу
врезания на степень де-
формации срезаемого слоя в
этом случае не удается.
На последних проходах
врезание резца по биссектрисе
угла профиля при невысоких
скоростях резания несколько
уменьшает коэффициент усад-
ки Kl (рис. 13). Однако при
скоростях резания, больших
125 м/мин, коэффициенты усад-
ки стружки при радиальном
врезании и врезании по бис-
сектрисе угла профиля незна-
чительно отличаются друг от
друга.
На рис. 14 показано влия-
ние глубины врезания на глав-
ную составляющую силу ре-
зания при различных направ-
лениях врезания резца. Неза-
висимо от направления вреза-
18
Рис. 14. Влияние направления врезания резца на главную составляющую-
силы резания (а) и температуру резания (б) при нарезании упорной резьбы
с шагом 2 мм на детали из стали 18ХГН при s = 0,125 мм/ход и v=97 м/мин:
1 — радиальное врезание; 2 — врезание вдоль стороны с углом 3°; 3 — врезание вдоль
стороны с углом 30°; 4 — врезание по биссектрисе угла профиля
ния сила Pz возрастает от прохода к проходу резца. Боковое
врезание вдоль обеих сторон профиля несколько снижает силу
Pz. По-видимому, это связано с тем, что и в том и в другом слу-
чае режущая кромка резца с углом <pi = 3° работает в более
благоприятных условиях. Например, при радиальном врезании
с подачей $=0,125 мм/ход толщина слоя, срезаемого указанной
режущей кромкой, составляет всего 0,0065 мм (табл. 4), что
соизмеримо с радиусом р скругления режущего клина резца
с у=0° из твердого сплава Т15К6 (р=0,008-г-0,010 мм). Вслед-
ствие этого режущая кромка с углом <pi = 3° срезает слой ма-
1&
териала с отрицательным передним углом, что увеличивает
удельную силу и главную составляющую силы резания. При
боковом врезании вдоль стороны с углом <pi=3° эта режущая
кромка исключается из резания; при боковом врезании вдоль
стороны с углом ф2 = 30° толщина слоя, срезаемого режущей
кромкой с углом <pi=3°, возрастает до 0,786 мм, что значитель-
но больше радиуса скругления клина.
При врезании по биссектрисе угла профиля сила Pz также
.несколько меньше, чем при радиальном врезании. До глубины
врезания, равной 1 мм, значение силы Pz в этом случае нахо-
дится в промежутке между значениями сил Pz, соответствую-
дцими боковому врезанию вдоль сторон с углами ф2=30° и ф1 =
= 3°. При ti>l мм сила Pz при врезании по биссектрисе угла
профиля меньше, чем при врезании по всем остальным направ-
лениям. Разница в силах Pz на последнем проходе резца состав-
ляет: при радиальном и боковом врезании 50 Н, при радиаль-
ном врезании и врезании по биссектрисе угла профиля— 150 Н
«(см. рис. 14). С увеличением скорости резания направление
врезания резца все меньше влияет на величину силы Pz.
Радиальная сила Ру практически не зависит от направления
врезания, и для последнего прохода резца ее значение состав-
ляет 0,4 Pz. Наименьшее значение из всех составляющих силы
резания имеет осевая сила Рх, интенсивность возрастания ко-
торой от прохода к проходу значительно отстает от возраста-
ния сил Ру и Pz. Наибольшую величину сила Рх имеет при бо-
ковом врезании вдоль режущей кромки с углом ф2=30°. На
последнем проходе ее значение составляет 0,22 Pz. При вреза-
нии по биссектрисе угла профиля сила Рх меньше, и еще мень-
ше она при радиальном и боковом врезании вдоль стороны с
углом ф1 = 3°. На последнем проходе резца для этих случаев
значение силы Рх соответственно равно 0,08 и 0,06 от Pz.
За исключением врезания по биссектрисе угла профиля, тем-
пература резания при всех остальных направлениях врезания
врастет от прохода к проходу, что связано с возрастанием рабо-
ты резания и соответствующим ему выделением тепла. Наибо-
лее интенсивно растет температура при боковом врезании вдоль
•сторон с углами ф2=30° и ф1=3° (рис. 14). По сравнению с ра-
диальным врезанием температура резания при последнем про-
ходе резца при врезании вдоль стороны с углом ф2=30° выше
на 80° и при врезании вдоль стороны с углом ф1 = 3° выше на
-50°. По-видимому, это связано с резким ухудшением теплоотво-
да из резца в стружку и деталь на боковых режущих кромках,
не участвующих в резании. Для большинства проходов резца,
кроме первых, температура резания при врезании по биссект-
рисе угла профиля остается постоянной. Причины этого явле-
ния полностью не ясны. Температуры резания последнего про-
хода резца при радиальном врезании и врезании по биссектрисе
угла профиля приблизительно одинаковы.
•20
ЪН/МЦН
На рис. 15, а, б показано влияние направления врезания на
лимитирующий относительный линейный износ Al задней по-
верхности и период стойкости Т резца. В рассмотренном диа-
пазоне изменения скоростей резания при всех направлениях вре-
зания кривые Ае=Л(у) имеют точки минимума, а прямые
T—f2(v) точки перелома. Направление врезания существенно
влияет на относительный линейный износ резца и его период
стойкости. Наименьший относительный износ и наибольший пе-
риод стойкости соответствуют врезанию резца по биссектрисе
угла профиля. Боковое врезание вдоль стороны с углом cpi = 3°
по сравнению с радиальным врезанием также повышает стой-
кость резца, но в меньшей степени. В отличие от нарезания мет-
рической резьбы боковое врезание вдоль стороны с углом (р2 =
= 30° не повышает стойкость резца, а резко ее снижает. Особен-
но это заметно при скоростях резания, больших 100 м/мин.
Таким образом, с точки зрения снижения износа и повышения
периода стойкости резца предпочтительным является врезание
по биссектрисе угла профиля.
С позиций формирования фасонного контура нарезание резь-х
бы с врезанием по биссектрисе угла профиля и с радиальным
врезанием осуществляется по профильной схеме резания, а с
боковым врезанием для одной из сторон впадины резьбы — по
генераторной. Известно, что генераторная схема резания
21
5. Влияние направления врезания
на высоту микронеровностей боковых
поверхностей упорной резьбы с шагом
2 мм, нарезанной на детали из стали
18ХГН резцом из твердого сплава
Т15К6 с у=0°, при s=0,125 мм/ход и
о=97 м/мин
Направление врезания
резца
Высота шеро-
ховатостей,
мкм, боковых
поверхностей
резьбы с углом
Радиальное
Вдоль стороны с уг-
лом:
<Р1=3°
<Рз—30°
По биссектрисе угла
профиля
1,2 1,2
1,3
1,2
1,3
1,7
1,3
1,9
по сравнению с профильной
характеризуется большей ше-
роховатостью обработанной по-
верхности. Поэтому можно
было ожидать, что при боко-
вом врезании шероховатость
поверхностей резьбы, обрабо-
танных режущими кромками
резца, не участвующими в ре-
зании, должна быть выше. Од-
нако эксперименты этого не
подтверждают (табл. 5).
Направление врезания рез-
ца при скоростях резания, со-
ответствующих режущим воз-
можностям твердого сплава,,
мало влияет на высоту микро-
неровностей, и различные на-
правления врезания в этом от-
ношении не имеют существен-
ных преимуществ друг перед
другом.
КОНСТРУКЦИИ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕЗЦОВ
Конструкции резцов. При нарезании резьбы используют
резцы как из быстрорежущих сталей, так и с пластинками
твердых сплавов. Резцы из быстрорежущих сталей разделяют
на стержневые с приваренной режущей пластинкой или голов-
кой и с резцовой вставкой, закрепленной в державке резца с
помощью зажимного устройства. На рис. 16 показана рабочая
часть стержневого резца конструкции ЦНИИТМАШ. Особенно-
стью резца является комбинированная передняя поверхность,
состоящая из плоской фаски вдоль боковых и вершинной ре-
жущих кромок и двух конических поверхностей. Плоская фаска
наклонена под передним углом уо—0°, и ее ширина fo в направ-
лении, перпендикулярном к боковой режущей кромке, состав-
ляет 0,05—0,1 мм. Криволинейная часть передней поверхности
получена фрезерованием двухугловой фрезой радиуса /?ф. Ком-
бинированная форма передней поверхности позволяет получить
большие значения нормальных передних углов на боковых ре-
жущих кромках резца и тем самым значительно улучшить
условия стружкообразования. При этом не нарушается прямо-
линейная форма боковых режущих кромок.
Одна из конструкций закрепления тангенциальной резьбовой
вставки в державке резца показана на рис. 17. Призматическая
22
Рис. 16. Резец конструкции Рис. 17. Резец с тангенциальной
4ЦНИИТМАШ резьбовой вставкой из быстрорежу-
щих сталей
вставка 2 имеет паз, параллельный вершинной задней поверх-
ности у вершинной режущей кромки, в который входит гребень
державки 1. Вставку к державке прижимаю? с помощью на-
кладки 3, болта 4 и гайки 5. Для сохранения профиля перед-
ней поверхности резца изношенную вставку перетачивают толь-
ко вдоль передней поверхности.
Твердосплавные резьбовые резцы бывают с припаянной
пластинкой, с механическим креплением перетачиваемой плас-
тинки, с механическим креплением неперетачивасмой пластин-
ки. Характерные конструкции резцов представлены па рис. 18—
.21. При использовании пластинок твердого сплава форм 1103,
1105, 1107 по ГОСТ 2209—69 их припаивают в открытом гнезде
державки резца (рис. 18, а). На рис. 18, б показан резец с при-
паянной пластинкой твердого сплава, расположенной в закры-
том гнезде. В этом случае используют пластинки формы 1111
и 1109.
Резьбовые резцы с припаянной пластинкой твердого сплава
просты по конструкции, но им в полной мере присущи все недо-
статки этого способа присоединения пластинки к корпусу инст-
румента. Поэтому в последнее время широкое распространение
получили резцы с механическим креплением пластинок твердо-
го сплава, которое значительно повышает стойкость резцов.
Так, например, при нарезании метрической резьбы с шагом 2
и 3 мм на деталях из сталей 35ХГСА и 60ХНМ, закаленных до
твердости HRC 50—52, период стойкости резцов с механическим
.креплением пластинки твердого сплава Т30К4 повысился от
1,5 до 3 раз [13].
23
Рис. 18. Резец с пластинкой твердого сплава, припаянной к открытому (а)'
и закрытому (б) гнездам
На рис. 19 показано закрепление в державке резца перета-
чиваемой пластинки формы И. Пластинка 2 вложена в закры-
тый паз державки 1 и прижата к ней накладкой 3 и болтом 4.
Возможность выдвижения переточенной пластинки из держав-
ки обеспечена окном в накладке и рифлениями на накладке и
державке.
Широкое применение в токарных резцах неперетачиваемых
многогранных пластинок, обеспечивающее помимо повышения
стойкости быструю замену затупившейся режущей части, кос-
нулось и конструкций резьбовых резцов.
Крепление трехгранной неперетачиваемой пластинки с от-
верстием показано на рис. 20, а. Режущая пластинка 2 насаже-
на на штифт 6, закрепленный в державке резца 1. Прижатие
пластинки к штифту осуществляется распорным клином 3 и
болтом 4. Опорная пластинка 5 из
сплава ВК8 обеспечивает хорошее
прилегание к ней режущей пластин-
ки. Это повышает надежность крепле-
ния режущей пластинки и позволяет
работать с большими подачами. Кро-
ме того, опорная пластинка предохра-
няет державку* резца при случайном
Рис. 19. Резец с механичес-
ким креплением перетачи-
ваемой пластинки твердого
сплава
1 разрушении режущей пластинки. На
( рис. 20,6 показано крепление непере-
J тачиваемой ромбической пластинки
без отверстия. В державке резца 1
имеется шлифованное гнездо, парал-
лельное правой боковой режущей
кромке резца. Режущая 2 и опорная
24
Рис. 20. Резец с механическим креплением трехгранной (а) и ромбической
(б) неперетачиваемой пластинки твердого сплава
3 пластинки лежат в гнезде и упираются в срезанный штифт 4.
Прижатие пластинок к державке осуществляется накладкой 5
и болтом 6.
На рис. 21 изображено крепление треугольной неперетачи-
ваемой пластинки фирмы Сандвик Коромант (Швеция). Режу-
щая пластинка 2 расположена на опорной пластинке 3, закреп-
ленной в державке 1 резца с помощью штифта 6. Над режущей
пластинкой расположен стружколом 4. Режущую пластинку и
стружколом к опорной пластинке прижимает прихват 5. Режу-
Рис. 22. Типы неперетачиваемьус резь-
бовых пластинок, выпускаемых дрирмой
Sandvik Coromant
Рис. 21. Резец конструкции фир-
мы Sandvik Coromant
25
щая неперетачиваемая пластинка без отверстия показана н©
рис. 22, а. Фирма выпускает три типа пластинок (рис. 22, б—г)„
Резец с пластинкой первого типа (рис. 22, б) формирует пло-
скую вершину профиля резьбы перед вырезаемой впадиной.
Резец с пластинками второго и третьего типа (рис. 22, в, г)
формирует плоскую вершину профиля резьбы за вырезанной"
впадиной.
Для уменьшения вспомогательного времени, затрачиваемого
на пробные проходы после снятия со станка затупившегося рез-
ца и установки нового или переточенного, применяют взаимоза-
меняемые резцы. Для регулировки и установки резца в резце-
держателе в державке предусмотрены резьбовые упоры. На-
стройку резца на необходимый размер производят вне станка
в специальном приборе с помощью эталонного резца.
Регулировочное устройство показано на рис. 23. В державку/
резца ввернута цанга 2, в которую входит регулировочный
винт 3 со сферической головкой. Закрепляют регулировочный
винт в цанге гайкой 4. Устройство обеспечивает точную наст-
ройку резца на размер.
Теоретический профиль пе-
редней поверхности резьбово-
го резца. Теоретический про-
филь передней поверхности
резца совпадает с осевым про-
филем нарезаемой резьбы
только при переднем угле рез-
ца, равном нулю. Если перед-
ний угол не равен нулю, то
теоретический профиль нахо-
дят с помощью коррекционно-
го расчета. На рис. 24 показа-
на расчетная схема для опре-
деления размеров теоретиче-
ского профиля передней по-
верхности резца, нарезающего
метрическую резьбу, с поло-
жительным передним углом у
на вершинной режущей кром-
ке. Как у любого фасонного
Рис. 24. Схема, поясняющая коррек-
ционный расчет теоретического про-
филя передней поверхности резца
4
Рис. 28. Регулировочное устройство
взаимозаменяемого резца [12]
26
резца, передний угол изменяет только профиль по высоте пе-
редней поверхности, и высота /п профиля резьбового резца ста-
новится не равной глубине впадины t осевого профиля резьбы.
Осевые же размеры профиля передней поверхности резца оста-
ются равными соответствующим осевым размерам профиля
резьбы. Однако вследствие того, что боковая поверхность резь-
бы представляет собой винтовую поверхность с винтовым пара-
Р л.
метром----, точки mi и q режущих кромок резца, профилирую-
2л
щие точки т и i впадины резьбы должны быть сдвинуты отно-
сительно них в направлении, параллельном оси резьбы на рас-
стояние, пропорциональное углу поворота е. В результате этого
теоретический профиль передней поверхности резца становится
несимметричным, и углы наклона боковых режущих кромок
резца фщ и фп2 не равными углу ф резьбового профиля.
При положительном переднем угле у
Р
— в;
2л
Р
---8.
2л
Нетрудно показать, что .при отрицательном переднем угле у,
напротив, fui>f и /п2<Л В этом случае
Р
— е;
2л
Р
---8.
2л
Тогда углы наклона фП1 и фП2 боковых сторон теоретического
профиля передней поверхности резца можно найти следующим
образом:
fnl = ^g<P
fra = i tg Ф -+
fnl = ^g<p-|-
/n2 = ^g<P
tg<Pni =---------:-------;
р
Mg<p ± ——8
. 2Л
tg<Pn2 =-----------------•
гп
(8)
Верхние знаки в формуле соответствуют положительному
переднему углу у резца, а нижние — отрицательному.
Высота профиля передней поверхности резца /п=^созт —
— /?i cos у.
Углы т и 8 определяют из выражений
D
sin т = -±- sin | у |; е = | у | — т.
27
6. Значения углов теоретического профиля передней поверхности резца,
нарезающего метрическую резьбу диаметром 14 мм с шагом 2 мм
_ Передний угол на вершинной режущей кромке, °
Угол наклона левой и правой __________________________ __________________________
режущих кромок теоретиче- ского профиля передней поверхности 15 5 0 -5 -10 ^—15
28°48' 29°49' 29°2Г 30°02' 29°45' 30°06' 30° 30° 30°06' 29°45' 30°02' 29’21' 29’49' 28’48'
При применяемых значениях передних углов резца отличие
теоретического профиля передней поверхности от осевого про-
филя резьбы невелико (табл. 6). Наибольшее отклонение угла
теоретического профиля передней поверхности от угла осевого
профиля резьбы при нарезании резьбы М14 даже при таком
сравнительно большом значении переднего угла, как 15°, со-
ставляет всего 1°12'. При переднем угле резца, меньшем 10°,
отклонение не превышает 30'.
Часто крепежную резьбу нарезают резцом с некорректй-
рованным профилем передней поверхности, у которого углы
наклона сторон профиля равны углам осевого профиля резьбы.
При использовании стандартных неперетачиваемых пластинок
корректировка профиля передней поверхности вообще невоз-
можна. При некорректированном профиле резца нарезанная
резьба будет иметь некоторую угловую погрешность осевого
профиля. Рассуждая так же, как и при выводе формул (8), по-
лучим выражения для определения углов q>oi и <ро2 левой и пра-
вой сторон осевого профиля резьбы, нарезанной резцом с некор-
ректированным профилем передней поверхности
Р Р
МёФ±— 8 *ntg<p4=— 8
1 2л j
tg Фо1 =-----------; tg <р02 =--------------.
Верхние знаки в формуле соответствуют положительному
переднему углу у резца, а нижние — отрицательному.
В табл. 7 приведены погрешности углов A<poi и Д<р02 осевого*
профиля резьбы, нарезанной резцом с двойным углом профиля
передней поверхности, равным 60°. Как видно из табл. 7, осевой
профиль резьбы, нарезанной резцом с некорректированным про-
филем передней поверхности, становится несимметричным. Уг-
ловая ошибка осевого профиля резьбы равна разности углов
некорректированного и теоретического профиля передней по-
верхности. Она возрастает при увеличении абсолютного значе-
ния переднего угла у резца. У резцов с пластинками твердых
сплавов значение переднего угла, как правило, не превышает
±10°, что соответствует максимальной угловой ошибке 0°39'.
Поэтому при нарезании крепежных резьб резцами, значение;
28
7. Значения погрешности углов осевого профиля резьбы диаметром 14 мм
с шагом 2 мм, нарезанной резцом с некорректированным профилем передней
поверхности
Отклонение углов осе- вого профиля резьбы Передний угол резца на вершинной режущей кромке, °
15 10 , 5 0 -5 -1в -15
Лфо! Лфо2 +1°12' +0*11' +0°39' —0°02' +0°15' —0°06' оо »о (О —0°06' 4-0*15' —0«02' 4-0’39' 4-091Г 4-1’12'
переднего угла которых колеблется в указанном диапазоне, кор-
рекционный расчет профиля передней поверхности можно не
производить.
В некоторых случаях для уменьшения разбивания (развала)
осевого профиля резьбы двойной угол профиля передней по-
верхности резца уменьшают на 20—30'.
Геометрические параметры резца. Режущая часть резьбового*
резца для нарезания метрической резьбы характеризуется сле-
дующими геометрическими параметрами (рис. 25): углами <pri
и фгг между проекциями боковых режущих кромок резца на
опорную плоскость и боковыми плоскостями резца; передним
углом у и задним углом а, лежащими в секущей плоскости
А—А, перпендикулярной к вершинной режущей кромке; зад-
ними углами си и 02, лежащими в секущих плоскостях В — В*.
Рис. 25. Геометрические параметры резьбового резца
29>
перпендикулярных к проекциям боковых режущих кромок
резца на опорную плоскость; углами наклона М и Лг боковых
режущих кромок резца, лежащих в плоскостях, проходящих
через указанные кромки, перпендикулярно к опорной плоскости;
нормальными передними углами yNi и y.w, нормальными зад-
ними углами a.ivi и ам, лежащими в плоскостях AW, перпенди-
кулярных к боковым режущим кромкам резца.
Вершинную режущую кромку выполняют в виде прямой ли-
нии или дуги окружности определенного радиуса. Углы <рг1
и фи являются проекциями углов фп1 и фп2 на опорную плос-
кость. Их значения определяют из выражений
tgTrl= JilSL.; 1ёфг2=-^-.
cos y cos y
Если профиль передней поверхности резца не корректиро-
ван, то
tg<Pn = tg фг2 = tg фг =
cosy
Углы наклона М и Хг боковых режущих кромок резца
tg hi = tg у cos фг1; tgX2 = tgycc^ra.
При некорректированном профиле передней поверхности tgXx =
= tgX2 = tgX — tgycc^. Если передний угол у резца поло-
жительный, то угол наклона боковой режущей кромки имеет
отрицательный знак. При отрицательном угле у угол наклона
-боковой режущей кромки положительный.
Нормальные задние углы алл и 0^2 определяют по формулам
= tga„—H'S-.
cos Лх созлг
Нормальные передние углы удч и у.уг определяют следующим
•образом:
. _ sin y cos — cos YcostpnSinXi
J cos y sin cprl
„ sin y cos Z2 — cos У cos фГ2 sin X2
• *
cosYSinq>r2
При некорректированном профиле передней поверхности
А . 1 sin y cos X —cosy cos фг sin Л
tg yJVI = tgyw2 = tgy =----i--------------------.
