РЕЖУЩИИ ИНСТРУМЕНТ

курсовое и дипломное
проектирование

Издание 2-е исправленное

Допущено Министерством образования
Республики Беларусь в качестве учебного
пособия для студентов
машиностроительных специальностей
высших учебных заведений

Минск
Издательство «Дизайн ПРО»
2002
УДК 621.9.02(075.8)

ЕВК 34.00я7

Рецензенты: Кафедра «Металлорежущие станки и инструменты» Моги-
левского машиностроительного института; доктор техниче-
ских наук, профессор М.М. Макаров

Р34 Режущий инструмент. Курсовое и дипломное
проектирование. Учебное	пособие./Под	ред. Е.Э.

Фельдштейна. — Мн.: Дизайн ПРО, 2002. — 320 с., ил.

18ВЫ 985-452-052-8

Раскрыты общие принципы проектирования рабочей, присоедини-
тельной и направляющей частей режущих инструментов. Приведены
методики и конкретные примеры расчета различных типов резцов, фрез,
стержневых инструментов для обработки резьб и зубьев. Рассмотрены
вопросы эксплуатации инструмента и его восстановления. Даны подроб-
ные рекомендации по структуре дипломных, курсовых проектов и их
оформлению.

Для студентов технических специальностей, аспирантов, инженеров
и специалистов народного хозяйства.

УДК 621.9.02(075.8)

ББК 34.63я7

18ВИ 985-452-052-8	© Фельдштейн Е.Э.,

Корниевич М.А.,

Шагун В.И., 2002

© Оформление — издательство

.......... ,	.«Дизайн ПРО», 2002

'Д	Учебное издание

т ^00^ Евгений Эммануилович Фельдштейн
Михаил Анисимович Корниеевич
Василий Игнатьевич Шагун
Режущий инструмент.

Курсовое и дипломное проектирование

Издание 2-е исправленное

Налоговая льгота — Общегосударственный классификатор
Республики Беларусь ОКРБ 007-98, ч.1, 22.11.20.100
Ответственный за выпуск Л.С. Овчинников

Гл. редактор Н.В. Овчинникова

Подписано в печать с оригинал-макета 10.05.2000. Формат 60x90 1/16. Бум. офсетная.

Печать офсетная. Усл. печ. л. 20. Тираж 1000 экз. Зак.5132.

Лицензия ЛВ Х° 98 от 2.12.1997 г.

Издательство «Дизайн ПРО», Республика Беларусь, 220027, г.Микск,
ул. Некрасова, 5

Отпечатано в РУП «Типография Победа» с готовых диапозитивов заказчика,
лицензия ЛИ № 5 от 30.12.97, Республика Беларусь, 222310, г. Молодечно, ул. Тавлая. 11
ВВЕДЕНИЕ

Развитие машиностроения тесно связано с совершенствовани-
ем конструкций технологических машин и, в первую очередь, ме-
таллорежущих станков. Надежная и высокопроизводительная ра-
бота оборудования невозможна без комплектации его столь же на-
дежным производительным режущим инструментом и
инструментальной оснасткой. Являясь «слабым» звеном любой
технологической системы, именно инструмент обеспечивает эффек-
тивность ее работы. Поэтому специалисты, которым предстоит ра-
ботать в отраслях машиностроительного комплекса, должны уметь
грамотно проектировать различные виды режущих инструментов, в
том числе, для станков-автоматов, автоматических линий, станков
с ЧПУ и гибких производственных систем с учетом требований к
обрабатываемым деталям.

Данное учебное пособие направлено на освоение и углубление
знаний, полученных студентами при изучении курса «Режущий
инструмент и инструментообеспечение автоматизированного произ-
водства» и приобретение практических навыков расчета и конст-
руирования инструментов. Пособие содержит сведения об общей
методологии проектирования инструментов и требованиях к
оформлению проектов, в нем даются рекомендации о содержании
расчетно-пояснительных записок и чертежей. Поскольку особенно-
сти проектирования многих разновидностей инструментов не изла-
гаются в лекционных курсах, а изложены в специальной литера-
туре, ставшей библиографической редкостью, именно на них сде-
лан упор в данной книге.