2V /v cosy sin фг
Если передний угол у резца положительный, то нормальный
передний угол yn также положительный, и наоборот. Приведен-
ные формулы справедливы и для резцов, нарезающих упорную
резьбу. В этом случае в них подставляют значения углов <pi и
30
Рис. 26. Рабочие геометрические параметры резца с отрицательным (а) и
положительным (б) передним углом на вершинной режущей кромке
q>2, соответствующих левой и правой боковым сторонам осевого
профиля резьбы.
Рабочие геометрические параметры резца. Вследствие того
что простое рабочее движение резца является составным, его
рабочие геометрические параметры отличаются от статических.
На рис. 26 показаны рабочие углы для левой боковой режущей
кромки резца, нарезающего правую резьбу, с отрицательным
передним углом заточки у на вершинной кромке. В плоскости
NN, перпендикулярной к боковой режущей кромке, резец имеет
нормальный передний угол улп и нормальный задний угол gcni.
Рабочие передний ywPi и задний axPi углы резца, измеренные
в нормальной плоскости NN, равны
I
31
*m> 1 zg\
Если q^.i< |yni|, to рабочий передний угол имеет тот же отри-
цательный знак, что и передний угол заточки. При вт> [yni |
рабочий передний угол из отрицательного становится положи-
тельным. Угол ат, на который рабочие углы резца отличаются
от углов заточки, определяется положением вектора яв-
ляющегося проекцией вектора W истинной скорости резания на
плоскость NN. Значение угла аги можно отыскать кинематиче-
ским методом [20] определения рабочих углов.
Любая точка Af боковой режущей кромки, расположенная
на окружности резьбы радиуса р, участвует в двух движениях:
вращательном движении резания со скоростью ир и поступа-
тельном движении формообразования со скоростью vQ. Отыщем
проекции векторов vp и vo на плоскость NN, предварительно
разложив вектор vp на векторы v\ и v2 и вектор на векторы
г?о1 и г>02-
vi = vp cos v2 = и? sin ep;
u3 = cos фг1 = vp sin Ep cos <prl; v4 — v2 sin <prl = vp sin ep sin <prl;
cos Xx = Vp cos 8P cos If, u7 = v3 sin Xx — Vp sin 8P cos фг1 sin Xx;
^01 = Ц) sin фг1; v02 = vQ cos фг1; t>03 = uox sin Xx = v0 sin фг1 sin
Векторы г?9 и г?ю, лежащие в плоскости NN, являются соответ-
ственно геометрическими суммами векторов v$, г?оз и гч и г?29.
и9 = Vp cos 8Р cos Хх + Vp sin 8 cos фг1 sin Xx — vp sin фгх sin Xx;
v]t = v9 cos <Pri + vo sin 8P sin фгХ.
Тангенс искомого угла aNi определится выражениями
70 cos ФГ1 + v* sin е sin фг1
tgo^ = —--------------------------£-е------------------.
Vp cos 8рcos Хх 4- vp sin 8р cos <рГ1 sin — v0 sin фг1 sin Zx
Разделим числитель и знаменатель последнего выражения на г?р
ve
и, учитывая, что ~ получим
Vp 2ЯР
Р , .
---- COS фг1 + Sin 8 Sin фГ1
tgam = --------------?=£---------------------------- . (10)
cos 8p-cos Xi + sin 8p cos фп sin Xx — •—— sin фГ1 sin Xx
IU
Если резец имеет положительный передний угол заточки у
(рис. 26,б), то
= адн — Одл; |
Yjvpi = Тди + awi, J
(И)
а векторы vg и йю определяются выражениями
v9 = vp cos 8р cos + vp s^n 8p cos <Pn sin + Ц) sin (prl sin %f,
v10 = yocos <Pri — 4) 8p sin Tri-
Тогда при положительном угле у
Р
-т— cos (рг1 — sin 8О sin фг1
2лр р
tgaOT =------------------------------:-------------------. (12)
COS 8р COS 11 + sin 8р COS фг1 sin 1! + 2пр s*n ^гх s’n
Аналогично получают выражения для определения рабочих
углов для правой боковой режущей кромки. Если передний
угол заточки резца у отрицательный, то
адгР2 = ада + Одте! 1 /1 о)
Тда2 = I Тда | + ст№.)
а угол on2 определяют из выражения
Р
cos Фг2 sin 8р sin ф2г
tgtf№= р
cos е cos Х2 + sin 8 cos фг2 sin Х2 + —-sin фг2 sin %2
р _ р 2лр
(14)
При увеличении угла gn2 отрицательное значение рабочего
переднего угла возрастает.
При положительном угле заточки у
<%Np2 == &N2 + GW,
^Np2 ~ ^N2 ayV2»
(15)
а угол ада определяют из выражения
р , •
—— cos фг2 + sin ео sin фг8
tg ада =-------------. (16)
COS 8n COS Х2 + sin 8О COS Фг2 sin -sin фГ2 sin ^2
Р Р 2ЛО
Если ада<уда то рабочий передний угол положительный, а при
<Sn2>Vn2 отрицательный.
2 Зак. 1568
33
Угол ер, характеризующий положение точки Л4 на окруж-
ности радиуса р, определяют следующим образом:
D
еР = I Т I — тр, где sintp = —5-sin | у | .
Р
При переднем угле резца, равном нулю, выражения для
определения рабочего переднего угла значительно упрощается:
для левой режущей кромки ywpi = <Jni;
для правой режущей кромки yWp2=—Qn2-
При у=0 Л=0, тр = 0 и ер =0, а поэтому
tg OjVl = tg Gn2 = —— cos <p.
В табл. 8 приведены значения статических и рабочих гео-
метрических параметров резца с некорректированным профи-
лем передней поверхности, нарезающего метрическую резьбу
диаметром 14 мм с шагом 2 мм. Резец имеет задние углы на
боковых режущих кромках ai=ia2=6°. Передний угол у на вер-
шинной режущей кромке принят изменяющимся в пределах от
15° до —15°. Рабочие углы рассчитаны для точки режущей
кромки, соответствующей окружности выступов резьбы.
При любом знаке переднего угла заточки у резца рабочие
задние углы на левой режущей кромке всегда меньше, чем на
правой (см. табл. 8). Это связано с тем, что плоскость, каса-
тельная к боковой винтовой поверхности резания, у левой ре-
жущей кромки приближается к задней поверхности резца, а у
правой — удаляется от нее. При этом нормальные рабочие зад-
ние углы на левой режущей кромке меньше статических задних
углов, а на правой режущей кромке больше. При прочих рав-
ных условиях рабочие задние углы на обеих режущих кромках
при отрицательном переднем угле меньше, чем при положи-
тельном.
8. Значения нормальных статических и рабочих передних и задних углов
на боковых режущих кромках резца, нарезающего правую резьбу М14
Геометричес кие параметры резцов Передний угол на вершинной режущей кромке, °
15 10 5 0 -5 -10 -15
аЛГ1» aN2 6°09' 6°04' 6°01' 6°00' 6°01' 6°04' 6°09'
Ут* Vw2 7°38' 5°02' 2°30' 0° —2°30' —5°02' —7°38'
5°24' 4°48' 4°16' 3°45' 3°20' 2°58' 2°37'
yNpl 8°23' 6°18' 4°15' 2°15' 0°1Г —1°56' —4°06'
aNp2 9°4Г 9°10' 8°42' 8°15' 7°46' 7°20' 6°54'
Уыр2 4°06' 1°56' —0°1Г —2°15' —4° 15' —6°18' —8°23*
I ।
Рабочие передние углы на левой режущей кромке при по-
ложительном переднем угле заточки у больше, чем па припой.
При отрицательном угле у, наоборот, абсолютные значения or
рицательных рабочих передних углов на левой режущей кром
ке меньше, чем на правой. На обеих режущих кромках при
уменьшении положительного и увеличении отрицательного не
реднего угла заточки на вершинной режущей кромке рабочий
передний угол уменьшается, становится равным нулю и далее
возрастает в области отрицательных значений. При положи-
тельном угле заточки у рабочий передний угол на левой режу-
щей кромке резца больше статического переднего угла, а па
правой режущей кромке меньше. При отрицательном угле у
абсолютная величина отрицательного рабочего переднего угла
на левой режущей кромке меньше величины статического пе-
реднего угла, а на правой режущей кромке больше.
Если отличие рабочих задних углов от статических значи-
тельно, то это необходимо учитывать при проектировании рез-
цов. Для выравнивания значений рабочих углов на обеих бо-
ковых режущих кромках задний угол заточки aN на левой ре-
жущей кромке увеличивают на величину угла <Lv, а на пра-
вой — уменьшают.
Форма и размеры вершинной режущей кромки. Из режущих
кромок резца вершинная находится в наиболее тяжелых усло-
виях. У нее наибольшая толщина срезаемого слоя и наимень-
шее отношение ширины слоя к толщине. Ограниченная масса
вершины резца затрудняет отвод тепла от вершинной режущей
кромки. Вследствие этого средняя теплонапряженность вершин-
ной режущей кромки значительно выше, чем боковых. Таким
образом, для повышения износостойкости резца необходимо мак-<
симально увеличить ее длину.
Номинальная длина /0 прямолинейной вершинной режущей
кромки резца (рис. 27), соответствующая минимальному диа-
метру £>кш1п проходного калибра, при нарезании наружной резь-
бы определяется
А) == (^2 min) (tg Ф1 4“ tg фг)-
Длину вершинной режущей кромки сверх номинальной мож-
но увеличить, используя следующее обстоятельство. Для обес-
печения свинчивания нарезанной резьбы с проходным калиб-
ром поле допуска собственно среднего диаметра d2 резьбы
должно начинаться не от номинального диаметра d2, а выше пл
величину половины части Д допуска е, служащей для диамет-
ральной компенсации погрешности шага и угла профиля резь
бы. Оставшуюся часть допуска е—Д среднего диаметра резьбы,
зависящую от состояния станка, точности установки резца и
других причин, определяют экспериментально для конкретных
2* 35
Рис. 27. К расчету мак-
симальной длины вер-
шинной режущей кром-
ки резца при нарезании
наружной резьбы
условий обработки. На основании этого максимально возмож-
ная длина вершинной режущей кромки
4пах = 4 + 4 + 4 = 4 + fg Ф1 + tg
Подставив /о и произведя преобразования, получим
/щах = 4 ~ tg<P>ttg<P2 min ~ Д). (IЪ
При нарезании внутренней резьбы
4»x=-f— l^- + l^(D,m.I-d,-A), (18)
где DKmax — максимальный диаметр проходного калибра.
Рис. 28. Возможные по-
ложения вершинной ре-
жущей кромки резца
для нарезайия упорной
резьбы: I
а — кромка ' параллельна
оси резьбы; б — кромка
наклонена относительно*
оси резьбы
При нарезании упорной резь-
бы крайние точки 1 и 2 (рис.
28, а) прямолинейной режущей
кромки резца работают в различ-
ных условиях. Масса инструмен-
тального материала около точ-
ки 1 значительно меньше, чем око-
ло точки 2. Поэтому и условия
теплоотвода у точки 1 хуже, чем у
точки 2. Это приводит к тому, что
наибольшему изнашиванию подвер-
гается место пересечения вершин-
ной задней поверхности с боковой
задней поверхностью режущей
кромки с углом <р1 = 3° (рис. 29).
Очевидно, лимитирующим является
линейный износ бь по значению ко-
торого и устанавливают момент
затупления резца.
Для повышения износостойкости
Рис. 29. Схема изнашивания
задних поверхностей резца, на-
резающего упорную резьбу
резца следует увеличить угол ei
при вершине 1, наклонив вершинную режущую кромку па угол
<рз относительно оси резьбы (рис. 28,6). При увеличении угла
Фз угол ei будет возрастать, а угол е2 в точке 2 уменьшается.
Если угол наклона вершинной режущей кромки
Фз — Ф1
Фз< —
, то угол ех < 82. При
фо- ф,
Фз = о" ' УГЛЫ 8! = 82.
При <р3 > ——угол 8j > е2,
одновременно уменьшается длина вершинной кромки: / = /тахХ
х созфг
cos (ф2 — фО ’
На рис. 30—32 представлены кривые линейных изиосов бь
б2 и бз в точках 1 и 2 вершинной режущей кромки и на боко-
вой задней поверхности с углом q>i = 3°, полученные Б. М. Пуш-
миным при нарезании упорной резьбы с шагом 2 мм на детали
из стали 18ХГН при s = 0,125 мм/ход и и = 97 м/мин резцом из
твердого сплава Т15К6 с различными углами фз наклона вер-
шинной режущей кромки.
Угол фз значительно влияет на интенсивность изнашивания
задних поверхностей и износостойкость резца. Увеличение угла
Фз от нуля до значения, равного углу ф2, не влияет на линейный
износ 63 боковой задней поверхности у режущей кромки с углом
Ф1 = 3° (рис. 30). Наряду с этим изменяется интенсивность изна-
37
Рис. 30. Зависимость линейного из-
носа 6з боковой задней поверхности
у режущей кромки с углом <pi=3°
от времени работы резца при наре-
зании упорной резьбы с углами 3 и
30°:
1 — <Рз=0°; 2 — фз=30°
Рис. 31. Зависимость линейного из-
носа 61 в точке 1 вершинной режу-
щей кромки от времени работы рез-
ца при нарезании упорной резьбы
с углами 3 и 30°:
1 —Фз=0°; 2 — фз=13°30'; 3 — ф3=ЗО°
шивания в точках 1 и 2 задней поверхности у вершинной ре-
жущей кромки (рис. 31, 32); линейный износ 61 в точке 1
уменьшается, а линейный износ 6г в точке 2 возрастает. Не-
смотря на некоторое уменьшение длины вершинной режущей
кромки вследствие увеличения угла <рз, период стойкости резца
при этом возрастает.
При угле ф3 = , что соответствует равенству углов
ci и е2, значения линейных износов 61 и бг в точках 1 и 2 вер-
шинной режущей кромки несколько выравниваются, хотя лими-
тирующим по-прежнему является износ бь При угле <рз=ф2 ин-
тенсивнее изнашивается вершинная задняя поверхность у точ-
ки 2 и наибольшую величину имеет линейный износ бг, что свя-
зано с уменьшением угла ег- Теперь затупление резца лимити-
рует уже не износ бь а износ бг. Вследствие сокращения дли-
ны вершинной режущей кромки период стойкости резца с углом
Фз = ф2 меньше, чем резца с углом ф3 = » и даль-
нейшее увеличение угла фз нецелесообразно. Такие же резуль-
таты были получены и при нарезании упорной резьбы с углами
3 и 45° (рис. 33). Таким образом, наивыгоднейшим является то
значение угла <рз наклона вершинной режущей кромки, при ко-
тором 81 = 82-
Если вершинная режущая кромка очерчена дугой окружно-
сти, то ее радиус г должен быть максимально возможным. Для
•того так же, как и при увеличении длины прямолинейной режу-
щей кромки, может быть использована часть допуска на сред-
.тн
Рис. 32. Зависимость линейного износа б2 в точке 2 вершинной режущей
кромки от времени работы резца при нарезании упорной резьбы с углами
3 и 30°:
1 —Фз=13°30'; 2 - ф3=ЗО°
Рис. 33. Зависимость линейного износа в точке 1 вершинной режущей
кромки от пути резания L резца из твердого сплава Т15К6 при нарезании
упорной резьбы с углами 3 и 45° и шагом 3 мм на детали из стали
28ХЗСНМВФА с ав=1697 МПа при числе проходов 17 и о=45 м/мин:
1 — Фз-0°; 2 — ф=10°; 3 — ф2=21°
ний диаметр резьбы. Н. П. Антонов [1] предложил следующую
методику определения максимального радиуса вершинной режу-
щей кромки резца, нарезающего метрическую резьбу. Макси-
мальное значение радиуса г' вершинной режущей кромки резца
определяют из условия, что внутренний диаметр резьбы кон-
тролируется проходным калибром с прямыми срезами профиля
по диаметру, равному наименьшему внутреннему диаметру
гайки (рис. 34). Окружность радиуса г' должна проходить че-
рез крайние точки отрезка длиной 2r0cos<p и касаться боковых
сторон профиля резьбы со средним диаметром d2 — Д. Значе-
ние радиуса г' может быть определено следующим образом:
г'2 = Л2 + (r0 cos ф)2.
С другой стороны,
г' — ( h + r0 cos ф ctg ф + -у) sin ф.
39
Рис. 34. К расчету максимального ра-
диуса вершинной режущей кромки рез-
ца для нарезания наружной метричес-
кой резьбы
Определив h из второго вы-
ражения, подставив его в
первое, и решив квадратное
уравнение относительно г',
получим для угла 2ср = 60°
„г _ 6г0 + 2А + У6г0Д+Д2
Г ~ 6
(19)
где Го — номинальный ради-
ус вершинной режущей
кромки резца, определяемый
шагом резьбы; Л — часть
допуска е на средний диа-
метр резьбы, используемая
для диаметральной компен-
сации погрешностей шага и
угла профиля резьбы.
Так же, как и при расчете максимальной длины прямоли-
нейной вершинной режущей кромки, поле рассеивания е—Д
собственно среднего диаметра резьбы определяют эксперимен-
тально.
Заточка вершинной режущей кромки резца по дуге окруж-
ности повышает стойкость резца и предельное значение пода-
чи, при котором не происходит хрупкое разрушение вершины
резца. Увеличение радиуса вершинной режущей кромки при на-
резании метрической резьбы позволяет повысить допускаемую
скорость резания в соответствии с выражением о = , где по-
казатель степени qv в зависимости от материала нарезаемой
детали находится в пределах 0,25—0,55. Увеличение предельно
допустимой подачи для резца из сплава ТЗОК4 Snp=Csr0-85 [1].
При возрастании радиуса г увеличивается длина вершинной ре-
жущей кромки, что приводит к некоторому возрастанию глав-
ной составляющей силы резания Pz, Pz = Cpr4°, где показатель
qp лежит в пределах 0,2—0,3.
Возможные варианты скругления вершины резца, нарезаю-
щего упорную резьбу, показаны на рис. 35. Вариант I соответ-
ствует сопряжению круговой вершинной режущей кромки с
обоими боковыми режущими кромками резца. Окружность ра-
диуса г касается режущих кромок резца в точках 1 и 2. От-
резок 1—2 наклонен относительно линии, параллельной оси
резьбы, на угол <р3= — ~--1- , и его размер I определяет-
ся максимально возможной длиной /тах прямолинейной вершин-
ной режущей кромки. Радиус
I
г =--------------------------. 2
2 cos (<pt + <₽з)
41)
Вариант П
Вариант Ц]
Mwi.w 9l,2^
Вариант I
Рис. 35. Варианты формы вершинной режущей кромки резца для нареза и им
упорной резьбы
Так как
z COS ф2
♦ 4max , ч »
COS (ф2 — Фз)
то
^max cos Ф2
Г — ------------------------------------------------..
2 cos (<₽! + фз) cos (<р2 — ф3)
Поскольку
m — 4)2 “ fP1
й---------—
то выражение для определения радиуса г принимает вид
Imax COS ф2
(20)
2с0,.(Л±«
Вариант II (см. рис. 35) соответствует сопряжению вершин-
ной режущей кромки только с боковой режущей кромкой с уг-
лом ф2. Окружность радиуса г касается боковой режущей кром-
ки резца с углом <р2 в точке 2 и пересекает боковую режущую
кромку с углом <pi в точке /. Радиус
f = _^max
2 COS <Р2
При варианте III (см. рис. 35) вершинная режущая кромки
состоит из прямолинейного участка, наклоненного к линии, ин
раллельной оси резьбы под углом фз=<р2, сопряженного с чгт
вертью окружности радиуса г. Окружность касается боковой
режущей кромки с углом ф2 в точке 2. Радиус г определяют по
формуле
r = /maxSin<p2.
41
Рис. 37. Зависимость линейного из-
носа 6г в точке 2 вершинной режу*
щей кромки от времени работы рез-
ца при нарезании упорной резьбы с
углами 3 и 30° резцами с вершинной
режущей кромкой, выполненной по
варианту I (кривая /), по варианту
II (кривая 2) и по варианту Ш
(кривая 3) (tlq Б. М. Пушмину)
Рис. 36. Зависимость линейного из-
носа 61 в точке 1 (см. рис. 29) вер-
шинной режущей кромки от времени
работы резца при нарезании упорной
резьбы с углами 3 и 30°, резцами
с вершинной режущей кромкой, вы-
полненной по варианту I (кривая /),
по варианту II (кривай 2) и по ва-
рианту III (кривая <?) (по Б. М.
Пушмину)
Результаты стойкостных испытаний резцов, вершина кото-
рых была заточена согласно рассмотренным вариантам, приве-
дены на рис. 36 и 37. Условия работы те ,же, что и при ана-
логичных испытаниях резцов с различными углами наклона
<р3 прямолинейной вершинной режущей кромки. Из рисунков
видно, что при любом варианте скругления вершины резца ли-
нейные износы 61 и 62 в точках 1 и 2 режущей кромки почти
одинаковы. Только для варианта II линейный износ вершинной
задней поверхности в точке 2 несколько меньше, чем в точке 1.
Стойкость резцов для значения линейного износа, равного
0,3 мм, при различных вариантах заточки отличается не более
чем на 5—8 мин. Самый высокий период стойкости имеет резец,
заточенный в соответствии с вариантом III. Если сравнить пе-
риоды стойкости резцов с дуговой и прямолинейной вершинной
режущей кромкой, наклоненной под углом <р3 = —, то
существенного преимущества резцы со скругленной вершиной
не имеют. Однако по сравнению с резцами, имеющими прямо-
линейную вершинную режущую кромку, наклоненную под углом
<рз = ф2 И особенно с углом фз = 0о, выигрыш в стойкости резцов
со скругленной вершиной значителен. Поскольку изготовление
резцов с дуговой вершинной режущей кромкой связано с опре-
деленными технологическими трудностями, то у резцов для на-
резания упорных резьб наиболее рациональной следует считать
вершинную часть с прямолинейной режущей кромкой, накло-
II фо-<Pl
ценной ПОД углом Фз = —-----— .
42
Материал режущей части и оптимальные геометрические па-
раметры резцов. При нарезании резьбы на резьботокарных по-
луавтоматах и универсальных токарных станках, оснащенных
резьбонарезающим устройством, применяют резцы с пластин-
ками твердых сплавов. Применение резцов из быстрорежущих
сталей оправдано только при нарезании резьбы на универсаль-
ных токарных станках вручную или когда нет возможности на-
значить скорость резания, равную оптимальной скорости для
твердого сплава.
Для резцов из быстрорежущих сталей, нарезающих метри-
ческую и упорную резьбы на деталях из чугунов, углеродистых
и легированных конструкционных сталей, используют стали
нормальной теплостойкости Р18 и Р9. При нарезании резьбы
на деталях из труднообрабатываемых сталей и сплавов, предел
прочности на растяжение которых не превышает 1177—
1275 МПа, применяют стали повышенной теплостойкости
(Р9К5, Р9К10, Р9М4К8, Р14Ф4, Р6М5К5).
Для резцов с пластинками твердых сплавов используют как
однокарбидные, так и двухкарбидные сплавы. При нарезании
метрической резьбы на деталях из серого и ковкого чугуна
применяют сплавы ВК6 и ВК.6М. Нарезание резьбы па дета-
лях из углеродистых и легированных конструкционных сталей
производят резцами из сплава Т15К6 при <тв<1079 МПа и спла-
ва Т30К4 при <т6= 1079-=-1471 МПа. Выбор марки твердого
сплава при нарезании резьбы на деталях из труднообрабаты-
ваемых материалов определяется группой обрабатываемости, к
которой принадлежит сталь или сплав. Труднообрабатываемые
материалы делят на восемь групп [26]. Для групп I и II приме-
няют сплав Т15К6, если <тв<^1471 МПа, и сплав ВК6М, если
а6= 1667-=-1765 МПа; для групп с III по VII — сплав ВК6М;
для группы VIII, если ав<1716 МПа, — сплавы Т15К6 и
Т30К4 и, если ов= 1716-=-2256 МПа, — сплавы ВК6М и ВКЗМ.
Высокую износостойкость при нарезании метрической резьбы на
деталях из высокопрочных сталей показывают резцы
с пластинками из оксидно-карбидной режущей керамики
ВОК-60 и ВОК-63. Например, при нарезании метрической резь-
бы с шагом 1,5 мм на заготовках из стали, закаленной до твер-
дости HRC 48, с подачей s=0,08 мм/ход и скоростью резания
о=160 м/мин период стойкости резцов с неперетачиваемыми
пластинками из керамики ВОК-60 составил 40 мин.
Поскольку прочность режущей части резцов, нарезающих
упорную резьбу, значительно ниже, чем резцов для нарезания
резьбы метрической, то для них применяют сплавы с несколь-
ко меньшим содержанием карбидов вольфрама и титана и
большим содержанием кобальта. Однако для уменьшения пла-
стического деформирования вершины резца, происходящего под
действием высоких контактных напряжений и температур, при-
43
Рис. 38. Зависимость лимитирующего
линейного износа задней поверхности
у вершинной режущей кромки резцов
из различных марок твердого сплава от
пути резания L при нарезании упорной
резьбы с углами 3 и 45° и шагом 3 мм
на детали из стали 28ХЗСНМВФА с
Св = 1697 МПа с числом проходов 17
и и = 45 м/мин:
/ —TTT7K12B; 2 — ВК6М; 3 — ВК8; 4 —
Т5КЮ; 5 —Т15К6; 6 - Т30К4; 7 —ТТ10К8Б
сплавов, таких, например, как ВК
менять высококобальтовые
сплавы, такие, как ВК8,
Т5КЮ и ТТ7К12, нельзя.
Наилучшими сплавами, со-
четающими достаточную
прочность и формоустойчи-
вость при нарезании резь-
бы на деталях из сталей с
ов<1716 МПа, являются
сплавы Т15К6, ТТ10К8Б и
ВК6М (рис. 38). Сплав
Т30К4 хотя и отличается
высокой пластической проч-
ностью, но его применение
не рекомендуется вследст-
вие частых сколов резца у
вершинной режущей кромки.
Невысокая прочность ре-
жущей части резьбовых рез-
цов делает особо целесооб-
разным использование непе-
ретачиваемых твердосплав-
ных пластинок с износостой-
кими покрытиями. Пластин-
ки из наиболее прочных
или ТТ7К12, с нанесенными
на них покрытиями из карбида или карбонитрида титана по
износостойкости не уступают пластинкам из сплава Т15К6.
Несмотря на то, что режущие кромки резца, особенно боко-
вые, срезают сравнительно тонкие слои материала, значения
задних углов резца, невелики. Это связано с малой прочностью
вершинной части резца, которая уменьшается при увеличении
задних углов. Прочность материала режущей части резца влияет
на значение оптимального заднего угла: чем меньшую проч-
ность имеет твердый сплав, тем меньше должен быть опти-
мальный задний угол (рис. 39). Поэтому у резцов из быстро-
режущих сталей задний угол больше, чем у резцов из твердых
сплавов. Задние углы на вершинной и боковых режущих кром-
ках резцов из быстрорежущих сталей лежат в пределах 8—12°,
уменьшаясь при увеличении прочности материала обрабатывае-
мой детали. У резцов из твердых сплавов задние углы меньше
и равны 4—8°. Меньшие значения задних углов соответствуют
большей прочности материала нарезаемой детали и меньшей
прочности твердого сплава. При нарезании резьбы на деталях
из материалов особо высокой вязкости значение задних углов
увеличивают на 2°. Если угол ах, определяющий положение
плоскости, касательной к поверхности резания в точке перехода
iH’piniinnofl режущей кромки в боковую больше 1°30', то приве-
44
Рис. 39. Влияние заднего угла на путь резания L до затупления резца при
нарезании упорной резьбы с углами 3 и 45° и шагом 3 мм на детали из
стали 28ХЗСНМВФА с ов==1697 МПа с числом проходов 17 и и —45 м/мин:
/—Т30К4; 2 —Т15К6; 3 —ТТ10К8Б
Рис. 40. Влияние подачи на лимитирующий линейный износ резцов из твер-
дого сплава Т15К6 с у=0° и различной формой передней поверхности, наре-
зающих упорную резьбу с углами 3 и 30° на детали из стали 18ХГН при
и=97м/мин:
/— УовО°; фз=0°; 2—Yo—6°; фз-0®; 3—у0=—6°, ф3«14°
денные значения оптимальных задних углов на боковых режу-
щих кромках корректируют в соответствии с величиной угла с^.
Величина переднего угла у на вершинном лезвии у резцов
с плоской передней поверхностью определяется прочностью и
твердостью материала обрабатываемой детали, уменьшаясь при
их увеличении. Значения передних углов для резцов из быстро-
режущих сталей и с перетачиваемыми пластинками твердого
сплава приведены в табл. 9.
9. Значения передних углов резца в зависимости от механических свойств
материала нарезаемой детали
Материал нарезаемой детали сгв, МПа Резцы ms
быстроре- жущих сталей твердых сплавов
Стали конструкционное углеродистые и леги- рованные, труднообрабатываемые стали Менее 392 392—637 20 15
и сплавы 637—785 785—981 981—1177 10 5 0 0
Чугун серый: 1177—1765 Более 1765 — —5 —10
НВ менее 220 НВ более 220 —- 10 5 5 0
45
тельным передним углом
Рис. 41. Зависимость периода стойкости от
скорости резания при нарезании упорной
резьбы с углами 3 и 30° резцами из твер-
дого сплава Т15К6, имеющими передний
угол у=0°:
/ —Уо=О° и фз=0°; 2 — уо=6°, /о=О,4 мм, ф3=
= 14°. Материал нарезаемой детали — сталь-
18ХГН, s=0,125 мм/ход
Для резцов из быстрорежущих
сталей конструкции ЦНИИТМАШ
с двойной передней поверхностью
(см. рис. 16) ^=25-5-20° при ов =
= 588-5-981 МПа и 15-ь 10° при
<Тв=981-ь 1177 МПа.
Стойкость резцов с перетачива-
емыми пластинками из твердых
сплавов с передним углом у=0°
можно повысить, если на передней
поверхности у вершинной режущей
кромки наложить фаску с отрица-
уо=—5ч—10°. На рис. 40 показано
влияние подачи на лимитирующий линейный износ задней по-
верхности у вершинной режущей кромки при равном времени
работы резцов с отрицательной фаской шириной fo=O,4 мм и
без нее. С увеличением подачи эффект от применения отрица-
тельной фаски возрастает. Особенно сильно линейный износ
уменьшается у резца с <рз= 14°, что способствует значительному
повышению его периода стойкости (рис. 41).
При использовании неперетачиваемых пластинок твердого
сплава по ГОСТ 19054—73 и ГОСТ 19055—73, не имеющих зад-
него угла, величина переднего угла у на вершинной режущей
кромке определяется задним углом а, под которым пластинка
установлена в державке резца. Для резцов с пластинками по
ГОСТ 19054—73 передний угол у= 1° — а. Для резцов с пла-
стинками по ГОСТ 19055-73 отрицательный передний угол на
фаске шириной от 0,3 до 0,5 мм уо=а; на остальной части пе-
редней поверхности передний угол уо=ЗО° — а. Невозможность
получения на резце переднего угла, не зависящего по величине
от заднего угла, под которым установлена пластинка, является
серьезным недостатком резьбовых резцов с неперетачиваемыми
пластинками, снижающим их стойкость.
СХЕМЫ РЕЗАНИЯ
Равнопроходная схема резания. Схема резания, при кото-
рой значение подачи от прохода к проходу резца остается по-
стоянным, называется равнопроходной. При равнопроходной схе-
40
ме общая площадь сечения срезаемого слоя с увеличением глу-
бины врезания непрерывно возрастает (см. рис. 1 и 2). Соот-
ветственно этому от прохода к проходу растет силовая и теп-
ловая нагруженность резца. Таким образом, при допустимой
нагруженности резца на последнем проходе его нагруженность
на остальных проходах является неполной. Более рациональ-*
ной схемой резания следует считать такую, при которой на-
груженность резца на всех его проходах будет оставаться по-
стоянной. Для этого резец должен работать с подачей, умень-
шающейся от первого прохода к последнему по определенному
закону. При такой выравненной схеме резания можно уменьшить
число проходов, необходимых для вырезания резьбовой впа-
дины, и повысить производительность обработки. При установ-
лении закона изменения подачи необходимо выбрать критерий
выравнивания схемы резания. Такими критериями можно быть
постоянство для всех проходов резца главной составляющей си-
лы резания, средней температуры резания или периода стойко- \
<ти резца.
Равносиловая схема резания. Схему резания, при которой
главная составляющая силы резания от прохода к проходу
резца остается постоянной, можно назвать равносиловой. Суще-
ствует мнение [8], что постоянство главной составляющей Pz
силы резания можно осуществить, сохраняя неизменной пло-
щадь сечения срезаемого слоя при последовательных проходах
резца. Это положение нельзя считать справедливым по следу-
ющим причинам. Во-первых, оно находится в противоречии с
основньш положением механики процесса резания, по которо-
му значение главной составляющей силы резания определяется
не только площадью сечения срезаемого слоя, но и его формой,
зависящей от отношения ширины срезаемого слоя к толщине.
Последнее связано с тем, что удельная сила резания практиче-
ски не зависит от ширины сре-
заемого слоя и уменьшается
при увеличении его толщины.
Во-вторых, критерий равенства
площадей сечения срезаемого
слоя базируется только на гео-
метрических представлениях и
не учитывает реальных усло-
вий стружкообразования, из-
меняющихся от прохода к про-
ходу резца. Ниже приведены
результаты проверки схемы
резания с постоянной пло-
щадью сечения срезаемого слоя
для всех проходов резца с по-
зиций сохранения постоянст-
ва силы Pz.
Ь3
F
Рис. 42. Схема для определения об-
щей площади сечения срезаемого
слоя при нарезании упорной резьбы
47
Площадь сечения срезаемого слоя Л для произвольного
прохода резца, соответствующего глубине врезания it и подаче
Si, при нарезании упорной резьбы (рис. 42) определим следую-
щим образом. Площадь слоя, срезаемого вершинной режущей
кромкой F3i=Sib3; площади слоев, срезаемых боковыми режу-
щими кромками:
Л» = Мё<Р1&— °>54:
= sitg<p2(/i — O,5s2).
Тогда площадь сечения слоя, срезаемого всеми режущими кром-
ками,
Л = stb3 + siti (tg ф! + tg <р2) — 0,5s2 (tg <рх + tg <р2). (21)
Подставив значения тангенсов углов <pi = 3° и ф2 = 30°,
Ft = Sib3 + 0,63s/, — 0,3154
При нарезании метрической резьбы ф1=ф2 = 30° и формула
(21) запишется
Ft = «Д + 1,155s/, — 0,5774
Для последнего прохода резца, характеризуемого подачей
Si=s и глубиной врезания ti = t, где t — глубина впадины резь-
бы, площадь F определяется аналогичными выражениями.
Для упорной резьбы с углами 3 и 30°
F = Л + 0,63s/ — 0,315s2;
для метрической резьбы
F — sb3 + 1,155s/ — 0,577s2.
Приравняв площади Г, и F и решая квадратное уравнение
относительно s,, после преобразований получим выражение для
определения подачи для любого прохода резца, обеспечиваю-
щей постоянство площади сечения срезаемого слоя. При наре-
зании упорной резьбы с углами 3 и 30°
St = 1,59 [63 + 0,63/,—
— V(b3 + 0,63/;)2 — 1,26 (8&з + 0,63s/ — 0,315s2) ]; (22)
при нарезании метрической резьбы
Si = 1,73 [b3+ 1,155/,—
— V(b3 + 1,155/j)2 — 0,577 (sb3 4-1,155s/ — 0,577s2) ]. (23)
В формулах (22) и (23)
n—i
t — ^sit
48
где п — число проходов рез-
ца, необходимых Для выреза-
ния впадины резьбы с глуби-
ной t.
Задавшись подачей s для
последнего прохода, по фор-
мулам (22) и (23) определяют
подачи s{ для остальных про-
ходов резца, т. е. устанавлива-
ют закон изменения подачи от
прохода к проходу, при кото-
ром общая площадь сечения
срезаемого слоя сохраняется
постоянной.
В табл. 10 приведены зна-
чения подач, обеспечивающих
постоянство общей площади
сечения срезаемого слоя Fi =
=0,1856 мм2 при нарезании
упорной резьбы с углами 3 и
10. Подачи, соответствующие
постоянной площади сечения
срезаемого слоя 0,1856 мм2 для всех
проходов резца
Проход резца Плошадь слоя, мм* срезаемого режущими кромками Подача мм/ход
вершинной боковыми
1 0,175 0,0106 0,35
2 0,129 0,0566 0,258
3 0,117 0,0686 0,234
4 0,0925 0,0931 0,185-
5 0,082 0,1036 0,164
6 0,078 0,1076 0,156
7 0,072 0,1136 0,142
8 0,0665 0,1191 0,135
9 0,0625 0,1231 0,125
30°, шагом 2 мм и &3=0,5 мм.
Из табл. 10 видно, что сохранение постоянства общей площади
сечения срезаемого слоя при возрастании глубины врезания
достигается за счет уменьшения площади слоя, срезаемого вер-
шинной режущей кромкой, и увеличением площадей слоев, сре-
заемых боковыми режущими кромками. По сравнению с наре-
занием по равнопроходной схеме с s, = const=0,125 мм/ход об-
щее число проходов резца уменьшается с 13 до 9.
На рис. 43 показано изменение главной составляющей силы
резания при увеличении глубины врезания при нарезании упор-
ной резьбы по равнопроходной схеме и схеме, соответствующей
постоянной площади сечения срезаемого слоя. Несмотря на то
что на всех проходах резца площадь сечения срезаемого слоя
оставалась неизменной, это не обеспечило постоянства силы
Pz: при увеличении глубины врезания от 0,35 до 1,625 мм глав-
ная составляющая силы резания возросла в 1,94 раза. Однако
возрастание силы Pz происходит в несколько меньшей степени,
чем при нарезании по равнопроходной схеме резания. Такое же
явление наблюдается и при нарезании метрической резьбы, но
вследствие того, что условия стружкообразования от первых
проходов к последним здесь ухудшаются не так сильно, как
при нарезании упорной резьбы, сила Pz возрастает менее ин-
тенсивно.
Современное состояние механики несвободного резания не
позволяет описать аналитически влияние, которое оказывают
стесненные условия стружкообразования на увеличение глав-
ной составляющей силы резания. Поэтому закон изменения по-
дачи, соответствущий равносиловой схеме резания, может быть
установлен только экспериментально. Методика определения
49-
Рис. $3. Изменение силы Рг от про-
хода к проходу при нарезании упор-
ной резьбы с углами 3 и 30° и шагом
2 мм:
1 — по равнопроходной схеме; 2 — по схе-
ме, обеспечивающей постоянство площа-
ди сечения срезаемого слоя. Подача на
.последнем проходе 0,125 мм
Рис. 44. Зависимость Pz=f($) при
нарезании упорной резьбы с углами
3 и 30° и шагом 2 мм с v=97 м /мин:
/ — /•=0.325 мм; 2 — =0,65 мм; 3—•
=0.975 мм; 4 — /^=1,3 мм; 5 — t^ =
= 1,625 мм
значений подачи для последовательных проходов резца состоит
в следующем [5, 24]. Поскольку уровень стесненности стружко-
образования зависит от глубины врезания резца, то предвари-
тельно устанавливают связь между силой Pz и подачей $ для
ряда значений глубины врезания. Для этого глубину резьбо-
вой впадины разбивают на несколько частей и для каждой
глубины врезания Ц измеряют силу Pz при подаче, изменяю-
щейся в пределах от Smin до вшах- Глубину t{ предваритель-
ного врезания резца, ниже которой вырезана резьбовая впади-
на, для каждого интервала определяют по формуле ti = tt — s.
На рис. 44 в двойной логарифмической сетке изображены
зависимости между главной составляющей Pz силы резания и
подачей s для различных глубин врезания. На основании рис. 44
устанавливают связь между подачей з, и глубиной врезания
tz, обеспечивающую постоянное значение силы Pz для всех про-
ходов резца, и равное той силе, которая действует на резец при
его последнем проходе с подачей s. Связь sj=f(^) для различ-
ных подач з показана на рис. 45. Задавшись подачей з, при по-
следнем проходе (рис. 45) находят подачи s,- для всех осталь-
ных проходов резца. Глубину врезания каждого предшествую-
щего прохода резца определяют вычитанием из глубины вреза-
ния последующего прохода соответствующего ему значения по-
дачи.
!><>
Рис. 45. Зависимость Si-f(ti) при раз-
личных подачах последнего прохода
резца, обеспечивающая постоянство си-
лы Рг для всех остальных проходов:
1 — 5=0,05 мм; 2 — s=0,l мм; 3 — 5=0,2 мм;
4 — s=0,3 мм \
Результаты проверки методи-
ки установления закона измене-
ния подачи, соответствующего
равносиловой схеме резания, при
нарезании упорной резьбы пока-
заны на рис. 46. Из рисунка вид-
но, что для шести проходов рез-
ца из семи главная составляю-
щая силы резания практически
остается постоянной. Исключение
составляет первый проход, при котором резец работал с глуби-
ной врезания, равной разности глубины впадины резьбы 41 сум-
мы подач, рассчитанных для остальных проходов. Расчет пло-
щадей срезаемых слоев при различных глубинах врезания резца
показывает, что для последовательных проходов резца посто-
янной силе Pz соответствуют различные площади сечения сре-
заемых слоев, увеличивающиеся от последнего прохода к пер-
вому (табл. 11). Это еще раз подтверждает, что схема резания
с равными площадями сечений не может обеспечить постоянство
главной составляющей силы резания.
Интересно отметить, что нарезанию с равносиловой схемой
резания соответствует приблизительно постоянная температура
резания 0 (рис. 47), в то время как нарезание по равнопроход-
ной схеме характеризуется непрерывным ростом температуры от
Рис. 46. Зависимость между силой
Pz и глубиной врезания при нареза-
нии упорной резьбы с углами 3 и
30° и шагом 2 мм по равносиловой
схеме резания (сталь 18ХГН с
ав = 834 МПа, s = 0,125 мм/ход, и =
=97 м/мин)
Рис. 47. Влияние глубины врезания
на температуру резания при нареза-
нии упорной рг^ьбы с углами 3 и
30° и шагом 2 мм (сталь 18ХГН с
ов=834 МПа, s=0,125 мм/ход, и=
=97 м/мин):
1 — по равнопроходной схеме; 2 — по схе-
ме с равной площадью сечения срезаемо-
го слоя; 3 — по равносиловой схеме
51
11. Значения подач и площадей
сечения срезаемых слоев для
последовательных проходов резца,
соответствующих постоянной силе Рг
(условия резания те же, что и
.для рис. 46)
Проход резца Глубина врезания /р мм Подача S;, мм/ход Площадь сечения Гр мма
2 0,637 0,48 0,361
3 0,962 0,325 0,326
4 1,187 0,225 0,265
5 1,362 0,175 0,228
6 1,5 0,138 0,193
7 1,625 0,125 0,186
от первого прохода резца к
последнему. Несмотря на то
что равносиловая схема реза-
ния обеспечивает постоянство
силы Pz, а схема с равными
площадями этого не обеспечи-
вает, температуры резания для
отдельных проходов резца при
нарезании по обеим схемам
мало отличаются друг от дру-
га. Таким образом, по такому
показателю, как температура
резания, равносиловая схема
резания не имеет преимуществ
по сравнению со схемой с рав-
ными площадями.