Эффективность режущих инструментов определяется не
только их конструкцией, но и рациональными условиями эксплуа-
тации. Это условие часто упускается при изучении теоретического
курса, поэтому в пособии подробно рассматриваются вопросы вос-
становления работоспособности инструмента, выбора СОЖ для его
эксплуатации, нормирования расхода и др.

Согласно современным требованиям к будущему специалисту-
машиностроителю, он должен владеть навыками использования сис-
тем автоматизированного проектирования (САПР) в своей практиче-
ской деятельности. Поэтому в данной книге излагаются общие под-
ходы и методология использования САПР режущих инструментов,
позволяющие повысить уровень подготовки будущих инженеров.
1.	ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ

1.1.	ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ И СОСТАВНЫЕ
ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТОВ

Каждый инструмент имеет рабочую и присоединительную
части. Присоединительная часть служит для соединения инстру-
мента со станком. Она имеет базовые поверхности, которыми инст-
румент ориентируется относительно станка, и элементы передачи
усилий со станка на инструмент.

Рабочая часть отделяет срезаемые слои от заготовки и отво-
дит стружку из зоны резания. Многие инструменты, в зависимости
от конструкции и назначения, имеют рабочую часть, состоящую из
режущей и калибрующей. Режущая часть непосредственно отделя-
ет срезанный слой, а калибрующая обеспечивает окончательные
размеры, форму и качество обработанной поверхности. В свою
очередь, режущая часть может состоять из элементов, последо-
вательно выполняющих черновую, получистовую и чистовую
обработку. Оптимальная конструкция рабочей части режущего
инструмента обеспечивает высокую производительность и хорошее
качество обработки.

Для повышения точности обработанных поверхностей и обес-
печения требуемого расположения их друг относительно друга или
базовых поверхностей обрабатываемой детали инструменты могут
иметь специальные направляющие части.

Важнейшим элементом конструкции рабочей части инструмента
является режущее лезвие, представляющее собой материализованное
пространство, ограниченное двумя или несколькими поверхностями,
линии пересечения которых образуют режущие кромки нужной кон-
фигурации.

Так как режущее лезвие и остальные элементы конструкции
инструмента образуются путем сопряжения поверхностей, опреде-
ленным образом расположенных в пространстве, это предопределя-
ет общий подход к проектированию режущих инструментов всех
видов и любого назначения.

1.2.	ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ

ПРОЕКТИРОВАНИЯ ИНСТРУМЕНТА

Цель проектирования — создание оптимальной конструкции
режущего инструмента для конкретных условий использования.

Задачи проектирования, состоящие из разработки элементов
конструкции рабочей, присоединительной и направляющей частей,
а также технических требований к ним, можно решать с позиций
двух принципиально разных подходов к проектированию:
а)	аналоговое проектирование — использование достаточно
хорошо отработанных и широко известных конструкций;

б)	синтезирование — использование общих элементов, обла-
дающих лучшими свойствами, для различных конструкций инст-
рументов.

Каждый из упомянутых методов имеет свои преимущества
и недостатки. Использование для проектирования хорошо прове-
ренных практикой аналогов или их элементов ускоряет разработ-
ку инструмента, во многих случаях исключает необходимость
выполнения расчетов на прочность, жесткость, размещение
стружки и гарантирует средний уровень качества инструмента,
однако ограничивает проектировщика известными стереотипами
(готовыми решениями) и тормозит творчество, необходимое для
совершенствования старых и создания новых высокоэффектив-
ных инструментов.

Синтезирование инструмента из высокоэффективных элемен-
тов, наоборот, развивает творчество и позволяет создать конструк-
ции, обладающие более высокими свойствами, чем известные ана-
логи. Недостатком метода является повышенная сложность и тру-
доемкость проектирования, необходимость выполнения всех
требуемых расчетов и доработки конструкции в процессе производ-
ственных испытаний. Однако преимущества метода настолько зна-
чительны, что его следует предпочесть для перспективного проек-
тирования и разработки конструкций универсального назначения.
Этот метод не исключает использования некоторых стандартных
решений.

Для уменьшения возможных недоработок и упрощения про-
ектно-конструкторских работ задачи проектирования целесообраз-
но решать в соответствии с приведенным ниже алгоритмом, т.е. в
определенной последовательности после детального изучения или
разработки технического задания на проектирование.

Проектирование рабочей части производится в следующем
порядке:

1)	выбор режущего материала и способа закрепления режущих
инструментов;

2)	выбор схемы резания и разработка структурной схемы ин-
струмента;

3)	выбор геометрических параметров: формы рабочих по-
верхностей, структуры режущего контура (главных, вспомогатель-
ных, переходных, зачистных режущих кромок) и углов заточки;

4)	выбор способов формирования и отвода стружки из зоны
резания;

5)	расчет зубьев и тела инструмента на прочность и жест-
кость;

б)	оптимизация шага, размеров и формы зубьев, а также
стружечных канавок инструмента;
7)	определение размеров, формы, полей допусков рабочей
части;

8)	выбор способов отвода теплоты из зоны резания;

9)	окончательная оптимизация конструкции рабочей части по
минимуму приведенных затрат.

Оптимизацию проводят последовательным решением задач по
указанным выше пунктам. В случаях присоединения к предыду-
щему пункту оптимального решения по последующему это также
необходимо, поскольку присоединение оптимальных элементов по
каждой из задач не всегда обеспечивает оптимальную связку (соче-
тание) или конструктивно невыполнимо.

Проектирование присоединительной части производится в
следующей последовательности:

1)	выбор способа присоединения инструмента к станку (подвиж-
ность или неподвижность, быстрота смены, возможность регули-
рования размеров, точность, жесткость);

2)	выбор формы базовых поверхностей;

3)	выбор материала присоединительной части;

4)	выбор способа соединения с рабочей частью;

5)	расчет присоединительной части на передачу усилия реза-
ния, прочность, жесткость, точность базирования.

Проектирование направляющей части производится
в последовательности:

1)	оценка необходимости направляющей части;

2)	выбор способа направления инструмента;

3)	выбор материала направляющей части;

4)	выбор места расположения направляющих частей и спосо-
бов их соединения с инструментом;

5)	определение размеров, формы и точности направляющей
части.

После этого производится разработка технических требова-
ний к инструменту, в частности, выбор

1)	твердости, шероховатости рабочих, базовых, направляю-
щих и других поверхностей;

2)	методов повышения режущей способности и некоторых
методов изготовления, если они являются предпочтительными с
точки зрения формирования качества инструмента;

3)	методов испытания в работе (при необходимости);

4)	указаний о маркировке, консервации, упаковке и др.

Создание оптимальной конструкции инструмента возможно
при использовании прогрессивных решений, передовых методов
расчета и проектирования. Приступая к проектированию инстру-
мента, следует детально изучить или составить техническое зада-
ние на проектирование, следует ознакомиться с объектом проекти-
рования по учебной литературе, затем произвести патентно-инфор-
мационный поиск аналогов, рассмотреть их с точки зрения опти-
мальных решений указанных выше задач проектирования, при-
нять технически (и экономически) обоснованные решения и, нако-
нец, разработать план проектных работ. При этом необходимо
помнить, что в любой конструкции, даже самой оригинальной,
целесообразно использовать стандартные элементы, что не только
ускоряет разработку и повышает надежность инструмента, но за-
частую определяет саму возможность его использования. Прежде
всего это относится к выбору размеров и формы присоединитель-
ных частей, формы режущих лезвий, способов крепления режущих
элементов, технических требований по инструментам-аналогам.

Для синтезирования оптимальной конструкции режущего
инструмента из элементов путем последовательного решения задач
по алгоритму проектирования целесообразно иметь представление о
разновидностях и свойствах этих элементов и подходах к решению
указанных задач. Эти вопросы излагаются ниже.

1.3.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ РАБОЧЕЙ ЧАСТИ

1.3.1.	ВЫБОР РЕЖУЩЕГО МАТЕРИАЛА
И СПОСОБА ЕГО ЗАКРЕПЛЕНИЯ

Режущий материал должен обладать высокой твердостью,
прочностью, износостойкостью, теплостойкостью, ударной вязко-
стью, циклической и термодинамической прочностью, теплопро-
водностью, малым химическим сродством к обрабатываемому ма-
териалу, хорошо обрабатываться, не содержать дефицитных эле-
ментов и иметь невысокую стоимость. Это вытекают из требований
к режущим инструментам, условий их эксплуатации и изготовле-
ния.