Подача при работе по равносиловой схеме резания возра-
стает от последнего прохода резца к первому. Поскольку в ос-
нову этой схемы положено выравнивание главной составляю-
щей силы резания по величине, то увеличение подачи ограничи-
вается только опасностью хрупкого разрушения режущей части
резца. Предельная подача, допускаемая хрупкой прочностью
вершинной части резца, определяется его геометрическими па-
раметрами, прочностью материалов детали и режущей части
инструмента. Таким образом, для обеспечения безаварийной ра-
боты резца при использовании равносиловой схемы резания не-
обходимо, чтобы максимальная подача для любого прохода рез-
ца не превосходила значения предельной подачи. Поскольку си-
ла резаний, действующая на резец, при прочих равных условиях
зависит не только от подачи, но и от длины режущих кромок
резца, участвующих р работе, то предельная подача должна
быть связана с глубиной врезания. Поэтому методика экспери-
ментального определения предельной подачи сходна с той, кото-
рая была использована при установлении закона изменения по-
дачи, соответствующего равносиловой схеме резания [24]. Глу-
бину впадины резьбы разбивают на несколько частей с глуби-
нами врезания Л, tk и для каждой глубины врезания по-
следовательно увеличивают подачу до тех пор, пока не произой-
дет поломка вершинной части резца. Это дает возможность
установить связь между предельной подачей Snp и глубиной вре-
зания. Такая связь, полученная при нарезании упорной резьбы
с шагом 2 мм, показана на рис. 48, из которого видно, что с
увеличением глубины врезания значение предельной подачи
уменьшается. Изображенной зависимости соответствует выра-
жение
__ 0,56
$ПР “ ,9.8 •
.52
Рис. 48. Зависимость между предельной пода-
тей и глубиной врезания при нарезании упор-
ной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм
на детали из стали 18ХГН с ав=834 МПа
Xрезец из твердого сплава Т15К6 с у=0°, а=
^4° и длиной вершинной кромки 63=0,5 мм)
Аналогична зависимость при нарезании метрической резьбы рез-
цом из твердого сплава Т30К4 с радиусом г вершинной режу-
щей кромки на деталях из легированных сталей [1]:
_ 1380г°*85
S°P ~ <»’7ЯВЬ35 ’
Равнопрочностная схема резания. Значения подач на первых
проходах резца, работающего по равносиловой схеме резания,
рассчитанные по допустимой подаче на последнем проходе, хотя
и не превышают предельных подач, допускаемых хрупкой проч-
ностью резца, но, как правило, все же настолько велики, что
приводят к снижению стойкости резца. Их можно снизить,
только значительно уменьшив подачу на последнем проходе, что
приводит к неполному использованию режущих возможностей
резца. Поэтому нарезание резьбы по равносиловой схеме во
многих случаях может привести к значительному снижению
производительности обработки, и ее применение без дополни-
тельной проверки по стойкости резца рекомендовать нельзя.
Более целесообразной будет такая схема резания, при кото-
рой износ резца или его период стойкости для всех последова-
тельных проходов будут постоянными. Несмотря на относитель-
но высокие скорости резания, допускаемые твердосплавными
резцами при нарезании резьбы, преобладающим является из-
нашивание боковых задних поверхностей резца, имеющих не-
большие задние углы и срезающих очень тонкие слои материа-
ла. У резцов с прямолинейной вершинной режущей кромкой
максимальный линейный износ расположен в месте пересечения
боковых режущих кромок с вершинной. Помимо изнашивания
задних поверхностей, вызываемого адгезионно-усталостными
процессами, при обработке деталей из высокопрочных и зака-
ленных сталей наблюдается заметное пластическое деформиро-
вание вершинной части резца. Оно выражается в опускании ча-
сти передней поверхности у вершинной режущей кромки с обра-
зованием на ней отрицательного переднего угла и выпучивании
задних поверхностей. Деформирование задних поверхностей
уменьшает задние углы, которые в процессе резания становятся
равными нулю, что приводит к беззазорному соприкосновению
53
задних поверхностей резца с поверхностями резания. Послед-
нее значительно интенсифицирует изнашивание задних поверх-
ностей резца.
Механизм пластического деформирования твердосплавного»
инструмента изучен недостаточно, однако есть основания пред-
полагать, что формоизменение клина инструмента связано с
размягчением кобальтовой связки под действием высоких напря-
жений и температур, устанавливающихся при резании. Пласти-
ческому деформированию в большей мере подвержены резцы,
оснащенные твердым сплавом с большим содержанием кобаль-
та и имеющие меньшие размеры вершинной части. При прочих
равных условиях наиболее сильно деформируются резцы для на-
резания упорной резьбы с углами 3 и 30°, менее сильно, когда
углы упорной резьбы равны 3 и 45°, и в наименьшей степени
деформируются резцы, нарезающие метрическую резьбу. Резец
определенной формы пластически деформируется тем сильнее,
чем больше главная составляющая силы резания, т. е. чем боль-
ше глубина врезания и подача.
Формоизменение вершинной части резца происходит не сра-
зу при первом проходе резца, а постепенно, по мере увеличения
продолжительности его работы. Если вершинная часть резца
деформирована, то максимальный линейный износ 6 в месте пе-
ресечения боковой и вершинной режущих кромок, отсчитывае-
мый от нерабочей части кромки, является суммой величины бд
максимального смещения передней поверхности и длины би
штрихов износа на изношенном участке задней поверхности
б=бд+би. Чем больше степень деформированности вершинной
части резца, тем больше величина максимального. линейного
износа б, определяющая уровень затупления резца. Это обстоя-
тельство позволяет отыскать такой закон изменения подачи от
прохода к проходу, при котором для каждого прохода лими-
тирующий линейный износ б будет оставаться ’постоянным. По-
скольку линейный износ зависит от способности резца сопротив-
ляться пластическому деформированию, т. е. от его пластиче-
ской прочности, то схему резания, обеспечивающую постоянное
значение линейного износа для всех проходов резца, можно на-
звать равнопрочностной [5].
Величина бд, на которую опустилась передняя поверхность
резца, и соответствующее ей выпучивание задних поверхностей
зависят от силы резания, действующей на резец со стороны на-
резаемой детали, которая в свою очередь определяется толщи-
ной срезаемого слоя, периметром рабочих участков режущих
кромок и сложностью условий стружкообразования. Поскольку
периметр и стесненность стружкообразования зависят от глуби-
ны врезания резца, то при постоянной подаче значение макси*
мального линейного износа также будет зависеть от глубины
врезания. Поэтому при нахождении закона изменения подачи
от прохода к проходу, соответствующего равнопрочностной ехе-
Б4
ме резания, предварительно устанавливают связь между пода-
чей и максимальным линейным износом для различных глубин
.врезания. Для этого глубину резьбовой впадины делят на не-
сколько частей с определенными значениями глубины вреза-
ния ti.
Глубина предварительного врезания ti9 ниже которой резь-
бовая впадина в каждом опыте заранее вырезана, равна ti =
= tt — s« Для каждой глубины врезания изменяют подачу от
Smin до $шах и, нарезая резьбу определенной длины, фиксируют
значение максимального линейного износа. В качестве примера
на рис. 49 показано влияние подачи s на максимальный линей-
ный износ 6 в зависимости от глубины предварительного вреза-
ния при нарезании упорной резьбы. Для заданной глубины вре-
зания линейный износ возрастает с увеличением подачи. При
постоянном значении подачи линейный износ становится тем
больше, чем больше глубина врезания, что, естественно, связано
с ростом силы резания.
Задавшись определенным значением максимального линейно-
го износа б, устанавливают соответствующую ему связь между
подачей Si и глубиной врезания Ц. Такая связь для значения
линейного износа 0,15 мм показана на рис. 50. С достаточной
точностью ее можно аппроксимировать степенной функцией
Рис. 5С. Изменение подачи при из-
менении глубины врезания, обеспе-
чивающее равный максимальный из-
нос 0,15 мм на всех проходах резца,
нарезающего упорную резьбу с уг-
лами 3 и 30° и шагом 2 мм на де-
тали из стали 18ХГН с ов =
= 834 МПа резцом из твердого
сплава Т15К6 с у=0°
Рис. 49. Влияние подачи на макси-
мальный линейный износ задней по-
верхности при различных глубинах
предварительного врезания tit рав-
ных:
1 — 0; 2 — 0,325 мм; 3 — 0,65 мм; 4 —
0,975 мм; 5—1,3 мм. (Нарезание упор-
ной резьбы с углами 3 и 30° и шагом
2 мм на детали из стали 18ХГН с сгв =
=834 МПа резцом из твердого сплава
Т15К6 с у=0°.)
55
12. Значения Са и х при нарезании упорной и метрической резьбы
Резьба Шаг, мм Материал детали Твердость HRC Материал резца X
Упорная с углами: 3 и 30° 2 40Х 40 Т15К6 0,157 0,5
3 и 45° 3 ЗОХГСА 39 Т30К4 0,12 0,46
3 и 45° 3 40Х 41 Т30К4 0,16 0,4
3 и 30<* 2 18ХГН 22 Т15К6 0,185 0,8
Метрическая 1,5 40Х 40 Т15К6 0,089 0,58
Значения постоянного коэффициента Сх и показателя сте-
пени х для различных условий нарезания резьбы приведены в
табл. 12.
Сравнение равнопрочностной и равнопроходной схем реза-
ния по значениям главной составляющей силы резания и тем-
пературы резания показано на рис. 51. Сила Pz при нарезании
по равнопрочностной схеме увеличивается от второго прохода
резца к последнему на меньшую величину, чем при работе по
равнопроходной схеме. За исключением первого прохода, тем-
пература резания при работе по равнопрочностной схеме оста-
ется от прохода к проходу приблизительно постоянной, в то
время как при работе по равнопроходной схеме она непрерыв-
но возрастает.
Если сравнить рис. 51, а с рис. 43 и рис. 51, б с рис. 47, то мож-
но заметить, что нарезание по равнопрочностной схеме и схеме
с равными площадями сечения срезаемого слоя характеризуется
приблизительно одинаковыми значениями сил Pz и температу-
ры 0 для большинства проходов резца. Это не является слу-
Рис. 51. Влияние глубины врезания на главную составляющую силы реза-
ния (а) и температуру резания (б) при нарезании упорной резьбы с углами
3 и 30° и шагом 2 мм на детали из стали 18ХГН при работе по различ-
ным схемам резания:
/ — равнопроходной; 2 — равнопрочностной (подача последнего прохода 0,125 мм)
Г)6
13. Значения подач для последовательных проходов резца при нарезании
упорной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм по схеме с равными площадями
и по равнопрочностной схеме
Схема резания Подача S-, мм/ход, для прокода резца
1 1 2 3 4 1 5 6 1 7 8 1 9
<2 равными площадями сечения срезаемого слоя 0,35 0,258 0,234 0,185 0,164 0,156 0,142 0,135 0,125
Равнопр очностная 0,10 0,350 0,250 0,200 0,175 0,155 0,140 0,130 0,125
чения подач и изменение подачи от прохода к проходу также
мало отличаются друг от друга (табл. 13).
Стойкость резца при нарезании по равнопрочностной схеме
резания, естественно, несколько ниже, чем по равнопроходной,
вследствие значительного увеличения подачи для первых про-
ходов резца. Однако за счет сокращения числа проходов, не-
обходимых для вырезания впадины резьбы, производительность
обработки растет, а норма расхода инструмента на деталь
уменьшается. Для случаев нарезания резьб (см. табл. 12) при-
менение равнопрочностной схемы позволило уменьшить число
проходов соответственно с 13 до 10, с 13 до 10, с 17 до 12, с 13
до 9 и с 9 до 6. При нарезании внутренней упорной резьбы с
углами 3 и 30° и шагом 2 мм замена равнопроходной схемы
резания равнопрочностной уменьшила число проходов с 16 до
10, штучное время с 0,11 до 0,08 мин и норму расхода резцов
на деталь с 0,05 до 0,038.
Недостатком описанной методики установления закона изме«
нения подачи является необходимость постановки специальных
экспериментов при изменении шага резьбы, материалов детали
и резца. Это затрудняет использование равнопрочностной схемы
резания.
Нахождение равнопрочностного закона изменения подачи
можно несколько упростить. Как показал Б. М. Пушмин, если
исключить первый проход- резца, при котором глубина вреза-
ния, как правило, меньше расчетной, то для остальных проходов
изменение общей площади сечения срезаемого слоя, соответст-
вующее равнопрочностной схеме резания, с погрешностью, не
превышающей 10 %, описывается геометрической прогрессией,
значения знаменателя которой приведены в табл. 14. Как
видно из табл. 14, несмотря на различие в типах резьбы, раз-
ные материалы детали и инструментальные материалы, значе-
ния знаменателя прогрессии колеблются в пределах 0,935—
1,024 и мало отличаются от единицы. Это свидетельствует о
том, что изменение подачи от прохода к проходу при равно-
прочностной схеме резания должно незначительно отличаться
57
14. Значения знаменателя прогрессии при нарезании упорной
и метрической резьбы
Резьба Шаг, мм Материал и твердость детали Материал резца м>
Упорная с углами: 3 и 30° 2 40Х, HRC 40 Т15К6 0,985
3 и 45° 3 ЗОХГСА, HRC 39 Т30К4 0,964
3 и 45° 3 40Х, HRC 41 Т30К4 0,962
3 и 30° 2 18ХГН, HRC 22 Т15К6 1,024
Метрическая 1,5 40Х, HRC 40 Т15К6 0,935
от изменения подачи при схеме с равными площадями, для ко-
торой знаменатель прогрессии
Наблюдения показали, что значение знаменателя прогрес-
сии в основном определяется твердостью материала детали и
уменьшается при ее увеличении. Поэтому независимо от типа
резьбы для различных твердостей можно экспериментально
отыскать средние значения знаменателя прогрессии, которые
при расчете подач принимают постоянными. Например, среднее
значение знаменателя прогрессии для материалов, приведен-
ных в табл. 14, имеющих HRC 39—41, составляет 0,96. Если
знаменатель прогрессии близок к единице, то подачи можно
рассчитывать по постоянной площади сечения срезаемого слоя
для всех проходов резца.
При известном знаменателе прогрессии расчет подач для по-
следовательных проходов резца ведут следующим образом. На
основании формулы (21) имеем
Fi = [&3 4- — 0,5«г) С],
где С=tg cpi +tg<p2.
Для упорной резьбы с углами 3 и 30° С=0,63 и с углами 3
и 45° С=1,05, для метрической резьбы С= 1,155.
Задавшись подачей sn=s для последнего прохода резца, оп-
ределяют соответствующую ей площадь Fn=F:
Fn = s[&8 Ч- (/ —0,5s)C].
Площадь сечения срезаемого слоя для предпоследнего прохода
Fn-i^tyFn, а соответствующая ему глубина врезания tn-\ =
= t — sn. Подачу sn_] для предпоследнего прохода находят по
площади Fn-i из формулы
_ (b9 + (?/„_,) - V(bs + Ctn_1y-2CFn_1
*п-1 с
Аналогичным образом определяют площадь Fn-z, глубину вре-
зания tn-2, соответствующую им подачу Sn-2 и т. д.
!>Н
-Рис. 52. Влияние подачи
(а) и глубины врезания
(б) на период стойкости
резца из твердого спла-
ва Т15К6 при нарезании
без СОЖ с и=
= 48 м/мин метрической
•резьбы с шагом 2 мм
яа детали из стали
12ХНЗА:
l~t; 4 — s=0,5 мм; 5 — s=
~0,1 мм; 6 — s=0,15 мм
Равностойкостная схема резания. Закон изменения подачи
ют прохода к проходу можно установить, используя в качестве
критерия непосредственно период стойкости резца. Схему реза-
ния, которая обеспечивает постоянство периода стойкости резца
на всех его проходах можно назвать равностойкостной. Мето-
дика установления закона изменения подачи, соответствующего
равностойкостной схеме, состоит в следующем [3]. Для трех глу-
бин врезания /^ резца (Л = $, /2 = 0,5/ и /3=/), задавшись опре-
деленным критерием затупления, устанавливают зависимость
периода стойкости резца от подачи T = f\(s). Подачу для каж-
дой глубины врезания изменяют от до smax. Глубину пред-
варительного врезания th ниже которой резьбовая впадина
вырезана заранее, определяют по формуле ti = ti— s. Полу-
чив экспериментальные значения периода стойкости резца, за-
висимости T = fi(s) изображают для трех глубин врезания /$, а
зависимости T = f2(ti) —для тех значений подач, которые были
приняты в опытах. На рис. 52 показаны зависимости T==fx(s)
и Г = /2(/г), полученные при нарезании метрической резьбы на
детали из стали 12ХНЗА/ Подача на период стойкости резца
влияет значительно сильнее, нежели глубина врезания (рис. 52).
То же наблюдается и при нарезании упорной резьбы на деталях
из других конструкционных материалов. Поскольку подача при
различных условиях нарезания резьбы изменяется в сравни-
тельно узких пределах, зависимости T = fi(s), показанные на
рис. 52, и им подобные с относительной погрешностью, не пре-
вышающей 20 % Для наименее удачных опытов, можно аппрок-
симировать интерполяционным полиномом первой степени. Тог-
да выражения, описывающие связь периода стойкости с пода-
чей и глубиной врезания при подачах, равных 0,05, 0,1 и 0,15 мм,
имеют вид:
59
При ti — Ч
при tt = 0,5t
при ti—t
Т = л-^;)
Т = Т2 — k^',
т = Т3— k4s.
(25>
При s = 0,05 мм
при s = 0,1 мм
при s = 0,15 мм
Т = Т4-1г^;
T = T6-k^,
T = T4 — kJt,
(26)-
где Л, Тг, Т3 — значения периодов стойкости, полученные при
пересечении продолжения прямых T=fi(s) с осью $ = 0; Т4, Т3
и Те — значения периодов стойкости, полученные при пересече-
нии продолжения прямых T=f3(ti) с осью ti—О. Используя си-
стему уравнений (25), представим общую зависимость периода
стойкости T—f3(s-, Ц) в виде T=Ti—k3(t{—s)—kxs. Коэффи-
циент k3 определим на основании начальных условий. При ti = t
имеем Т3—&1s = 7'i—k3(t—s)—kts. Отсюда 7’з=7’1—k3(t—s) и
Zi-A (27>
Значения коэффициента k3 приведены в табл. 15. Приравни-
вая периоды стойкости /-го и i— 1-го проходов, имеем
7*2 k^i + = ^1 ^З^г—1 4" ^3$f—1 !•
15. Значения постоянных коэффициентов, необходимых для установления закона
изменения подачи, соответствующего равностобкостной схеме резания.
Резец из твердого сплава Т15К6, у=0°, а=8°, шаг 2 мм
Материал детали °в- МПа V, м/мин klt мин/мм kit мин/мм k3t мин/мм k4, мин/мм k
28ХЗСНМВФА 1697 39 115 2,9 3,8 115 1,033
71 2 2 72 1,028
60 1,33 1,48 61 1,025
15Х18Н12С4ТЮ 637 50 2,6 0,24 0,26 2,6 1,098
6,7 0,69 0,66 6,4 1,098
10,1 0,93 0,88 10,5 1,090
12ХНЗА 510 48 292 5,2 5,8 306 1,022
80 3,1 3,2 71 1,040
110 4,45 4,8 104 1,043
12X13 843 51 7,7 0,99 0,94 6,6 1,122
8,8 0,92 0,79 7,5 1,089
8,1 0,87 0,93 7,6 1,114
Примечание. Для каждого материала детали первая строка соответствует
HflprwiHio метрической резьбы, вторая — упорной с углами 3 и 30°, третья — упорной
< У1ЛЙМИ 3 и 45°.
(.0
Учитывая, что ti—ti-i=Si, после преобразований получим
Обозначив
1 + —L = (28)
К} —
получим окончательную формулу, описывающую закон изме-
нения подачи от прохода к проходу,
8|_г = ksf. (29)
Значения коэффициента k приведены в табл. 15.
Так как уравнения (25) и (26) составлены для одной и той
же совокупности экспериментальных точек, то закон изменения
подачи, соответствующей равностойкостной схеме резания, мож-
но получить из системы уравнений (26).
По аналогии с предыдущими преобразованиями имеем
Т = — k4 (s — 0,05) — ед,
. Т. — Т,
откуда kt = - *-.
s — 0,05
При s=0,15 мм/ход Л4 = .
Изменение подачи от прохода к проходу
si-i — (1 ) si-
Расчеты показали, что подачи, вычисленные по последней
формуле и формулам (28), (29), отличаются друг от друга не
более чем на 2 %.
Если учесть, что при нарезании резьбы подача для послед-
него прохода редко превышает 0,11, а коэффициент lfe3 в зави-
симости от условий работы в 10—40 раз меньше коэффициента
k\ (см. табл. 15), то для приближенных расчетов можно реко-
мендовать упрощенные формулы
т^Л-ед-ед; = ; = +
‘ \ «1 /
Если зависимости T=fi(s) плохо аппроксимируются полино-
мом первой степени, то их описывают интерполяционным поли-
номом второй степени:
при t(=s Т = T1 — kis — ед2;
при tt = 0,5/ Т = Т2 — ед — ед2;
при ti = t Т = Т3 — kjS — k'is2.
61
Коэффициенты k\ и kt полиномов находят при математиче-
ской обработке опытных данных. В этом случае общая зависи-
мость 7’=f3(s; Ц) принимает вид 7’ = 7'1 — &3(/z— s)—k±s— .