Сведения о свойствах и применяемости материалов достаточ-
но подробно изложены в справочной литературе, но без объяснения
причин подобных рекомендаций, поэтому в ситуациях, представ-
ляющих исключения из правил, конструктор оказывается в за-
труднительном положении. Целесообразно вскрыть основные при-
чины подобных рекомендаций и наметить общий методический
план выбора режущих материалов.

Выбор материалов производят методом последовательного от-
сеивания по теплостойкости, прочности, износостойкости, техноло-
гичности, экономичности.

Теплостойкость должна обеспечить заданный уровень скоро-
стей резания. Чем выше этот уровень, тем более теплостойким
должен быть режущий материал.

Прочность материала определяет его пригодность для осна-
щения конкретного инструмента в заданных условиях работы. Она
должна быть тем больше, чем ниже жесткость технологической
системы, больше неравномерность нагрузки на инструмент и уро-
вень этой нагрузки.
Износостойкость, наряду с теплостойкостью, определяет пе-
риод стойкости инструмента, а значит — его долговечность и про-
изводительность. Период стойкости должен быть не менее опти-
мального. При этом следует помнить, что период стойкости одина-
ковых инструментов может колебаться в широких пределах, от 1,5
до 3 и более раз, вследствие неоднородности свойств самого режу-
щего материала, нарушений технологии изготовления инструмен-
та, особенно термической обработки, шлифования и заточки, усло-
вий эксплуатации инструмента, а также целого ряда других фак-
торов.

Из материалов, отвечающих требуемой прочности, тепло- и
износостойкости выбирают тот, который обладает технологично-
стью, достаточной для качественного изготовления в условиях
конкретного инструментального цеха. Это относится прежде всего
к таким операциям, как шлифование, заточка, термическая обра-
ботка и обработка давлением. Так, например, при недостаточной
культуре заточки следует избегать использования быстрорежущих
сталей повышенной теплостойкости, склонных к прижогам в про-
цессе шлифования, так как их преимущества могут легко поте-
ряться при заточке инструмента (стойкость инструмента с прижо-
гами до трех и более раз ниже нормально заточенного). Из-за при-
жогов следует избегать использования сталей с плохой
шлифуемостью для изготовления сложных высокоточных инстру-
ментов, особенно мелкопрофильных, таких как резьбообразующие
инструменты с мелким шагом и др. Склонность режущих кромок к
выкрашиванию в работе ограничивает применение трудно поддаю-
щихся шлифованию твердых сплавов и других твердых материалов
для оснащения сложнопрофильных фасонных инструментов.

Наиболее рациональным оказывается тот режущий материал,
который после удовлетворения предыдущих требований обеспечи-
вает инструменту наиболее высокую экономичность. Причем этот
материал не всегда наиболее дешевый. Сложные, трудоемкие в
изготовлении инструменты, в том числе и работающие с низкими
скоростями резания, например, протяжки, развертки, никогда не
делают из самых дешевых сталей. Даже такие относительно про-
стые инструменты, как ручные ножовочные полотна, экономиче-
ски выгоднее делать из быстрорежущей стали вместо углеродистой
или низколегированной инструментальной, удовлетворяющей тре-
бованиям теплостойкости, прочности и технологичности. Износо-
стойкость быстрорежущих полотен в десятки раз выше износо-
стойкости полотен из углеродистой стали, в связи с чем увеличива-
ется их общий* срок службы и экономичность, хотя они в
несколько раз дороже углеродистых. В еще большей мере это спра-
ведливо для сложных инструментов, характеризующихся высокой
трудоемкостью изготовления.
Экспериментальные исследования, подтвержденные произ-
водственной практикой, выработали достаточно подробные реко-
мендации по выбору режущих материалов, в результате чего эта
задача в значительной мере упрощается. Основные положения этих
рекомендаций целесообразно привести для формирования общего
представления о применяемости режущих материалов.

Инструментальные углеродистые и низколегированные стали
для изготовления машинных инструментов почти не применяются.