Используя начальные условия, определим коэффициент
Л
t — S
Тогда закон изменения подачи от прохода к проходу запишется
выражением
- (*i - *») + V (k1-k3^ + 4k'l(k'l^ + k'isi)
На рис. 53 показано влияние шага резьбы на коэффициент k,
определяющий закон изменения подачи при равностойкостной
схеме резания. Коэффициент k был найден на основании обра-
ботки стойкостных зависимостей T = f3(s; ti) при нарезании
трех типов резьб. При увеличении шага резьбы до 4 мм коэф-
фициент k независимо от типа резьбы уменьшается. Однако
для диапазона изменения шага 1—4 мм это уменьшение незна-
чительно и при расчетах, не делая большой ошибки, можно при-
нимать его среднее значение. Значения подач при нарезании
упорной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм по равностой-
костной схеме резания на детали из стали 12X13 с а6 = 843МПа
резцом из твердого сплава Т15К6 при подаче для последнего
прохода 0,125 мм приведены ниже.
Проход, 1234567 8 9 10
зг, мм/ход 0,134 0,246 0,226 0,208 0,191 0,175 0,161 0,148 0,136 0,125
По сравнению с нарезанием по равнопроходной схеме число
проходов при использовании равностойкостной схемы для этого
случая уменьшено с 13 до 10. Значения подач на отдельных
проходах резца, работающего по равностойкостной схеме реза-
ния, приближаются к значениям
подач, ’ соответствующих равно-
прочностной схеме.
Увеличение подачи способствует
интенсификации тепловыделения
на первых проходах резца и, как
Рис. 53. Влияние шага резьбы на коэффи-
циент К в, формуле (29) при нарезании
резьбы на детали из стали 28ХЗСНМВФА
резцом из твердого сплава Т15К6:
1 — метрической; 2 — упорной с углами 3 и
30е; 3 — упорной с углами 3 и 45°
62
Рис. 54. Влияние глубины врезания на температуру резания при нарезании
метрической резьбы (а) и упорной с углами 3 и 30° (б) с шагом 2 мм по схе-
мам резания:
/ — равнопроходной; 2 — равностойкостной (сталь 12X13, подача на последнем проходе
0,1 мм, v=51 м/мин)
следствие, некоторой стабилизации температуры резания при
увеличении глубины врезания (рис. 54). Однако полного по-
стоянства температуры резания для всех проходов резца при
использовании равностойкостной схемы резания удается достиг-
нуть не всегда (рис. 55).
Вырезание впадины резьбы двумя резцами. Основным недо-
статком рассмотренных схем резания является то, что выреза-
ние впадины резьбы производят одним резцом, стойкость кото-
рого определяется длиной вершинной режущей кромки, регла-
ментированной типом и шагом резьбы. Рациональнее вырезае-
мую площадь сечения впадины резьбы распределить на два рез-
ца и более, что позволит увеличить длину вершинной режущей
кромки каждого из предварительных резцов. При нарезании
резьбы по автоматическому циклу использовать комплект рез-
цов, состоящий более чем из двух штук, затруднительно, так
Рис. 55. Влияние глубины врезания на температуру резания при нарезании
упорной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм по схемам резания:
/ — равнопроходной; 2 — равностойкостной (сталь 12ХНЗА, подача на последнем проходе
0,1мм, и=48 м/мин)
Рис. 56. Схема для определения соотношения между размерами в плане
предварительного и окончательного резцов
63
как это значительно усложняет конструкцию резьбонарезающе-
го устройства. Поэтому рассмотрим нарезание резьбы двумя
резцами. Назовем первый резец комплекта предварительным, а
второй окончательным. Форма в плане и размеры окончатель-
ного резца определяются профилем впадины резьбы, размеры
же предварительного резца должны быть такими, чтобы обес-
печить равную или кратную стойкость обоих резцов в комплек-
те, что позволит производить одновременную смену резцов при
их затуплении. Соотношение между размерами &3, t (окончатель-
ного) и bo, io (предварительного) резцов определяют (рис. 56)
по формуле
&о = ьз + Сб Ф1 + tg ф2) — —
где s — подача последнего прохода окончательного резца.
Закон изменения подачи от прохода к проходу при нареза-
нии предварительным и окончательным резцами должен соот-
ветствовать равностойкостной схеме резания. Поэтому для обо-
их резцов по методике, изложенной выше, определяют коэф-
фициенты k\, k2, &з, k и устанавливают закон изменения подачи
от прохода к проходу. Поскольку длина 60 вершинной режущей
кромки предварительного резца может быть различной, то для
установления закона изменения подачи при нарезании предва-
рительным резцом, находят связь между подачей s и глубиной
врезания ti при различных длинах вершинной кромки Ьо [14].
Эксперименты показали (рис. 57), что с увеличением длины
вершинной режущей кромки предварительного резца значение
периода стойкости резца возрастает при одновременном умень-
шении разности периодов стойкости для первого и последнего
проходов предварительного резца. Это вызвано тем, что при уве-
личении длины вершинной режущей кромки предварительного
резца возможная глубина вырезаемой им впадины становится
меньше. Далее по формуле (28) опреде-
ляют коэффициент k, соответствующий
разностойкостной схеме резания предва-
рительным резцом. В табл. 16 в качест-
ве примера приведены значения коэффи-
циента k при нарезании различных резьб.
Учитывая соотношение между дли-
ной вершинной режущей кромки резца
Рис. 57. Влияние подачи и длины 6о вершинной
режущей кромки на период стойкости предвари-
тельного резца из твердого сплава Т15К6 при
нарезании без СОЖ с v=46 м/мин упорной резь-
бы с углами 3 и 45° и шагом 3 мм на детали из
стали 28ХЗСНМВФА с ов=1697 МПа:
/ — f • *=s; 2 — t^=tQ
<М
16. Значения коэффициента k в зависимости от длины вершинной режущей
кромки предварительного резца при нарезании метрической и упорной резьб
с шагом 3 мм. Материал резца — твердый сплав Т15К6
Материал обрабатываемой детали V, м/мин Резьба Значение k при длине, мм, вершинной режущей кромки
1.0 1 »2 1 »4
28ХЗСНМВФА с ав=1697 МПа 46 Метрическая Упорная с углами: 3 и 30* 3 и 45* 1,021 1,017 1,017 1,020 1,016 1,016 . 1,019 1,015 1,016
12X13 с <тв==843 МПа 51 Метрическая Упорная с углами: 3 и 30* 3 и 45° 1,033 1,047 1,039 1,032 1,045 1,032 1,030 1,044 1,030
и глубиной вырезаемой им впадины, а также равностойкостную
закономерность изменения подачи от прохода к проходу,
для различных сочетаний длины bQ вершинной режу-
щей кромки предварительного резца и его подачи $0 на послед-
нем проходе определяют число проходов предварительного и
окончательного резцов, необходимых для вырезания всей резь-
бовой впадины. В табл. 17 приведено число проходов предва-
рительного и окончательного резцов при нарезании упорной
резьбы с углами 3 и 45° и шагом 3 мм. Как видно из табл. 17,
17. Число проходов предварительного и окончательного резцов, необходимых для
вырезания резьбового профиля, и число деталей, нарезанных за период стойкости
Резец в комплекте Подача для по- следнего прохода, мм/ход Число проходов резца при длине, мм вершинной режущей кромки предварительного резца Число деталей, нарезанных за период стойкости, при длине, мм, вершинной режущей кромки предварительного резца
0,8 1 ,0 1 ,2 1 .4 0,8 1 >0 1 »2 1 ,4
Окончательный о,1 5 6 8 10 6,8 5,7 4,2 3,4
Предварительный 0,15 9 8 7 6 3 3,5 4,6 6,1
0,2 7 6 5 4 2,8 3,2 4,4 5,9
0,25 6 5 4 3 2,1 2,4 3 4,2
Примечание. Упорная резьба с углами 3 и 45° и шагом 3 мм. Материал обраба-
тываемой детали — сталь 28ХЗСНМВФА, материал резцов — твердый сплав Т15К6, о»
*=46 м/мин.
‘ 3 Зак. 1568
65
с увеличением длины вершинной режущей кромки предвари-
тельного резца вследствие роста глубины t — tQ число п прохо-
дов окончательного резца увеличивается, а число проходов
предварительного резца уменьшается.
Для отыскания оптимальное сочетание длины вершинной ре-
жущей кромки предварительного резца и подачи, соответствую-
щей последнему проходу, поступают следующим образом. Опре-
деляют число деталей, нарезанных каждым резцом за период
стойкости Т. Для предварительного резца
для окончательного резца
Q = —
пТ0
где То — основное технологическое время одного прохода. Пе-
риод стойкости резцов определяют из опытов или по формуле
(25). Множитель То вводят в формулы для того, чтобы конкре-
тизировать поиск оптимального варианта. Число деталей, на-
резанных предварительным и окончательным резцами, приведе-
но в табл. 17. Длина нарезаемой резьбы при расчете была при-
нята такой, чтобы получить основное технологическое время
прохода, равное 0,1 мин. С помощью табл. 17 можно отыскать
сочетание длины вершинной режущей кромки и подачи предва-
рительного резца, обеспечивающее минимальное число прохо-
дов, необходимое для выреза-
ния резьбовой впадины, при
гарантированной стойкости
резцов в комплекте, выражен-
ной в числе деталей, нарезан-
ных за период стойкости. По-
иск оптимального сочетания
упрощается, если данные
табл. 17 изобразить графиче-
ски (рис. 58). По оси ординат
откладывают число деталей
Рис. 58. График для поиска опти-
мальной комбинации: длина вершин-
ной режущей кромки предваритель-
ного резца — подача для последнего
прохода при нарезании упорной
резьбы с углами 3 и 45° с шагом
3 мм на детали из стали
28ХЗСНМВФА резцом из твердого
сплава Т15К6 с v=46 м/мин:
7 — $0=0,15 мм/ход; 77 —$о=0,2 мм/ход;
7/7 —$0=0,25 мм/ход для предварительно-
ро резца; IV — $0=0,1 мм/ход для окон-
чательного резца
Qo и Q, обработанных предварительным и окончательным рез-
цами, за период их стойкости. По оси абсцисс отложено число
п проходов окончательного резца и числа nOi, Поп, Иош проходов
предварительного резца, полученных при различных сочетаниях
длины вершинной режущей кромки и подачи этого резца. На
нижней шкале отложены длины Ьо вершинной режущей кромки
предварительного резца. При изменении основного технологиче-
ского времени одного прохода резца или длины нарезаемой резь-
бы на графиках изменяется только масштаб осей ординат. Как
видно из рис. 58, для принятых условий нарезания и подаче
0,1 мм/ход последнего прохода окончательного резца оптималь-
ным будет сочетание длины вершинной режущей кромки пред-
варительного резца 1,2 мм и подачи его последнего прохода
0,2 мм/ход (линия //). Это сочетание обеспечивает минималь-
ное число проходов при гарантированной стойкости обоих рез-
цов комплекта, выраженной в числе нарезанных за период
стойкости деталей, равном четырем. Другие сочетания соответ-
ствуют либо меньшей производительности обработки, либо раз-
ной стойкости резцов в комплекте.
____
18. Число проходов, необходимых для нарезания резьбы по различным схемам
резания, при подаче на последнем проходе $=0,1 мм/ход
Материал детали Резьба Шаг резьбы, мм Схема резания
равно- проходная равно- стойкост- ная равно- стойко ст- ная с двумя резцами
28ХЗСНМВФА Метрическая Упорная с углами: 17 14 10
3 и 30° 3 23 19 14
3 и 45° 20 17 13
12X13 Метрическая Упорная с углами: 17 11 8
3 и 30° ’ 3 23 16 12
3 и 45° 20 13 10
15Х18Н12С4ТЮ Метрическая Упорная с углами: 11 8 6
3 и 30° 2 15 10 8
• 3 и 45° 14 9 7
12ХНЗА Метрическая Упорная с углами: 11 10 8
3 и 30° 2 15 12 10
3 и 45°' 14 11 9
3* 67
В табл. 18 приведена сравнительная эффективность нареза-
ния различных типов резьб при использовании равнопроходной
схемы резания и равностойкостной схемы с одним и двумя рез-
цами.
Как видно из табл. 18, применение равностойкостной схемы
резания с двумя резцами позволяет на 30—35 % уменьшить
число проходов по сравнению с нарезанием по равнопроходной
схеме и на 20—30 % по сравнению с использованием равно-
стойкостной схемы резания с одним резцом.
Все рассмотренные схемы резания могут быть реализованы
при нарезании резьбы как на универсальных токарных станках,
так и на резьботокарных полуавтоматах. В первом случае изме-
нение подачи от прохода к проходу осуществляют вручную по
рассчитанным значениям подачи, а во втором — с помощью
программного кулачка резьбонарезающего устройства, спроек-
тированного в соответствии с принятой схемой резания.
ДЕЙСТВУЮЩИЕ СИЛЫ И НАПРЯЖЕНИЯ
В РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ РЕЗЦА
Силы, действующие на резец. Система сил, действующих на
контактные площадки резьбового резца с положительным пе-
редним углом, показана на рис. 59. Срезаемый слой и стружка
давят на переднюю поверхность резца с нормальными силами
Ni, N2 и ЛГ3, которые вызывают силы трения Fi, F2 и F3. У вер-
шинной режущей кромки сила трения Г3 направлена перпенди-
кулярно к ней. У боковых режущих кромок вследствие того,
что они имеют углы наклона М и А,, и в связи с взаимодейст-
вием потоков стружки, идущих от боковой и вершинной режу-
щих кромок, силы трения отклоняются от перпендикуляра к
кромкам на углы гц и т|2- Поэтому силы трения F\ и F2 могут
быть разложены на нормальные к кромкам составляющие Fxi
и FN2 и составляющие Fti и Гтг, действующие вдоль режущих
кромок. Со стороны поверхностей резания на задние поверх-
ности резца действуют нормальные силы упругого последействия
Ni, N2 и Эти силы вызывают силы трения F\, F2 и F3,
касательные к поверхности резания. Геометрическая сумма
всех перечисленных сил составляет силу резания при нарезании
резьбы резцом. При анализе сил, действующих на резец, вполне
допустимо принять, что проекции боковых режущих кромок на
горизонтальную плоскость составляют с перпендикулярами к
оси резьбы углы, равные углам <pi и <р3 боковых сторон резьбы.
Спроектировав силу резания на ось Z, совпадающую с век-
тором скорости резания, на ось У, расположенную в горизон-
тальной плоскости перпендикулярно к оси детали, и ось X,
лежащую в той же плоскости, но параллельно оси детали,
получим, три ее составляющие Pz, Pv и Рх. На основании рис. 59
М
Рис. 59. Силы, действующие на резьбовой резец
главная составляющая Pz силы резания, радиальная сила Ру
и осевая сила Рх при нарезании упорной резьбы определятся
выражениями
cos у + F3 sin у + cos yNl cos 4- Ft (sin rjj sin 4-
+ sin yN j cos г), cos X0 4- N2 cos yN2 cos X2 4- F2 (sin т)а sin k2 4-
4- sin yw2 cos r>2 cos 12) + F'z 4- F\ 4-
Pv — P* cos у — Na sin у — N2 (sin yNi sin <pt 4- cos ywl sin cos ф^ 4-
4- Ft (sin Я1 cos %! cos <pj 4- cos ywi cos sin фх —
— sin yWI cos th sin Xj cos <pT) — N2 (sin yN2 sin <p2 4- cos yN2 sin X2 cos q>2) 4-
4- F2 (sin T|2 cos X2 cos <p2 4- cos yW2 cos f|2 sin <p2 — sin yN2 cos t)2 x
x sin X2 cos <p2) 4- Л^з 4- Ni sin <px 4- N't sin <p2;
Px — (cos sin sin <px — sin ywl cos <px) 4- Ft (sin ywl cos тц x
X sin Xj sin фх 4- cos ywl cos t]i cos ф2 — sin % cos sin фх) —
— N2 (cos yjv, sin X, sin фш—
— sin Уд,2 cos ф2) — F2 (sin Уд,2 cos rj2 sin Xs sin ф2 4~ cos yN2 cos r)2 cos фа —
— sin T|2cos %a sin ф2) 4- ^’i cos фх — N'2 cos ф2,
где ywi и yn2 — передние углы, измеренные в плоскостях, пер-
пендикулярных к боковым режущим кромкам резца. Из выра-
жений следует, что главную часть силы Pt создают нормальные
69
силы N\, N2 и Nz. Величину сил Ру и Рх в основном определяют
силы трения F\, F2 и Fz.
При нарезании метрической резьбы угол ф1=фг=ф. Вслед-
ствие этого Yni=Yn2 = ya- и Xi = Х2=X. Нормальные силы и силы
трения, действующие на контактных площадках у боковых
режущих кромок, становятся равными друг другу так же, как
и углы отклонения сил трения от нормали к режущим кром-
кам: т]1=т]2 = т]- Поэтому сила Рх становится равной нулю, а вы-
ражения для определения сил Р: и Ру принимают вид
Pz = cos у + F3 sin y 4- cos yN cos % 4- ^Ft (sin r] sin X 4-
4- sin yw cos T| cos %) 4- Fz 4- 2Fi;
Pv-P3 cos y — Af3 sin у — 2N± (sin yN sin <p + cos yN sin X cos ф) 4-
4- (sin T) cos X cos ф 4 cos yN cos r] sin ф — sin yN cos т] x
X sin X cos ф) + Л^з 4- 2M sin ф.
При нарезании метрической резьбы осевая сила появляется
только во время входа резца в нарезаемую деталь. Вследствие
неравенства углов профиля при нарезании упорной резьбы осе-
вая сила не равна нулю и всегда направлена в сторону боковой
режущей кромки резца с углами 30 или 45°. При радиальном
врезании на последнем проходе резца она составляет 0,05 до
0,09 от силы Р2.
Определение главной составляющей силы резания. Состав-
ляющие силы резания при нарезании крепежных резьб, как
правило, невелики, и мощности универсальных токарных стан-
ков и резьботокарных полуавтоматов вполне достаточно для
нарезания резьб любого шага. Однако знание составляющих
силы резания необходимо при выполнении точностных расчетов,
при расчете на прочность режущей части резцов, а также может
быть полезным при разработке самонастраивающихся систем
нарезания резьб.
Эмпирические формулы для определения составляющих
силы резания немногочисленны и имеют степенную структуру.
В качестве примера приведены формулы для определения си-
лы Pz, Н, на последнем проходе резца при нарезании резцом,
оснащенным твердым сплавом, с передним углом, равным нулю.
При нарезании метрической резьбы на деталях из закаленных
сталей [1]
D OIQ/0’9 о0,7^0,3 0,7
Pz = 21 or s г (тв .
При нарезании упорной резьбы с углами 3 и 30° и шагом 2 мм
на детали из никельмарганцовистой стали с ав=834 МПа при
подачах 0,05—0,3 мм/ход [9]
р = 4580s0-32
70
Этим и другим подобным формулам в еще большей мере
присущи недостатки, свойственные традиционным степенным
формулам, с помощью которых определяют составляющие силы
резания при точении, фрезеровании и других видах работ. Они
справедливы только для определенного типа резьбы и послед-
него прохода резца, а при определении сил через число про-
ходов резца, необходимых для вырезания впадины резьбы, и от
шага резьбы.
Состояние механики процесса резания не позволяет полу-
чить надежные аналитические формулы для случаев резания
со стесненными условиями стружкообразования, к каким отно-
сится нарезание резьбы резцом. Поэтому ниже приводится
полуэмпирическая методика определения главной составляющей
силы резания, с помощью которой можно получить формулы,
лишенные ряда недостатков, присущих чисто эмпирическим
степенным формулам. В основе методики лежит следующее
положение, общее для работы любым режущим инструментом:
независимо от формы поперечного сечения срезаемого слоя и
движений, совершаемых инструментом в процессе резания, глав-
ная составляющая силы резания зависит от удельной линейной
силы р, суммарной рабочей длины режущих кромок инструмен-
та, сложности процесса стружкообразования и трения между
гладкими частями инструмента и поверхностью резания. В соот-
ветствии с этим положением формула для определения глав-
ной составляющей силы резания, справедливая для любого ти-
па инструмента, имеет вид
п _
?z — *сл*Тр У Pula’
u=l
где Ксл — поправочный коэффициент, учитывающий сложность
процесса формирования стружки; Ктр — коэффициент, учитыва-
ющий трение между гладкими частями клина инструмента и
поверхностью резания; ри — удельная линейная сила ре-
зания для главной режущей кромки, определяемая из опытов
по свободному резанию инструментом с прямолинейной режу-
щей кромкой и зависящая, от рода и механических свойств
обрабатываемого материала, средней толщины слоя а, срезае-
мого режущей кромкой, скорости резания и значений переднего
угла и угла наклона главной режущей кромки; 1и — проекция
рабочей длины главной режущей кромки инструмента на плос-
кость, перпендикулярную к вектору скорости резания; п — число
главных режущих кромок на режущем клине инструмента.
Коэффициент сложности формирования стружки Ксл харак-
теризует увеличение главной составляющей силы резания по
сравнению со свободным резанием, при котором находили
удельную линейную силу резания, за счет стесненных условий
образования и схода стружки. При свободном резании инстру-
ментом с прямолинейной режущей кромкой Ксл = 1. Если в ре-
71
зании участвуют несколько прямолинейных пересекающихся
режущих кромок, одна или несколько кромок, имеющих криво-
линейную форму, то соседние слои стружки, отделяясь от по-
верхности резания в направлениях, перпендикулярных к режу-
щим кромкам, мешают друг другу, затрудняя сход стружки
и увеличивая степень деформации срезаемого слоя и главную
составляющую силы резания. В зависимости от формы режущей
кромки или нескольких режущих кромок инструмента и их
взаимного расположения коэффициент Кел больше единицы.