Быстрорежущие стали используют для изготовления всех без
исключения режущих инструментов. При этом предпочтительнее
стали с малым содержанием дефицитного вольфрама. Для обработ-
ки труднообрабатываемых сталей и сплавов рекомендуются стали
повышенной и высокой теплостойкости и дисиерсионНо-
твердеющие быстрорежущие сплавы.

Твердые сплавы применяют для оснащения резцов (кроме
долбежных и зубострогальных), сверл, зенкеров, разверток, фрез
для скоростной обработки всех материалов, а также для изготовле-
ния протяжек, метчиков и других инструментов, работающих с
низкими скоростями резания, при обработке чугуна, цветных ме-
таллов и их сплавов. При этом сплавы группы ТК используют для
обработки стали и цветных металлов, дающих сливную стружку, а
группа ВК — для обработки жаропрочных и нержавеющих сталей
и сплавов, а также чугуна и других хрупких материалов. Кроме
того, сплавы группы ВК, как более прочные, наряду со сплавами
ТТК применяют для обработки любых материалов в условиях, где
требуется повышенная прочность инструмента. Ими оснащаются
резцы, работающие с большим сечением среза и с ударными на-
грузками (строгание и точение прерывистых поверхностей), инст-
рументы, работающие с относительно низкими скоростями реза-
ния (развертки, метчики), инструменты с нежесткими корпусами
(сверла, дисковые и отрезные фрезы), инструменты, работающие
в условиях малой жесткости технологической системы, а также
некоторые фасонные инструменты, где быстрорежущая сталь не
обеспечивает требуемой скорости резания, а другие материалы —
достаточной надежности из-за частых случаев скола режущих
кромок.

Безвольфрамовые твердые сплавы хорошо проявили себя в
условиях равномерной нагрузки (получистовая и чистовая обра-
ботка) и высокой жесткости технологической системы. Здесь они
не уступают традиционным твердым сплавам. Ограничением для
применения безвольфрамовых твердых сплавов является понижен-
ная прочность этих сплавов по сравнению с вольфрамовыми.

Минералокерамика очень дешевый, твердый, тепло- и из-
носостойкий материал, но обладает низкой прочностью. Это от-
носится прежде всего к оксидной керамике. Карбидно-оксидная
керамика прочнее. Она особенно эффективна при обработке чу-

2 Зак 5132
Гунов и закаленных сталей резцами и торцовыми фрезами с не-
большим сечением среза и равномерным припуском (получисто-
вая и чистовая обработка).

Сверхтвердыми режущими материалами (СТМ) оснащают
резцы, торцовые фрезы, расточные пластины, развертки, зенкеры
для работы с небольшими сечениями среза и высокими скоростями
резания. Алмаз, рубин, сапфир используются для обработки цвет-
ных металлов и твердых неметаллических материалов. Для обра-
ботки конструкционных сталей и сплавов они непригодны, так как
химически активны к железу, имеют низкую износостойкость при
высоких температурах резания. Указанные металлы, особенно вы-
сокой твердости, -обрабатывают нейтральными к железу материа-
лами на основе нитрида бора (композитами). Возможность получе-
ния острой режущей кромки и высокая износостойкость СТМ де-
лают их незаменимыми для отделочных работ, там, где требуется
большая размерная стойкость, при работе с высокими скоростями
резания.

Способ крепления режущего материала определяет многие
показатели работоспособности инструмента: прочность, жесткость,
виброустойчивость, стойкость, производительность и экономич-
ность.

Высокая экономичность предполагает экономию дорогостоя-
щих режущих материалов при изготовлении инструментов. Из
известных способов экономии быстрорежущих сталей используют-
ся следующие:

а)	механическое крепление ножей в корпусах из конструкци-
онной стали (развертки, зенкеры, фрезы диаметром свыше
50-100 мм, реже резцы крупных размеров для тяжелого машино-
строения);

б)	приварка рабочей части в стык к присоединительной, вы-
полненной из конструкционной стали (сверла, зенкеры, развертки,
протяжки, метчики, резцы и другие стержневые инструменты);

в)	наварка пластин быстрорежущей стали на корпуса резцов
сечением свыше 12x12;

г)	напайка пластин быстрорежущей стали на корпуса высо-
котемпературными припоями (резцы сечения свыше 12x12, много-
лезвийные инструменты диаметром свыше 30-40 мм);