Коэффициент Ктр учитывает увеличение главной составляю-
щей силы резания по сравнению со свободным резанием за счет
трения между задними поверхностями клина инструмента, не
имеющими заднего угла, и поверхностью резания. Если таких
задних поверхностей нет, то коэффициент /Стр принимают рав-
ным единице. В зависимости от того, сколько на клине инстру-
мента поверхностей без заднего угла и как велика их
площадь, коэффициент Ктр также больше единицы. Для
различных типов инструмента и условий работы либо оба коэф-
фициента равны единице, либо только один из них равен еди-
нице, либо оба коэффициента больше единицы. Так, например,
если инструмент работает по профильной схеме резания, то все
его режущие кромки или одна непрерывная режущая кромка
имеют задние углы, поэтому коэффициент Ктр=1. При работе
по генераторной схеме резания, если главная режущая кромка
прямолинейна, то коэффициент Ксл = 1, а коэффициент ^тp>l.
Если же главная режущая кромка криволинейна, то оба коэф-
фициента больше единицы.
Удельная линейная сила резания, Н/мм,
р^С^КуКк,
где Ср — постоянный коэффициент, зависящий от твердости или
предела прочности на растяжение материала детали, от значе-
нии переднего угла, угла наклона главной режущей кромки и
скорости резания, при которых проводили опыт; q—показатель
степени, зависящий от рода и свойств материала детали; Ку ,
Кх — поправочные коэффициенты, соответственно учитывающие
величину переднего угла и угла наклона главной режущей
кромки. Если угол Х<30°, то без ущерба для точности расчета
коэффициент Кх может быть принят равным единице. Коэф-
фициент Ку — 1 при угле у = 0°.
При нарезании резьбы с радиальным врезанием в резании
участвуют три режущие кромки (п = 3), и у всех режущих
кромок задние углы больше нуля (Лтр=1). Поэтому общая
формула принимает вид [4]
з _
Рг = Ксл^ри1и. (30)
м«=1
72
У резцов с пластинками из
твердых сплавов чаще всего у =
= 0°. Тогда Ку == 1 и Кк = 1 и фор-
мула удельной линейной силы
резания для любой режущей
кромки резца примет вид
Pu = Cp(Si sin фв)",
где Si — подача f-ro прохода
резца, соответствующего глубине
врезания /г-; <ри — углы наклона
режущих кромок резца относи-
тельно перпендикуляра к оси
резьбы (рис. 60).
При у=0 рабочая длина ре-
жущей кромки резца равна ши-
рине срезаемого слоя Ьи, Так
как боковые режущие кромки на
Рис. 60. Схема, поясняющая оп-
ределение главной составляющей
силы резания при нарезании резь-
бы резцом
своих концах срезают слои пе-
ременной толщины, то главную
составляющую силы резания определяют по так называемой
расчетной ширине срезаемого слоя Ьи, которую с достаточной
точностью можно считать равной
bu = bu — st cos <рй.
Тогда
b{ = ЬГ — st cos <рх; b2 = Ь2 — Si cos ф2» = b3.
С учетом последнего формула (30) принимает вид
з _
Pz = *сл У Ра (bu—Si COS фв).
Если удельную линейную силу резания, соответствующую
вершинной режущей кромке резца и выраженную jiepes толщи-
ну срезаемого слоя a3 — Si, обозначить через ps, то р, = CpS?.
Тогда формула (30) примет окончательный вид
_ з
Pz = РЛсл У 0л — si COS ф„) sin’ фв. (31)
Из формулы (31) следует, что для определения главной
составляющей силы резания при нарезании резьбы любого
типа и шага достаточно знать ширины слоев, срезаемых режу-
щими кромками резца, и экспериментально определить ps и КСл-
Ниже даны значения Ср, q и КСл Для ряда материалов, меха-
нические свойства которых приведены в табл. 19.
4 Зак. 1568
73
19. Механические свойства материалов, для которых удельная линейная сила
резания и коэффициент сложности формирования стружки были экспериментально
определены
Материал <гв» МПа °0,2» МПа б, % т, % дн» кЦж/м2
50 638 314 13,2 27,2 343
15Х18Н12С4ТЮ 641 339 14,6 12,3 1049
Д16 247 99 12,7 30,0 284
втз 990 628 7,2 29,0 432
0Х18Н10Т 591 288 61,0 72,0 1471
28ХЗСНМВФА 1697 804 13,6 38,6 2354
12X13 845 394 7,2 18,1 892
12ХНЗА 508 242 29,6 57,5 873
Удельная линейная сила резания была определена при сво-
бодном поперечном точении резцом из Т15К6 с перед-
ним углом у=0° и углом наклона лезвия Л = 0°. Обработку
сплава Д16 вели с поливом керосином, а остальных материа-
лов— без СОЖ. Значения скоростей резания приведены в
табл. 20. На рис. 61 в качестве примера показана зависимость,
удельной линейной силы от толщины срезаемого слоя (подачи)-.
В двойной логарифмической сетке зависимости ps=f(a) линей-
ны, что позволяет надежно аппроксимировать их степенной,
функцией. Значения Ср и q приведены в табл. 20.
Зависимости коэффициента сложности формирования струж-
ки для последнего прохода резца от шага резьбы и материала
детали при нарезании резьб различных типов показаны на
20. Значения Ср и q в формуле
удельной линейной силы резания
Марка материала обрабатываемой детали Скорость резания, м/мин СР <7
50 70 182 0,87
15Х18Н12С4ТЮ 50 135 0,59
Д16 47 45 0,73
ВТЗ 47 109 0,66
0Х18Н10Т 79 133 0,64
28ХЗСНМВФА 39 183 0,67
12X13 51 173 0,71
12ХНЗА 48 149 0,78
21. Средние значения коэффициентов
сложности формирования стружки
для последнего прохода резца
Марка материала обрабатываемой детали Значение Ксл при нарезании резьбы
метрической упорной с уг- лами 3 и 30' упорной с уг- лами 3 и 45'
50 1,58 1,54 1,56
15Х18Н12С4ТЮ 1,22 1,17 1,19
Д16 1,74 1,97 1,98
ВТЗ 1,12 1,30 1,25
0Х18Н10Т 1,17 1,15 1,16
28ХЗСНМВФА 1,21 1,47 1,44
12X13 1,18 1,45 1,32
12ХНЗА 1,76 1,99 2,02
74
Рис. 61. Влияние толщины срезаемого слоя на удельную линейную силу
фезания при свободном точении резцом с у=0° без СОЖ деталей:
/ — из стали 50 с и=70 м/мин; 2 —из стали 15tX18H12C4TK) с и=50 м/мин; 3 — из
сплава Д16 с и=47 м/мин с керосином
Рис. 62. Влияние шага метрической (а) и упорной резьбы (б) с углами 3
и 30° на коэффициент сложности формирования стружки для последнего
прохода резца при обработке деталей:
/ — сталь 50; 2—сталь 15Х18Н12С4ТЮ; 3 — сплав Д16; 4 — сплав ВТЗ; 5 — сталь
ЮХ18Н10Т; 6 — сталь 28ХЗС11МВФА; 7 —сталь 12X13; 5 —стали 12ХНЗА
рис. 62. Коэффициент Кел сильно зависит от механических
свойств материала обрабатываемой детали и в меньшей сте-
пени — от угла профиля и шага резьбы. Независимо от мате-
риала детали и типа резьбы, значения коэффициента Кел
уменьшаются при увеличении шага резьбы. Это связано как
с увеличением рабочей длины режущих кромок резца, так и
с уменьшением соотношения между длинами участков режущих
кромок, на которых наблюдается стесненное стружкообразова-
ние, и всей рабочей длиной режущих кромок. Однако изменение
коэффициента Ксл при изменении шага резьбы невелико. Если
принять значение коэффициента Кел постоянным и равным сред-
нему значению, то независимо от шага резьбы ошибка расчета
не превысит 5—7 %. При нарезании метрической резьбы в
’большинстве случаев коэффициент сложности формирования
стружки меньше, чем при нарезании упорных резьб, что свя-
зано с лучшими условиями стружкообразования вследствие
большего угла профиля (см. рис. 62).
Коэффициент сложности формирования стружки в известной
мере коррелирует с механическими свойствами материала обра-
батываемой детали. На рис. 63 показана зависимость коэф-
фициента Kl усадки стружки от толщины срезаемого слоя, по-
4*
75
Рис. 63. Влияние толщины срезаемого слоя на>
коэффициент усадки стружки при свободном то-
чении резцом с у —0° деталей:
/ — сталь 50; 2 — сталь 15Х18Н12С4ТЮ; 3 — сплава
Д16; 4— сплавВ ТЗ; 5 — сталь OXI8H10T; 6 — ст аль-
28ХЗСНМВФА; 7 — сталь 12X13; 8 — стали 12ХНЗА
лученная при свободном поперечном
точении со скоростями резания, приве-
денными в табл. 20. Если сравнить,
рис. 63 с рис. 62, то можно заметить,
что коэффициент Кел меньше для тех.
материалов, для которых меньше коэф-
фициент усадки стружки. Это естествен-
но, так как при снижении коэффициента
усадки стружки уменьшается ширина зоны пластического кон-
такта стружки с передней поверхностью. В результате этого
при нарезании резьбы уменьшаются зона стесненного стружко-
образования и, как следствие, коэффициент сложности форми-
рования стружки. В большинстве случаев коэффициент слож-
ности формирования стружки не превышает 1,6 (см. рис. 62).
Исключение составляет нарезание резьб на деталях из сплава
Д16 и стали 12ХНЗА, где Кел в среднем равно 2. Однако это'
значение нельзя считать характерным, так как скорости резания
47 и 48 м/мин, с которыми производили нарезание, значительно’
меньше тех, которые соответствуют режущим возможностям'
сплава Т15К6.
Средние значения коэффициентов Кел для последнего про-
хода резца приведены в табл. 21. Эксперименты показали, что
при нарезании метрической резьбы значения коэффициентов для
промежуточных проходов от приведенных в таблице отличаются
незначительно. Поэтому использование среднего значения коэф-
фициента Кел при расчете силы Pz для любого прохода резца
дает ошибку не более 7 %. При нарезании упорных резьб
отличие коэффициентов несколько больше, но и в этом случае
применение при расчетах силы Pz для любого прохода резца
средних значений коэффициента Кел, соответствующих по-
следнему проходу, приводит к ошибке, не превышающей 10—
12%.
Для последнего прохода резца формулу (31) можно упро-
стить. Выразим толщину слоя, срезаемого каждой режущей.'
кромкой резца, через шаг резьбы. Имеем
t = lP; Ь3 = фР,
где | и ф— коэффициенты пропорциональности, значения кото
рых определяются типом резьбы. Тогда
= -^Р—; Ь2 = ———; Ь3 = фР.
COS Фх COS ф2
76
Подставляя blt b2 и b3 в формулу (31), получим
pz = Мел \р(—— sin9 фх н---£— sin9 ф2 + ф) —
L \ COS фх cos <р2 /
— s (cos фх sin* фх + cos ф2 sin? ф2)],
где s — подача последнего прохода резца.
Обозначив
—-— sin? фх Н------— sin? ф2 + ф =
cos фх COS ф2
cos фх sin? фх + cos ф2 sin? ф2 = k2,
получим
= (32)
Значения коэффициентов и К2 для трех типов резьб при-
ведены в табл. 22.
Расчеты показывают, что произведение K2s в формуле (32)
сравнительно мало влияет на величину силы Pz. Пренебрегая
членом K2s, можно получить еще более простую приближенную
формулу
Если учесть, что для конструкционных материалов различ-
ного химического состава и с различными механическими харак-
теристиками (см. табл. 19) коэффициент К\ изменяется в срав-
нительно узких пределах, то в формуле (32) его можно при-
нять равным при нарезании метрической резьбы 1,02, упорной
22. Значения коэффициентов и К2 в формуле (32) для различных
типов резьб
Марка материала обрабатываемой детали Резьба
метрическая упорная с углами 3 и 30° упорная с углами 3 и 45°
Лх К» Л2
50 0,93 0,95 0,80 0,56 0,90 0,95
15Х18Н12С4ТЮ 1,08 1,16 0,98 0,75 1,05 1,16
Д16 1,00 1,05 0,88 0,64 0,96 1,05
ВТЗ 1,04 1,10 0,92 0,69 0,99 1,10
0Х18Н10Т 1,05 1,12 0,93 0,70 1,00 1,12
28ХЗСНМВФА 1,05 1,10 0,91 0,70 1,02 1,10
12X13 1,01 1,06 0,88 0,65 0,97 1,06
12ХНЗА 0,98 1,01 0,85 0,60 0,94 1,01
77
23. Значения коэффициента
при различных передних углах резца
Марка материала обрабатываемой детали Значение /Су при переднем угле резца, град
10 5 -5
50 0,91 0,96 1,16
15Х18Н12С4ТЮ 0,90 0,95 1,06
Д16 0,89 0,95 1,08
ВТЗ 0,88 0,95 1,05
0Х18Н10Т 0,92 0,96 1,15
28ХЗСНМВФА 0,88 0,94 1,12
12X13 0,88 0,94 1,10
12ХНЗА 0,90 0,96 1,18
с углами 3 и 30° — 0,89 и упор-
ной с углами 3 и 45° — 0,98.
При таком допущении ошибка
при расчете главной состав-
ляющей силы резания на по-
следнем проходе резца не пре-
высит 10%.
Приведенные формулы
справедливы для переднего
угла резца у=0°. Для других
значений переднего угла рас-
считанную силу Pz необходи-
мо умножить на поправочный
коэффициент • определяе-
мый при свободном попе-
речном точении. Значения
этого коэффициента для раз-
личных передних углов даны в табл. 23.
Описанная методика позволяет получать сравнительно про-
стые формулы для расчета главной составляющей силы резания
при нарезании резьбы любого типа и шага, пригодные для
расчетов. Достоинством методики является то, что при ее ис-
пользовании достаточно проделать всего две серии опытов по
определению удельной линейной силы резания и коэффициен-
та сложности формирования стружки.
Хрупкое разрушение режущей части резцов. Резьбовые
резцы с пластинками твердых сплавов выходят из строя не
только вследствие естественного изнашивания контактных по-
верхностей, но и из-за хрупкого разрушения режущей части.
Хрупкое разрушение наблюдается чаще при нарезании упорных
резьб и реже — метрических. Ввиду меньшей жесткости тех-
нологической системы СПИД разрушение резцов, работающих
в резьбонарезающем устройстве, происходит чаще, чем при руч-
ном нарезании на универсальных токарных станках. Опасность
хрупкого разрушения возрастает при нарезании деталей из
высокопрочных материалов и при использовании твердых спла-
вов с меньшим содержанием кобальта.
Отделение разрушенного твердого сплава, как правило, про-
исходит вдоль задней поверхности резца. При нарезании метри-
ческой резьбы чаще всего разрушается переходная задняя по-
верхность у прямолинейной или дуговой вершинной режущей
кромки. У резцов, нарезающих упорную резьбу, разрушению
подвергается область, прилегающая к вершинной режущей
кромке и боковой кромке с углом <pi=3°. Если шаг резьбы
меньше 2—3 мм, то, как правило, разрушение охватывает
переднюю поверхность за пределами площадки контакта. При
больших значениях шага разрушение происходит в пределах
площадки контакта.
78
Расчет на прочность режущей части резьбовых резцов яв-
ляется чрезвычайно сложной задачей, точное решение которой
методами теории упругости в настоящее время не представ-
ляется возможным. Однако прогнозировать безотказную по
прочности работу уже спроектированных резцов в известной
мере можно, зная величины эквивалентных напряжений, воз-
никающих в режущем клине под действием сил в процессе
резания.
Рис. 64. Схема, поясняющая расчет напряжений в режущей части инстру-
мента методом конечных элементов <
79
Метод определения напряжений в режущей части резьбовых
резцов. Для расчета напряжений в режущей части резьбового
резца был использован матричный метод конечных элементов.
По сравнению с методами, основанными на отыскании функции
напряжений [2], численный метод конечных элементов более
универсален и имеет большую разрешающую способность. При-
менительно к решению задач, связанных с расчетом деформаций
и напряжений в зоне резания и режущем инструменте, указан-
ный метод был детально разработан В. А. Остафьевым [16—19].
Суть метода состоит в следующем. При решении плоской
задачи деформированного состояния режущий клин инстру-
мента в плоскости, нормальной к режущей кромке, разбивают
на ряд треугольных элементов, равномерно уменьшающихся к
вершине клина (рис. 64). Соединения элементов образуют узло-
вые точки, через которые передается действие сил, приложен-
ных к контактным поверхностям инструмента. На некотором
расстоянии от режущих кромок режущий клин опирается на
опоры качения, реакции Ri которых служат для оценки сходи-
мости решения. Поскольку значения напряжений изменяются
при переходе от одного элемента клина^ к другому, а внутри
каждого элемента они приняты постоянными, то для умень-
шения степени дискретности элементы должны быть достаточно
малыми. Метод не ограничивает размеры элементов и позво-
80
ляет рассчитывать на-
пряжения в очень малой
области клина, но чрез-
мерное измельчение эле-
ментов резко увеличива-
ет трудоемкость расче-
тов.
Так как разрушение
может происходить в пре-
делах площадки контак-
та стружки с передней
поверхностью, то соглас-
но принципу Сен-Венана
нагрузка на инструмент
задается эпюрами кон-
тактных напряжений па
передней и задней по-
верхностях (рис. 65).
Узловые точки, вышед-
шие на контактные по-
верхности (рис. 66), на-
гружают системой сосре-
доточенных сил, получен-
ных при разбиении эпюр
контактных напряжений
на участки линиями, про-
Рис. 66. Эпюры контактных напряжений
на передней и задней поверхностях резца
при нарезании резьбы на детали из стали
28ХЗСНМВФА с 0в = 1697 МПа с толщи-
ной срезаемого слоя а=0,15 мм и узловые
точки, вышедшие на контактные поверхно-
сти
ходящими через середины интервалов между соответствующи-
ми узловыми точками. Таким образом, каждую из частей эпю-
ры заменяют статически эквивалентной силой, приложенной в
узле сетки, образующей элементы. Исходными данными для
расчета являются сосредоточенные эквивалентные силы, коор-
динаты узловых точек и физико-механические характеристики
инструментального материала. Для каждой узловой точки оп-
ределяют ее смещение, происходящее под действием сил, при-
ложенных к контактным поверхностям резца, и по известным
соотношениям теории упругости рассчитывают напряжения
внутри элементов. Реализация метода конечных элементов воз-
можна только при ведении расчетов с помощью ЭВМ.
Необходимо отметить, что замена объемного деформирован-
ного состояния плоским при расчете напряжений в резьбовом
резце, несомненно, снижает достоверность полученных резуль-
татов. Кроме того, участие в резании трех режущих кромок
резца и стесненность стружкообразования затрудняют получе-
ние достоверных эпюр контактных напряжений на передней и
задней поверхностях. Поэтому расчеты, выполненные с помощью
этого метода, дают скорее качественное, а не количественное
представление о напряженном состоянии режущего клина резь-
бового резца. Несмотря на это, полученное представление очень
81
полезно при оценке возможностей резца противостоять силам»
действующим при резьбонарезании.
Теоретические основы метода конечных элементов и алго-
ритмы расчетов подробно описаны в работах В. А. Остафьева.
Поэтому, отсылая читателя к первоисточникам [16], приведем
только блок-схему расчета деформации s и напряжений о
(рис. 67), по которой составляют программу для ЭВМ.
Напряжения в режущей части резца. Расчет напряжений был
произведен для резца из твердого сплава Т15К6 с передним
углом, равным нулю, нарезающего упорную резьбу на детали
из высокопрочной стали 28ХЗСНМВФА с ав=1697 МПа и ао,2 =
= 804 МПа. Средние значения модуля Юнга и коэффициента
Пуассона для твердого сплава Т15К6 в интервале температур
600—800 °C соответственно равны Е=50-106 МПа, v=0,21.
82
Нормальные контактные напряжения на передней поверх-
ности приняты распределенными по параболе. Касательные кон-
тактные напряжения в пределах участка пластического контакта
приняты постоянными, а на участке упругого контакта умень-
шающимися по закону параболы. Эпюры контактных напря-
жений на задней поверхности приняты треугольными (см*
рис. 65).
Характеристики эпюр контактных напряжений были опре-
делены по известному методу Н. Н. Зорева [25]. Для этого
предварительно были измерены коэффициент усадки стружки
KL, ширины с и ci площадок полного и пластического контакта
на передней поверхности, ширина zc2 площадки контакта на
задней поверхности, составляющие Р2 и Ру силы резания. Силы
Af3 и Г3, действующие на задней поверхности, найдены экстра-
поляцией сил Ру и Pz на нулевую толщину срезаемого слоя. Из
рис. 65 следует:
N^p'z = Pz-F3,
F^Py = Py-N3,
N'3 = -...У-?— cos (ft + a);
cost}
F'3 = —sin (ft a),
sin ft V 7
где
tg& = A..
Распределение нормальных контактных напряжений aN на
передней поверхности в пределах площадки полного контакта
<>N =ам(1 —-у) ’
где Ом — максимальное нормальное контактное напряжение на
режущей кромке резца; су — расстояние точки передней поверх-
ности от режущей кромки (0<cv<c); п — показатель степени
параболы.
Касательные контактные напряжения хР в пределах пло-
щадки пластического контакта TP=TM=const, где тм — макси-
мальное касательное контактное напряжение. В пределах пло-
щадки пластического контакта тр=тм=const, где тм — макси-
мальных напряжений
Тр — (с — С )",
(С-q)»
где cv изменяется от ct до с.
83
Показатель степени п параболы, характеризующий неравно-
мерность распределения контактных напряжений, определяется
по формуле
I aKL[H + tg(P-y)] Ч’
где а — толщина срезаемого слоя; ц — средний коэффициент
трения на передней поверхности; 0 — условный угол сдвига.
Средний коэффициент трения по Амонтону
а условный угол сдвига 0 определяют по коэффициенту усадки
стружки
Максимальное нормальное контактное напряжение ом опре-
деляют через среднее нормальное контактное напряжение ос и
показатель степени параболы [25] <тм = ос(п+1). Среднее нор-
мальное напряжение в пределах площадки полного контакта
стружки с передней поверхностью с размерами с и b
Максимальное касательное напряжение зависит от среднего
коэффициента трения, и по закону трения Амонтона тм=ц<тм-
Распределение нормальных а^3 и касательных тр3 контакт-
ных напряжений вдоль задней поверхности при треугольной
эпюре описывается формулами
(1 \ •
1 —— — I ,
с2 )
- (1 сх \
\ с2 /
где сх — расстояние точки задней поверхности от режущей
кромки резца (0<сх<С2)«
Максимальные контактные напряжения омз и тМз при п—1
определяют из выражений
2лг' 2F'
°мз = ~ > |тмз = ~ '
С2 с2
Исходные данные для расчета напряжений внутри режущего
клипа резца при различных толщинах срезаемого слоя приве-
дены в табл. 24. Режущий клин резца с у = 0° и а = 8° (см. рис. 64)
и сечен и н плоскостью, нормальной к вершинной режущей кром-
'24. Исходные данные для расчета напряжений в режущей части резца с
-y=0J и а=8° из твердого сплава Т15К6 при нарезании упорной резьбы
на детали из стали 28ХЗЗНМВФА с <ув= 1697 МПа
Толщина срезаемого слоя, мм
исходные данные 0,15 0,21 0,30 0,42
Коэффициент KL усадки стружки 2,08 1,88 1,84 1,78
Ширина площадки контакта, мм: с на передней поверхности 0,44 0,53 0,67 0,85
С2 на задней поверхности 0,11 0,13 0,16 0,18
Ширина площадки пластического 0,27 0,32 0,40 0,52
контакта на передней поверхности, мм Условный угол сдвига Р 25°45' 28°00' 28°30' 29°30'
i Нормальная сила N на передней по- 395 555 780 1040
верхности, Н/мм Сила трения F на передней поверх- 150 215 305 406
ности, Н/мм Средний коэффициент трения на пе- 0,38 0,387 0,391 0,392
редней поверхности р ‘Нормальная сила N'3 на задней по- 85 86 86 85
поверхности, Н/мм Сила трения F3 на задней поверх- 120 121 120 122
ности, Н/мм Показатель степени п параболы 1,26 0,92 0,62 0,36
Максимальное нормальное напряже- ние, МПа: ом на передней поверхности 2040 2020 1890 1670
амз на задней поверхности 1540 1300 1060 940
Максимальное касательное напряжение, МПа: тм на передней поверхности 400 430 500 560
тмз на задней поверхности 2180 1840 1500 1340
ке, был разделен на 94. элемента, образовавших 62 узловые
точки. Окружность, ограничивающая зону расчета, проходит на
расстоянии 3,2 мм от вершины клина.
Результаты расчета позволили сделать следующие выводы.
В области клина, лежащей под площадкой контакта стружки
с передней поверхностью, напряжения ох имеют отрицательный
знак. Положительные по знаку напряжения ох расположены
только за пределами площадки контакта. Таким образом, в
.наиболее нагруженной части клина резца преобладают на-
пряжения сжатия. Распределение внутри клина интенсивностей
напряжений в зависимости от толщины срезаемого слоя:
= у о2х + о2у— охоу + Зт^ представлено на рис. 68.
85
с)
Рис. 68. Поля интенсивностей напряжений, МПа, при различной толщине-
срезаемого слоя:
а— при а=0,15 мм; б —• при а“0,42. мм (по А. В. Моисееву)
Заметно, что распределения интенсивностей напряжений близ-
ких к радиальному, причем с уменьшением толщины сре-
заемого слоя линии равных интенсивностей все более приобре-
тают форму концентрических окружностей. В непосредственной
близости от режущих кромок резца интенсивность напряжений'
при увеличении толщины срезаемого слоя несколько умень-
шается, однако высокие значения ог- (стг = 1960 МПа), охваты-
вают все большие области клина. При увеличении толщины
срезаемого слоя, несмотря на повышение общего уровня напря-
жений в клине, градиент интенсивности напряжений на передней
поверхности уменьшается, на задней же напротив увеличивается.
Интенсивность напряжений особо резко возрастает в области
клина, ограниченной контактными площадками на передней и
задней поверхностях, достигая максимума на режущей кромке-
резца. При резании такого высокопрочного и упругого мате-
риала, как сталь 28ХЗСНМВФА, интенсивности напряжений в
пределах площадок контакта на передней и задней поверхно-
стях соизмеримы. Это связано с высоким уровнем контактных
напряжений на задней поверхности вследствие значительного'
упругого восстановления поверхности резания и малой ши-
рины Сг площадки контакта. По-видимому, этим и объясняется
преимущественное хрупкое разрушение твердосплавных резцов
вдоль задней поверхности. При высоком уровне о, на задней
поверхности даже незначительные колебания технологической
системы СПИД, всегда имеющие место при резании жаропроч-
ных и высокопрочных материалов, должны интенсифицировать.
11,
усталостное разрушение твердого сплава и в первую очередь
«а задней поверхности [16].
При оценке прочностных свойств материалов, работающих
в условиях сложного напряженно-деформированного состоя-
ния [21], было предложено использовать эквивалентное напря-
жение <yn=%Oj+(l—Первый член формулы харак-
теризует условие зарождения трещин, а второй — их развитие и
распространение.
Для титано-вольфрамо-кобальтовых твердых сплавов, рабо-
тающих при температурах, не превышающих 700 °C, общая
•формула эквивалентных напряжений принимает вид [16]
! «,+<>,+<Г»
= 0,18<тг + 0,82(^0,7 ai .
На рис. 69 показано изменение эквивалентного напряже-
ния <гл в различных узловых точках контактных поверхностей
в зависимости от толщины слоя, срезаемого вершинной режущей
кромкой резца. В узловой точке 60 (см. рис. 64), совпадающей
•с режущей кромкой, при увеличении толщины срезаемого слоя
эквивалентные напряжения уменьшаются. Это связано с отно-
сительно более равномерным распределением нормальной на-
грузки по ширине с площадки контакта и уменьшением заме-
няющей нагрузку статически эквивалентной силы в непосред-
ственной близости от режущей кромки. Во всех остальных узло-
вых точках 36, 40, 56 и 59 эквивалентные напряжения вслед-
ствие повышения обще1 о уровня контактных напряжений с уве-
личением толщины срезаемого
слоя возрастают. Сравнение эк-
вивалентных напряжений в уз-
ловых точках 56 и 59, отстоя-
щих от режущей кромки на рас-
стоянии 0,15 мм, показывает,
что при а<0,4 мм напряжения
на задней поверхности выше,
чем на передней, а при а=
= 0,42 мм они совпадают.’ В бо-
лее удаленных узловых точках
36 и 40, расположенных на рас-
стоянии около 1 мм от режущей
кромки, наоборот, уровень экви-
валентных напряжений на пе-
редней поверхности для всех
толщин срезаемого слоя выше,
чем на задней.
Сравнивая эквивалентные на-
пряжения от] с пределом проч-
<ности на растяжение ов твер-
Рис. 69. Влияние толщины среза-
емого слоя на эквивалентные на-
пряжения в узловых точках, вы-
шедших на контактные поверх-
ности резца (по А. В. Моисееву)
87
дого сплава, можно приблизительно оценить запас прочности
инструмента. Известно, что ов = (0,5—0,7) ои.
Изгибная прочность определенной марки твердого сплава во
многом зависит от технологии изготовления сплава и величины
зерна. В среднем значение предела прочности на изгиб ои
твердого сплава Т15К6 составляет 1128 МПа, однако, по по-
следним данным В. И. Третьякова [29], оно доходит до
1471 МПа. Таким образом, предел прочности на растяжение при
ои=П28 МПа колеблется в пределах 564—789 МПа.
Распределение эквивалентных напряжений вдоль передней и
задней поверхности в зависимости от расстояния Zn и 13 от ре-
жущей кромки показано на рис. 70. Уменьшение эквивалентных
напряжений при удалении от режущей кромки происходит не-
равномерно. На расстояниях от режущих кромок резца, мень-
ших 1,5 мм вдоль передней поверхности и 1 мм вдоль задней,
напряжения On падают очень быстро. При этом чем меньше
толщина срезаемого слоя, тем интенсивнее уменьшаются о
На больших расстояниях от режущей кромки уровень эквива-
лентных напряжений сохраняется почти одинаковым. Если
ориентироваться на минимальное значение ов = 564 МПа, то
эквивалентные напряжения достигают этого значения на рас-
стоянии от режущей кромки, приблизительно равном 0,05 мм.
При среднем значении ов = 677 МПа только при толщине сре-
заемого слоя 0,15 и 0,21 мм напряжения ол на режущей кромке
резца больше этого значения. Таким образом, разрушение
режущего клина резца должно происходить в области, очерчен-
ной из его вершины окружностью радиуса не* более 0,05 мм.
Экспериментальная проверка, проведенная в условиях высокой
жесткости системы СПИД и отсутствия заметных колебаний,
это подтвердила.
Очевидно, при обработке высокопрочной стали 28ХЗСНМВФА
предельно допустимые по хрупкой прочности резца подачи не
должны превышать 0,15 мм/ход, так как даже при s =
= 0,15 мм/ход запас прочности резца равен единице или меньше
ее. Чтобы при подачах $>0,15 мм/ход иметь гарантированный
запас прочности, необходимо оснащать резцы пластинками из
более прочных сплавов, таких, как Т5К10, ВК8 и другие, или
придавать резцу отрицательный передний угол. При подачах,
меньших предельной, резцы обладают достаточным запасом
прочности, и при нормальных условиях эксплуатации их хруп-
кого разрушения быть не должно. Встречающиеся в этих усло-
виях поломки режущей части резцов связаны с малой жест-
костью системы СПИД, нестабильными прочностными свойст-
вами твердого сплава и другими случайными причинами.
Если хрупкое разрушение режущей части резца происходит
пределами площадки контакта стружки с передней поверх-
ностью, то детальное приложение нагрузки при расчете напря-
ju iiiiii необязательно, и эпюры контактных напряжений можно
i г
Рис. 70. Влияние толщины срезаемого слоя и расстояния 1а, h от режущей
кромки резца на распределение эквивалентных напряжений вдоль передней
(а) и задней (б) поверхностей:
/ — а=о,15 мм; 2 — а-0,21 мм; 3—при а=0,3 мм; 4 — при а=0,42 мм (по А. В. Моисее-
ву)
заменить двумя сосредоточенными статически эквивалентными
силами Pz и Pv.
На рис. 71 показано распределение радиальных напряже-
ний <Тр внутри клина резца вдоль линии, образованной пово-
ротом радиуса-вектора р=2,6 мм. При простом радиальном
89>
Рис. 71. Распределение радиаль-
ных напряжений в режущем кли-
не резца вдоль линии, образован-
ной поворотом радиуса-вектора
р=2,6 мм. Нарезание упорной
резьбы с углами 3 и 30° резцом
с у=0° и а=8° на детали из
стали 28ХЗСНМВФА с ав =
= 1697 МПа, Pz—1620 Н/мм, ру=
=300 _Н/мм (1 — расчет по силам
рг и_ру; 2— расчет только по
силе pz)
распределении напряжений в клине имеем
= 0; Трв = 0,
где р — сила на режущей кромке, отнесенная к единице ее
длины; р — радиус-вектор рассматриваемой точки; рк — угол
заострения клина; 0 — угол поворота радиуса-вектора рассмат-
риваемой точки; ©о — угол действия силы р, величина которого
определяется из выражения tgco, = . Из рис. 71 видно, что
Ру
та некотором расстоянии от режущей кромки, при котором
допустим расчет по сосредоточенным силам, влияние силы ру
на напряжение внутри клина незначительно. При этом наиболее
опасные растягивающие напряжения на передней- поверхности,
возникающие под действием сил pz и ру, несколько меньше, чем
под действием только одной силы pz. Таким образом, при за-
контактном разрушении расчет напряжений в режущей части
резьбового резца можно вести только по одной главной со-
ставляющей силы резания.
ЭКСПЛУАТАЦИЯ РЕЗЦОВ И РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ
Изнашивание резцов и критерий износа. При нарезании
резьбы резцами из твердых сплавов на деталях как из пластич-
ных, так и хрупких материалов любой твердости превалирую-
щим является изнашивание задних поверхностей. Передняя
90
поверхность резцов изнашива-
ется незначительно: на ней об-
разуется мелкая выемка у
вершинной режущей кромки.
Кроме того, при работе с
высокой скоростью (темпера-
турой) резания наблюдается
пластическое деформирова-
ние вершины резца, особенно
заметное при нарезании дета-
лей из сталей с ав>785 МПа.
Известно пластичное фор-
моизменение режущей части
токарных твердосплавных рез-
цов под действием высоких
контактных напряжений и
температур. Для резьбовых
резцов это явление еще более
заметно вследствие значитель-
Рис. 72. Схема изнашивания
твердосплавного резьбового рез-
ца
но меньшей массы их вершин-
ной части. Пластическое де-
формирование выражается
(рис. 72) в снижении части
передней поверхности, шириной сд на расстояние бд. В резуль-
тате этого на деформированной передней поверхности образует-
ся отрицательный передний угол уд, а задние поверхности выпу-
чиваются. Например, при нарезании упорной резьбы с шагом
2 мм на детали из стали с ов = 834 МПа резцом из сплава Т15К6
при s=0,125 мм/ход и о=137 м/мин, сд=0,7 мм, бд=0,1 мм,
уд=9°20'. Деформирование задних поверхностей увеличивает
скорость нарастания линейного износа, так как условия тре-
ния между резцом и деталью ухудшаются.
Задние поверхности затупленного резца изношены неодина-
ково. При нарезании упорной резьбы резцом, у которого вер-
шинная режущая кромка параллельна оси детали, максималь-
ный линейный износ сосредоточен в месте перехода вершинной
задней поверхности в боковую с углом <pi=3° (см. рис. 72).
Боковые задние поверхности изнашиваются значительно меньше,
поэтому лимитирующим износом б является линейный износ бь
При нарезании метрической резьбы задние поверхности у то-
чек 1 и 2 изнашиваются одинаково интенсивно и линейные
износы 61 и 62 приблизительно равны. В остальных точках
боковых режущих кромок величина линейного износа бз меньше.
Для удаления изношенных площадок резцы с перетачиваемыми
пластинками затачивают по трем задним и передней поверх-
ностям.
Изнашивание вершинной задней поверхности вызывает износ
резца в радиальном направлении, от которого зависит размер-
91
язя стойкость резца. С достаточной для практики точностью
размерный износ резца 6Р связан с лимитирующим линейным
•износом 6 вершинной задней поверхности выражением бр=
= 6tga. Таким образом, если резьбу нарезают одним резцом,
то максимально допустимое значение лимитирующего линейного
износа определяется точностью диаметральных размеров резьбы.
На основании многочисленных наблюдений установлено, что для
большинства резьб максимально допустимое значение линейного
износа лежит в пределах 0,3—0,4 мм. При нарезании резьбы
несколькими резцами лимитирующий линейный износ черновых
резцов может быть увеличен до 0,6—0,8 мм.
Направление врезания резца и выбор подачи. Боковое на*
правление врезания при нарезании метрической резьбы не-
сколько снижает температуру резания и повышает стойкость
резца (см. выше). Повышение стойкости более заметно при
возрастании шага резьбы и уменьшении скорости резания.
Соответственно этому скорость резания при врезании резца
вдоль боковой стороны профиля резьбы по сравнению с ради-
альным врезанием может быть повышена в 1,1 —1,3 раза. Боко-
вое врезание целесообразно применять при шаге нарезаемой
резьбы более 1,5 мм.
При нарезании упорной резьбы боковое врезание вдоль сто-
роны профиля с углом 3° по сравнению с радиальным вреза-
нием повышает период стойкости резца, а вдоль стороны про-
-филя с углом 30° — снижает его. Например, при нарезании
резьбы с шагом 2 мм резцом из твердого сплава Т15К6 на
деталях из стали 18ХГН с s = 0,125 мм/ход связь между перио-
дом стойкости и скоростью резания при радиальном врезании
описывается формулой:
368*10*
'Т ~ „2,6 (v= 1234-195 м/мин), а при врезании вдоль сто-
рон с углами 3 и 30° формулами Т = 22 з^*0 (»=135-т-
-4- 195 м/мин) и Т = -^6 66— (0=1234-155 м/мин). Наиболь-
шее возрастание стойкости резца наблюдается при врезании по
биссектрисе угла профиля. В этом случае для 0 = 1554-
-т-195 м/мин формула имеет вид 1 =—2 . Однако при
врезании по биссектрисе на цилиндрической поверхности высту-
пов нарезанной резьбы образуются характерные волосовины,
прочно соединеннные с деталью. Толщина волосовин и их
прочность тем больше, чем вязче обрабатываемый материал и
выше шероховатость поверхности детали, подготовленной под
резьбу. Удаление волосовин связано с большой потерей вре-
мени. Поэтому при использовании врезания по биссектрисе угла
профиля необходимо, чтобы шероховатость цилиндрической по-
верхности детали, подготовленной под резьбонарезание, соот-
• 92
ветствовала /?а = 2,54-0,63 мкм. По сравнению с радиальным
.врезанием скорость резания при врезании по биссектрисе мо-
жет быть повышена в 1,4—1,5 раза.
При нарезании резьбы вручную на универсальных токарных
•станках цикл нарезания состоит из черновых и одного-двух
чистовых проходов. Если резьбу нарезают на резьботокарных
полуавтоматах, то после черновых проходов следует зачистной
проход без подачи резца. Значение подачи чистовых проходов
в основном определяется точностью и шагом нарезаемой резьбы.
Лодача черновых проходов при использовании равнопроходной
схемы резания зависит от типа резьбы, ее шага, рода и меха-
нических свойств материала обрабатываемой детали и способа
резьбонарезания. Резьбы упорные при прочих равных условиях
нарезают с меньшим значением подачи, чем резьбы метриче-
ские. Для одинакового шага резьбы значения подачи при наре-
зании внутренних резьб меньше, чем наружных. С увеличением
шага резьбы возрастают длина или радиус у вершинной режу-
щей кромки резца и благодаря повышению прочности его вер-
шины значение подачи может быть увеличено. С возрастанием
^прочности и вязкости материала нарезаемой детали подача
должна быть снижена. Более высокая жесткость технологиче-
ской системы СПИД при нарезании вручную на универсальных
токарных станках позволяет работать с большими значениями
подач, чем при нарезании по автоматическому циклу на резьбо-
токарных полуавтоматах и универсальных токарных станках с
резьбонарезающим устройством.
При нарезании наружной метрической резьбы вручную на
универсальных токарных станках значение подачи в зависи-
мости от шага резьбы и прочности материала детали колеб-
лется в пределах 0,5—0,45 мм/ход при ов^736 МПа, 0,4—
0,25 мм/ход при ов = 7854-1373 МПа, 0,2—0,12 мм/ход при
ов= 15694-2256 МПа. При нарезании внутренней резьбы значе-
ние подачи должно быть снижено на 20—25 %. При нарезании
наружной метрической резьбы по автоматическому циклу зна-
чение подачи в зависимости от шага резьбы и прочности мате-
риала нарезаемой детали лежит в пределах 0,4—0,12 мм/ход
при ов^736 МПа, 0,2—0,1 мм/ход при ов = 7854-981 МПа и
0,1—0,05 мм/ход при ов>981 МПа. При нарезании упорной
резьбы значение подач должно быть снижено на 20—30 %.
'Число черновых и чистовых проходов при нарезании метриче-
ской резьбы с различным шагом приведено в работах [26, 28].
Число проходов резца с учетом одного зачистного прохода
при нарезании метрической резьбы на резьботокарных полу-
автоматах приведено в табл. 25.
Зависимость периода стойкости резца от подачи, шага
резьбы и скорости резания. Подача на период стойкости резца
при нарезании резьбы любого типа влияет однозначно. Не-
смотря на то, что с увеличением подачи число проходов,
93
25. Число проходов твердосплавного резца при нарезании наружной
и внутренней метрической резьбы на резьботокарных полуавтоматах
Шаг резьбы, мм Резьба на деталях с твердостью HRC/HB
22/229 33/302 52/514
наружная внутренняя наружная внутренняя наружная внутренняя»
1,5 5 7 6 10 12 19
2 6 9 8 12 15 24
3 8 12 11 17 — —
необходимых для вырезания резьбовой впадины, уменьшается^
период стойкости резца также уменьшается. Это связано с ро-
стом температуры резания при увеличении подачи. Например,,
при нарезании упорной резьбы с шагом 2 мм на детали из
стали 18ХГН резцом из сплава Т15К6 при и=123 м/мин связь
периода стойкости с подачей описывается выражением?1 =
При нарезании метрической резьбы резцом из твердого сплава
Т30К4 на стальных деталях с твердостью HRC 33 [1] анало-
Q
гичное выражение имеет вид: • Влияние подачи доста-
точно сильное: при нарезании метрической резьбы в зависи-
мости от рода и механических свойств материала детали и
марки твердого сплава резца показатель степени при подаче
лежит в пределах 0,8—1,6.
Влияние шага резьбы на период стойкости резца сложно и
противоречиво. Противоречивы и формулы, приводимые различ-
ными исследователями. Это связано с тем, что изменению шага
резьбы сопутствуют два конкурирующих явления. При увели-
чении шага резьбы растет глубина резьбовой впадины, что при
постоянной подаче приводит к увеличению числа проходов,
необходимых для ее вырезания, а при постоянном числе про-
ходов к увеличению подачи и площади сечения срезаемого
слоя. Первое увеличивает путь резания и соответствующий
ему линейный износ задней поверхности резца, а второе — сило-
вую и тепловую нагрузки на резец и интенсивность его изна-
шивания. Увеличение шага резьбы приводит к росту длины
прямолинейной или дуговой вершинной режущей кромки резца,,
что способствует лучшему отводу тепла из зоны резания, замед-
ляет рост температуры резания и при определенном шаге может
даже привести к ее снижению (см. рис. 10). Поэтому в зависи-
мости от конкретных условий нарезания и шага резьбы увеличе-
ние шага может уменьшать или увеличивать период стойкости
94
(резца либо не влиять на него. Например, при нарезании метри-
ческой резьбы на детали из стали с твердостью HRC 33 рез-
цом из твердого сплава Т30К4 увеличение шага резьбы до 3 мм
приводит при постоянной подаче к снижению периода стойкости
Q
резца в соответствии с выражением Т = —[1]. В тоже
время (рис. 73) при нарезании метрической резьбы резцом из
быстрорежущей стали для шагов резьбы 1 и 2 мм период
стойкости одинаков, а при дальнейшем увеличении шага он
растет. При нарезании упорной резьбы с углами 3 и 30° уве-
личение шага резьбы до 3 мм вызывает не уменьшение, а рост
периода стойкости твердосплавного резца, и только при шаге
5 мм период стойкости снижается.