д)	приклеивание пластин быстрорежущей стали термостой-
кими клеями, взамен напайки;

е)	наплавка зубьев многолезвийных инструментов быстроре-
жущей сталью (по причине пониженной стойкости инструментов
из-за пороков микроструктуры литых сталей способ экономически
оправдывает себя только при восстановлении отработанных инст-
рументов);
ж)	точное литье по выплавляемым моделям мелкоразмерных
инструментов сложной формы, например, концевых фрез (способ
используется редко из-за пониженной стойкости инструментов по
причине пороков микроструктуры литой стали);

з)	горячее гидродинамическое выдавливание заготовок развер-
ток, метчиков и других стержневых инструментов;

и)	сварка взрывом для получения биметаллических заготовок
протяжек, фасонных резцов и других инструментов.

Инструменты размерами меньше указанных делают цельны-
ми из быстрорежущей стали.

Экономия твердых сплавов достигается выпуском режущих
элементов в виде пластин, которые крепятся на корпусах инстру-
ментов механически, напайкой или приклеиванием. Целиком из
твердого сплава изготавливают инструменты мелких размеров или
специального назначения.

Минералокерамические пластины имеют такие же размеры и
крепятся так же, как и твердосплавные.

Зерна или пластины сверхтвердых материалов крепят меха-
нически или впаивают во вставки, механически закрепляемые в
корпусах инструментов.

Указанная градация размеров инструментов является в неко-
торой мере условной и определяется уровнем конструкторских раз-
работок и технологии изготовления инструментов. По мере совер-
шенствования технологии изготовления экономически целесооб-
разными могут оказаться сборные и составные инструменты с
размерами меньше указанных.

Наибольшей прочностью, жесткостью и виброустойчивостью
обладают цельные и составные конструкции (сварные, наварные,
паяные, клееные), а наибольшей экономичностью — сборные с
механическим креплением режущих элементов, так как они по-
зволяют не только экономить режущий материал, но допускают
многократное использование корпусов, восстанавливание размеров
инструмента после переточек, замену отдельных зубьев после вы-
хода их из строя и во многих случаях позволяют регулировать
размеры обработки.

Сборные конструкции с механическим креплением много-
гранных неперетачиваемых пластин (МНП) обладают дополнитель-
ным преимуществами. Они обеспечивают повышенную, по сравне-
нию с напайными, стойкость из-за устранения внутренних напря-
жений, привносимых напайкой пластин, быстрый ввод в работу
новых режущих кромок путем поворота пластин на следующую
грань, легкий сбор отходов твердого сплава и наиболее полная их
утилизация. Это позволяет устранить затраты на переточки, сокра-
тить транспортные расходов по перевозке инструментов и склад-
ские помещения для их хранения в связи с сокращением количе-
ства корпусов. Несмотря на более высокую стоимость сборных ин-
струментов по сравнению с составными, затраты на сборный инст-
румент, отнесенные к одной обработанной детали, в силу указан-
ных достоинств, самые низкие. Поэтому сборные конструкции сле-
дует использовать наиболее широко, особенно с механическим кре-
плением МНП. Конкретные способы крепления ножей, пластин и
др. описаны в учебной и справочной литературе, а также в после-
дующих главах данного пособия.

Составные конструкции применяют при недостаточной же-
сткости сборных или в случаях невозможности выполнения ме-
ханического крепления. Иногда они могут оказаться экономич-
нее сборных. Это справедливо при незначительном потреблении
инструментов, когда экономичность инструмента определяется в
основном его первоначальной стоимостью. По этой причине
наиболее экономичными инструментами разового использования
могут быть некоторые виды, целиком изготовленные из быстро-
режущей стали.

Экономичность напайных, наварных и клееных конструкций
зависит от выбора формы и размеров пластин, а также от их рас-
положения в гнезде корпуса. Размеры, форма и расположение пла-
стин должны удовлетворять служебному назначению инструмента
и обеспечить максимальное число переточек (рис. 1.1).

В случае преобладающего изнашивания по задней поверхно-
сти переточки производятся в основном по задней грани и пласти-
на поэтому должна быть тонкой, но длинной. Если изнашивание
инструмента протекает в основном по передней поверхности, то
переточки производят в основном по передней поверхности. Пла-
стина при этом должна быть короткой, но толстой. Иногда ее рас-
полагают вдоль задней грани. При комбинированной схеме пере-
точки по передней и задней поверхностям пластину врезают в кор-
пус под углом, большим, чем передний угол, обеспечивая тем
самым экономичное расходование пластины и облегчая заточку
передней поверхности, так как она производится только по части
поверхности.

Рис.1.1. Расположение напаянных или приклеенных пластин в корпусах
инструментов: а — в случае износа и переточки по задней поверхности;
б — при износе и переточке по передней поверхности; в — при одновре-
менном износе и переточках по передней и задней поверхностям.
От формы пластины зависит технологичность гнезда» Откры-
тые гнезда в изготовлении дешевле, так как можно вести обработ-
ку напроход нескольких гнезд одновременно» Полузакрытые, за-
крытые и врезные гнезда менее технологичны, но обеспечивают
более прочное удержание пластины, что позволяет использовать
пластины меньших размеров и уменьшить затраты на режущий
материал (более подробно см. разд. 3). Однако прочность должна
быть только достаточной, к чрезмерному увеличению прочности
припайки стремиться не следует, так как с увеличением площади
поверхности припайки растут остаточные напряжения в пластине
из-за ограничения свободы независимого изменения размеров пла-
стины и корпуса инструмента в процессе остывания конструкции
после напайки пластин. Разница в усадке корпуса и пластины
приводит к деформации (изгибу) пластины, а внутренние напря-
жения, вызванные ею, не только понижают износостойкость твер-
дого сплава, но часто служат причиной большого процента брака
по трещинам и микротрещинам пластин. Если трещины при на-
пайке и не образуются, то растягивающие внутренние напряжения
в поверхностном слое пластин понижают прочность режущего
клина. Эти напряжения, складываясь с напряжениями от изгиба
клина пЬд действием сил резания в процессе работы, приводят к
преждевременным поломкам инструмента. Меньшую величину
остаточных напряжений обеспечивают гнезда, в которых напайка
пластин производится не по всей высоте пластины, а еще лучше —
только по опорной поверхности.

Перспективным способом присоединения пластин, заменяю-
щим напайку, является приклеивание термостойкими клеями.
Клеевое соединение сохнет при температуре не выше 200°С. Это
исключает появление внутренних напряжений в пластине, что на-
ряду с демпфирующими и изолирующими свойствами клея, разры-
вающими цепь тока термо-ЭДС, до трех раз повышает стойкость
клееных твердосплавных инструментов по сравнению с напайны-
ми. Необходимым условием хорошей работоспособности клееных
инструментов является осторожная заточка, не допускающая по-
вышения температуры в зоне шва выше критического уровня, ко-
торый, в зависимости от термостойкости клея, колеблется в преде-
лах 300...600 °С.

1.3.2.	ВЫБОР СХЕМЫ РЕЗАНИЯ И РАЗРАБОТКА
СТРУКТУРНОЙ СХЕМЫ ИНСТРУМЕНТА

Схема резания — схема формообразования поверхности обра-
батываемой детали путем послойного удаления припуска в опреде-
ленной последовательности.

Структурная схема инструмента — это вид и схемы располо-
жения отдельных элементов инструмента, т.е. принципиальная
схема конструкции.
Рис.1.2. Профильные схемы резания при протягивании круглого
отверстия (а); фасонного паза (б); плоскости (в); фрезеровании;

фасонного паза (г)

Схема резания конкретным единичным инструментом, в том
числе инструментом из наладки, должна обеспечить минимум приве-
денных затрат на операции использования инструмента. Это означает:
а) высокую производительность; б) минимум энергозатрат при высо-
кой производительности; в) высокую экономичность инструмента.
Реализация требований по п. а) наиболее важна в случае большого
суммарного сечения слоя металла, срезанного инструментом, по п. б)
при необходимости малых сил резания, а по п. в) — когда схема реза-
ния легко реализуется в конструкции инструмента, т.е. инструмент
технологичный и стойкость его высокая.