Влияние скорости резания на стойкость резца при нарезании
стальных деталей подчиняется тем же закономерностям, что и
при продольном точении. В интервале изменения скорости ре-
зания, соответствующем эксплуатации твердосплавных резцов,
показатель степени k при скорости резания в формуле Т =
Рис. 73. Влияние шага резьбы на пе-
риод стойкости резца:
J — резьба метрическая, молибденовый
сплав ВМ1, резец из стали Р18, и=
=5 м/мин с охлаждением эмульсией (II];
2 — резьба упорная, сталь 28ХЗСНМВФА,
резец из сплава Т15К6, $«0,1 мм/ход.
и=39 м/мин, без СОЖ; 3 —то же с
СОЖ; 4 — резьба упорная, сталь 18ХГН,
««0,125 мм/ход, и«97 м/мин
Рис. 74. Зависимость периода стой-
кости Т (кривая /), относительного
линейного износа Дь (кривая 2),
пути резания L (кривая 5), пройден-
ного до затупления резцом из твер-
дого сплава Т15К6, от скорости ре-
зания при нарезании упорной резьбы
с углами 3 и 30° и шагом 2 мм на
детали из никель-марганцовистой
стали с s = 0,125 мм/ход
95
ст
= -^-переменен. Так, например, для зависимости T=f(u)„
рЛ
показанной на рис. 74, при изменении скорости резания от
62 до 123 м/мин значение &=0,47 и от 123 до 195 м/мин — k=2,6.
Показатель относительной стойкости m=\lk для этих интер-
валов скоростей резания соответственно равен 2,1 и 0,39. Если
Q
показатель относительной стойкости в формуле v=—^-больше
единицы, то при увеличении периода стойкости путь резания
L = vT до полного затупления инструмента не растет, а умень-
шается. Растет и относительный линейный износ Al = — . Из
Т
рис. 74 видно, что зависимости Аь = Л(у) и Л = /2(у) экстре-
мальны и существует определенное значение скорости резания
(123 м/мин), при котором Аь = Аышп и L = Lmax. На рис. 75
показана аналогичная зависимость пути резания, проходимого*
резцом до затупления, от скорости резания при различных
подачах. Здесь максимальному пути резания для всех значений
подач соответствует скорость резания, приблизительно равная
43 м/мин.
Когда связь между периодом стойкости резца и скоростью
резания хорошо аппроксимируется степенной функцией Т=
—----- иу =------, причем
t? Tm
показатель относительной
стойкости т<1, период
стойкости сохраняет свое
значение как показатель
целесообразности выбран-
ной по нему скорости реза-
ния. В этом случае при уве-
личении периода стойкости
и соответственном уменьше-
нии скорости резания отно-
сительный линейный износ
уменьшается, путь, пройден-
ный резцом до затупле-
Рис. 75. Зависимость пути реза-
ния L, пройденного до затупления
резцом из твердого сплава
Т15К6, от скорости резания при
нарезании упорной резьбы с уг-
лами 3 и 45° и шагом 2 мм на
детали из стали 28ХЗСНМВФА
при различных подачах:
/—s = 0,05 мм/ход; 2 — 5=0,1 мм/ход;
5 — s=0,125 мм/ход; 4 — 5=0,15
мм/ход; 5 — 5=0,175 мм/ход
96
ния, и количество обработанных за это время деталей возра-
стают. При заданных шаге резьбы и подаче скорость резания
х»с min, соответствующую минимальной технологической себестои-
мости, определяют по формуле
где /с — время простоя станка в связи с заменой затупившегося
резца или поворота неперетачиваемой пластинки; Э — затраты,
связанные с эксплуатацией резца за его период стойкости; Е —
себестоимость одной минуты работы станка и станочника.
Когда связь между периодом стойкости резца и скоростью
резания немонотонна, формулу (40) для расчета скорости ре-
зания использовать нельзя.
Если зависимость T—f(v) выражается кривой, имеющей
точку максимума и две точки перегиба, то, как показал
Г. И. Грановский, она достаточно хорошо аппроксимируется
функцией
(4D
Формулу (41) можно использовать и для аппроксимации
только правой ветви кривой за точкой экстремума (рис. 75).
Для определения скорости резания, соответствующей мини-
муму технологической себестоимости, в этом случае необходимо
решить уравнение
- (/с + y) k<° + ('<= + т) & + о = °- <42)
Уравнение трансцендентно, а поэтому значение uCmin нахо-
дят численными методами, в частности, по способу половинного
деления шага.
Скорость резания nQmax, соответствующую максимальному
ресурсу Q резца (число деталей, обработанных резцом за его
шериод стойкости), определяют по формуле
VQtnax = ^7^ . (43)
Скорость VQmax больше скорости У/max, соответствующей
точке максимума на кривой T = f(y), которая равна vT max =
= k/ki.
При определении скорости резания, м/мин, по периоду стой-
кости резца расчетные формулы при радиальном врезании
имеют вид:
1) при нарезании наружной метрической резьбы на универ-
сальных токарных станках резцом из твердого сплава Т15К6
97
на деталях из конструкционной стали с пределом прочности»
ов<834 МПа без СОЖ [28]:
Г .0.23
D =_____Е»!-----
w уО.2рО,За1 ,5 ’
где i — число проходов резца, необходимых для вырезания резь-
бовой впадины; Cv — постоянный коэффициент; С„=158 470 при»
нарезании резьбы вручную и Со=102 900 при нарезании по
автоматическому циклу с резьбонарезающим устройством;
2) при нарезании на резьботокарных полуавтоматах наруж-
ной метрической резьбы на деталях из легированных сталей с
твердостью HRC 33 резцом из твердого сплава Т30К4 без
СОЖ [1]:
166г0-3
у = ---------------
у.0,25 *0,18 $0,38
Скорости резания для указанного и других значений твер-
дости приведены в табл. 26.
При нарезании наружной упорной резьбы с углами 3 и 30°
на резьботокарных полуавтоматах на деталях из никельмарган-
цовистой стали с ов = 834 МПа резцом из твердого сплава Т15К6
без СОЖ:
.. 162 у
V ~ у0,38 s0,31
где Кр — коэффициент, учитывающий влияние шага резьбы.
Для шагов 2, 3 и 5 мм коэффициент Кр соответственно равен
1,0; 1,07 и 0,48. Формула справедлива для о>125 м/мин.
При нарезании внутренней резьбы скорости резания, рассчи-
танные по приведенным формулам, должны быть снижены на
20—25 %.
26. Средние значения скорости резания при нарезании наружной
метрической резьбы на деталях из легированных конструкционных сталей
резцом из твердого сплава Т30К4 без СОЖ
Шаг резьбы, мм Число i проходов резца и скорость резания и, м/мин, при твердости HRC/HB материала нарезаемой детали
22/229 33/302 52/514
i V i V i V
1,5 5 127 6 91 12 26
2 6 130 8 96 15 27
3 8 135 11 101 — —
98
Средние значения скорости резания, м/мин, при ручном на-
резании наружной метрической резьбы на универсальных токар-
ных станках резцами из твердых сплавов ВК6М и Т15К6 с
охлаждением сульфофрезолом на деталях из труднообрабаты-
ваемых материалов равны [26]:
Труппа............... I II III IV V VI VII VIII
•Скорость резания:
от.................. 65—7045—5035—40 25—30 8—10 5—6 35—4030—40
до.............. 50—55 9—12 25—30 18—23 6—7 3,5—5 12—18 6—8
Большие скорости резания соответствуют чистовым прохо-
дам, а меньшие — черновым.
Зависимость периода стойкости резца от СОЖ. До настоя-
щего времени отсутствует единое мнение о целесообразности
применения СОЖ при использовании резцов с пластинками
твердых сплавов. Это связано с тем, что в одних случаях на-
резание с СОЖ повышает стойкость резцов, а в других сни-
жает. При нарезании деталей из труднообрабатываемых мате-
риалов без СОЖ скорости резания должны быть снижены на
10—15 % [26]. Н. Н. Зорев [11] отмечает, что при нарезании
деталей из сплава молибдена ВМ-1 применение сульфофрезола,
эмульсии и смеси 30 % четыреххлористого углерода с 70 %
индустриального масла повышает стойкость резца из твердого
сплава ВК8. Наибольший эффект получен при использовании
смеси четыреххлористого углерода с индустриальным маслом,
обладающей высокой химической активностью и нейтрализую-
щей адгезионное схватывание контактных поверхностей резца
•с деталью и стружкой.
Данные о полезности применения СОЖ подтверждают ре-
зультаты опытов А. В. Моисеева (см. рис. 73 и 76), полученные
при нарезании метрической и упорной резьбы резцами из твер-
дого сплава Т15К.6. Нарезание с поливом резца и детали 5%-ной
эмульсией из эмульсола Э-2 с расходом 5 л/мин во время
рабочего и холостого ходов резца повышает его стойкость по
сравнению с нарезанием, без СОЖ. Повышение стойкости со-
храняется при увеличении как шага, так и длины резьбы.
Рис. 76. Влияние СОЖ. на период стойкости
резца из твердого сплава Т15К6 в зависимо-
сти от длины I детали при нарезании метри-
ческой резьбы с шагом 3 мм на детали из
стали 28ХЗСНМВФА с $=С,15 мм/ход и
•t>=39 м/мин:
J — с СОЖ; 2 — вез СОЖ
99
Рис. 77. Влияние СОЖ на
лимитирующий. линейный’
износ резца из твердого*
сплава Т15К6 при нареза-
нии упорной резьбы с угла-
ми 3 и 30° и шагом 2 мм
на детали из стали 18ХГН
с s=0,125 мм/ход и v =
= 100 м/мин. Нарезание:
7 —без СОЖ: 2 — с 5 %-й
эмульсией 3 —• с жидкостью^
на основе эмульсола ОП-4 (по-
Б. М. Пушмину)
Однако известны и противоположные результаты. На
рис. 77 изображены кривые износа резца из твердого сплава
Т15К6, полученные при нарезании упорной резьбы без СОЖ и
с поливом 7 % эмульсией из эмульсола ЭТ-2 и жидкостью,
состоящей из раствора эмульсола ОП-4, нитрата натрия, уро-
тропина в воде. Применение обеих СОЖ интенсифицирует из-
нашивание задних поверхностей резца и способствует появле-
нию сколов твердого сплава в месте перехода вершинной-
режущей кромки в боковую. К такому же выводу пришел и
Н. П. Антонов, который при нарезании метрической резьбы с
охлаждением 5%-ной эмульсией получил снижение периода
стойкости твердосплавного резца на 25—50%.
Противоречивость в оценках полезности применения СОЖ
при нарезании твердосплавными резцами связана, по-видимому^
с неоднозначным действием СОЖ на их стойкость в различных
ситуациях резьбонарезания. Как для любых других видов обра-
ботки резанием, применение СОЖ при резьбонарезании сни-
жает коэффициент и силы трения, ослабляет или полностью
устраняет адгезионные явления на контактных поверхностях
резца. Уменьшение работы резания снижает количество выде-
ляемого тепла, что в совокупности с улучшением отвода тепла
из зоны резания уменьшает температуру резания. Все это сни-
жает интенсивность изнашивания резца и способствует повы-
шению его стойкости.
Наряду с этим нужно учитывать, что многопроходное наре-
зание резьбы является периодически повторяющимся процессом,
при котором рабочие ходы резца чередуются с холостыми.
Периодически повторяющаяся прерывистость процесса нареза-
ния сопровождается многократным нагреванием резца во время1
рабочего хода и его охлаждением во время холостого хода.
Таким образом, условия работы резца при резьбонарезании по-
цикличности нагревания и охлаждения принципиально такие
же, как при строгании, фрезеровании торцовыми фрезами, пре-
рывистом точении, при которых стойкость инструмента ниже,
чем при непрерывном резании. Известно, что твердые сплавы
100
Рис. 78. Влияние СОЖ
на лимитирующий ли-
нейный износ задней по-
верхности резца из твер-
дого сплава Т15К6 в за-
висимости от числа лц
циклов нарезания упор-
ной резьбы с углами 3
и 30° на детали из ста-
ли ЗОХГСА с ав =
«=834 МПа, s=0,05 мм/
/ход и v=57 м/мин (по
А. В. Моисееву):
1 - с СОЖ; 2 — без СОЖ
весьма чувствительны к повторяющемуся нагреванию и охлаж-
дению. При рабочелМ ходе резца в поверхностном слое твердого
сплава вследствие нагревания возникают напряжения сжатия,
а при холостом ходе при остывании — напряжения растяжения.
Изменение знака внутренних напряжений способствует появле-
нию усталостных трещин, ускоряющих изнашивание контактных
поверхностей резца, и являющихся причиной его хрупкого раз-
рушения. Омывание резца струей СОЖ во время холостого
хода еще сильнее понижает его температуру, увеличивает ампли-
туду колебания температур рабочего и холостого ходов и тем
самым интенсифицирует развитие усталостных явлений. В этом
проявляется отрицательное действие СОЖ при многопроходном
резьбонарезании, свойственное любому случаю прерывистого’
резания.
Отрицательное влияние СОЖ на процесс резьбонарезания,
приводящее к повышению износа и снижению стойкости резца,
будет тем сильнее, че^м выше температура резания и охлаж-
дающая способность СОЖ, больше число рабочих и холостых
ходов резца и ниже усталостная прочность твердого сплава.
При нарезании с невысокой скоростью резания резцами с пла-
стинками из однокарбидных сплавов, обладающими относи-
тельно высокой усталостной прочностью, при применении пре-
имущественно смазочных* жидкостей (сульфофрезола, индустри-
ального масла и др.) можно ожидать повышения стойкости.
О том, какое большое влияние на интенсивность изнашивания
контактных поверхностей резца оказывает число пц циклов на-
резания (число рабочих и холостых ходов), свидетельствует
рис. 78. Пока число циклов нарезания мало, работа с 5%-ной
эмульсией Снижает линейный износ задней поверхности резца.
При числе же циклов, большем 300, охлаждение начинает ин-
тенсифицировать изнашивание резца тем сильнее, чем больше
число циклов.
101
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Антонов Н. П. Скоростное нарезание резьбы резцами методом после-
довательных проходов. — В кн.: Технология машиностроения. Тула: Изда-
тельство Тульского политехнического института, 1971, вып. 23, с. 17—28.
2. Бетанели А. И. Прочность и надежность режущего инструмента. Тби-
лиси: «Сабчота сакартвело», 1973. 301 с.
3. Бобров В. Ф., Моисеев А. В. Резание с обеспечением постоянства стой-
кости резьбового резца на отдельных проходах. — Вестник машиностроения,
1974, № 3, с. 75—77.
4. Бобров В. Ф., Моисеев А. В. Определение окружного усилия при
нарезании резьбы резцом. — Станки и инструмент, 1974, № 4, с. 25—27.
5. Бобров В. Ф., Гостева Г. К., Пушмин Б. М. Нарезание мелкой упор-
ной резьбы. — Станки и инструмент, 1971, № 12, с. 21—23.
6. Бобров В. Ф., Кондратьева Н. М., Моисеев А. В. Возможности повы-
шения производительности нарезания упорной резьбы на закаленной ста-
ли.— В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского
политехнического института, 1972, вып. 28, с. 118—129.
7. Бокин М. Н., Сидоров В. Н. Методы резьбообразования и их эффек-
тивность — В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издательство Туль-
ского политехнического института, 1972, вып. 26, с. 152—163.
8. Бокин М. Н., Сидоров В. Н., Смирнов С. Д. Резьботочение и пути
«его интенсификации. — В кн.: Технология машиностроения. Тула: Издатель-
ство Тульского политехнического института, 1972, вып. 26, с. 86—99.
9. Гостева Г. К., Пушмин Б. М., Соловьева Л. Г. О силовых и темпера-
турных характеристиках процесса нарезания упорных резьб. — В кп.: Техно-
логия машинострония. Тула: издательство Тульского политехнического инсти-
тута, 1972, вып. 26, с. 69—74.
10. Грановский Г. И. Кинематика резания. М.: Машгиз, 1948. 200 с.
И. Зорев Н. Н., Фетисова 3. М. Обработка резанием тугоплавких спла-
вов. М.: Машиностроение, 1966. 224 с.
12. Кирюхин И. А., Сидоров В. Н. Бесподналадочная оснастка для
резьботокарных станков. — В кн.: Резьбообразующий инструмент. М.:
НИИМАШ, 1968, с. 223—228.
13. Минский Н. А., Чурочкин Г. Ф. Стойкость резцов при нарезании
наружных резьб в закаленных сталях. — Вестник машиностроения, 1969,
№ 6, с. 67—68.
14. Моисеев А. В., Бобров В. Ф. Повышение производительности при на-
резании крепежных резьб методом последовательных проходов. — Вестник
машинострония, 1975, № 8, с. 82—83.
15. Моисеев А. В., Бобров В. Ф. К расчету прочности режущей части
резьбового резца., — В кн.: Исследования в области технологии образования
наружных и внутренних резьб резьбообразующих инструментов, станков и
метода контроля резьб. Тула: Издательство Тульского политехнического ин-
ститута, 1974, с. 33—36.
16. Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инстру-
мента. М.: Машиностроение, 1979. 168 с.
17. Остафьев В. А. Численное определение напряженно-деформированного
состояния зоны стружкообразования. — Изв. вузов. Машиностроение, 1972,
Л" 7, с. 129—134.
-102
18. Остафьев В. А. Расчет прочности режущей части инструмента.—-
Станки и инструмент, 1972, № 7, с. 30—32.
19. Остафьев В. А. Определение напряженно-деформированного состояния-
при срезании металла клином. — Проблемы прочности, 1973, № 1, с. 66—69.
20. Петрухин С. С. Общий метод определения кинематических парамет-
ров режущей части инструментов. — Изв. вузов. Машиностроение, 1962,.
№ 10, с. 151—155.
21. Писаренко Г. С., Лебедев А. А. Деформирование и прочность
материалов при сложном напряженном состоянии. Киев: Наукова Думка,
1976. 415 с.
22. Подлесова Н. А. Температурное поле резьбового резца. — В кн.:
Теплофизика технологических процессов. Саратов: Издательство Саратов-
ского университета, 1973, с. 16—24.
23. Подлесова Н. А., Хорольский В. М. Тепловые явления при резьбо-
нарезании. — В кн.: Теплофизика технологических процессов Куйбышев:
Издательство4 Куйбышевского политехнического института, 1970, с. 64—69.
24. Пушмин Б. М., Гостева Г. К., Давыдов В. Л. Определение предель-
ных значений «ломающих» подач при нарезании упорных резьб. — В кн.:
Технология машиностроения. Тула: Издательство Тульского политехнического
института, 1972, вып. 26, с. 146—151.
25. Развитие науки о резании металлов/Н. Н. Зорев, Г. И. Грановский,
М. Н. Ларин и др. М.: Машиностроение, 1967. 415 с.
26. Режимы резания труднообрабатываемых материалов: Справочник/
Я. Л. Гуревич, М. В. Горохов, В. И. Захаров и др. — М.: Машиностроение,
1976.
27. Резников А. Н., Подлесова Н. А. Скоростное нарезание резьбы ме-
тодом последовательных проходов. — В кн.: Совершенствование технологи-
ческих процессов в машиностроении. Куйбышев: Куйбышевское книжное из-
дательство 1970, с. 22—27.
28. Справочник металлиста в 6-ти томах. Т. 4. М.: Машгиз, 1961. 778 с.
29. Третьяков В. И. Основы металловедения и технологии производства-
спеченных твердых сплавов. М.: Металлургия, 1976. 526 с.
30. Хает Г. Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение,.
1975. 166 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ.........................................3
ОСОБЕННОСТИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ ПРИ НАРЕЗАНИИ РЕЗЬ-
БЫ РЕЗЦОМ........................................5
КОНСТРУКЦИИ И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕЗЦОВ 22
СХЕМЫ РЕЗАНИЯ...................................46
ДЕЙСТВУЮЩИЕ СИЛЫ И НАПРЯЖЕНИЯ В РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ
РЕЗЦА ..........................................68
ЭКСПЛУАТАЦИЯ РЕЗЦОВ И РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ...........90
-ОПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ.............................102
МБ № 3008
Всеволод Фомич Бобров
МНОГОПРОХОДНОЕ НАРЕЗАНИЕ
КРЕПЕЖНЫХ РЕЗЬБ РЕЗЦОМ
Редактор Л. Н. Корякина
Художественный редактор И. К. Капралова
Технический редактор Н. М. Михайлова
Корректор Л. Я. Шабашова
Обложка художника В. В. Столярова
Сдано в набор 18.05.82. Подписано в печать 27.07.82. Т-09392. Формат 60х90’Лв.
Бумага типографская № 2. Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 6,5.
Уч.-изд. л. 6,8. Тираж 5000 экз. Заказ 1568. Цена 35 к
Ордена Трудового Красного Знамени издательство «Машиностроение»,
107076, Москва, Б-76, Стромынский пер., д. 4.
Московская типография № 6 Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
до делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
109088, Москва, Ж-88, Южнопортовая ул., 24.