Известны две принципиальные схемы резания: профильная и
генераторная. Профильная схема резания (рис.1.2) характеризует-
ся тем, что форма сечения среза каждым зубом повторяет профиль
обработанной поверхности, при этом окончательные размеры и
форма профиля воспроизводятся главной режущей кромкой по-
следнего режущего лезвия (протягивание) или каждого (фрезерова-
ние). Характерной особенностью генераторной схемы резания яв-
ляется простая форма сечения среза, отличающаяся от профиля
обработанной поверхности, который образуется постепенно (гене-
рируется) вспомогательными режущими кромками каждого лезвия
инструмента (рис .1.3).

Профильная схема обеспечивает, как правило, более высокую
точность обработанной поверхности, но инструменты во многих
случаях сложны в изготовлении, особенно в заточке. В таких слу-
чаях целесообразно переходить на генераторную схему резания.
Заточка инструментов проще (проще форма задней поверхности),
но ниже точность обработанной поверхности и стойкость инстру-
мента из-за отсутствия или недостаточной величины вспомогатель-
ных задних углов.

Профильные и генераторные схемы резания могут быть одинар-
ными (см. рис. 1.2 и 1.3) и групповыми (рис. 1.4). Каждый зуб инстру-
мента одинарной схемы резания отделяет срезаемый слой по всей ши-
рине, а групповой — только по части ширины, но большей толщины.
При одинаковой площади сечения среза и одинаковой производитель-
ности силы резания инструментами групповой схемы ниже, т.е.
меньше энергозатраты на обработку детали. Если силы резания вы-
Рис.1.3. Генераторные схемы резания при протягивании фасонного паза (а);
плоскости (б); прямобочного паза (в); фрезеровании прямобочного паза (г).

равнять дополнительным увеличением площади сечения среза за счет
возрастания толщины среза, то производительность инструментов
групповой схемы резания выше. Кроме того, групповая схема исклю-
чает очень тонкие срезы, при которых наблюдается повышенный из-
нос зубьев инструмента, так как зубья работают по наклепанному
слою, и допускает возможность протягивания «по-черному» поверхно-
стей литых, кованых и штампованных заготовок (первые зубья про-
тяжек работают под коркой).

В зависимости от формы режущих контуров инструментов, тре-
буемой точности обработки, технологичности конструкции инструмен-
та и других условий могут использоваться комбинированные, или
смешанные схемы резания, содержащие элементы профильной и ге-
нераторной схемы, если это технически и экономически оправдано.
Так, например, основная часть припуска может удаляться по ге-
нераторной схеме резания, а остальная часть — с целью по-
вышения точности обработки — по профильной (протягивание). Или
одна часть профиля обработанной поверхности формируется
по профильной схеме резания (донышко прямобочного паза), а вто-
рая часть (боковые стороны прямобочного паза) по генераторной
(см. рис.1.3, в, г).

а)

б)

Рис. 1.4. Групповые схемы резания: а — профильная; б — генераторная;

1, 2, 3... — последовательность работы зубьев инструмента
Рис. 1.5. Схемы резания при фрезеровании или протягивании паза,
исключающие встречные потоки стружки на передней поверхности зуба
(вид сверху): 1, 2, 3... — последовательность работы зубьев инструмента

Схемы резания желательно совершенствовать в направлении
повышения производительности и экономичности инструмента, а
также уменьшения энергозатрат на обработку детали.

Высокую производительность обеспечивают групповые схемы
резания, характеризующиеся уменьшенной шириной среза, но уве-
личенной толщиной, а также схемы резания, исключающие
встречные потоки сливной стружки на передней поверхности зуба
инструмента, в результате чего можно уменьшить размеры стру-
жечной канавки, уменьшить шаг зубьев и увеличить число одно-
временно работающих режущих зубьев, т.е. объем металла, сре-
занного в единицу времени (рис. 1.5).

Энергоемкость процесса резания уменьшается с уменьшением
сил резания. Этому также способствуют групповые схемы резания.
Кроме того, разделение стружки на узкие полоски стружкоразде-
лительными канавками, выполненными на задних поверхностях
зубьев инструмента, облегчает ее отделение и уменьшает силы ре-
зания. Стружкоразделительные канавки особенно полезны при
сложной форме сечения среза. Классическим примером служат
стружкоразделительные канавки на зубьях протяжки.

Наряду с другими мероприятиями, повышение стойкости ин-
струмента достигается уменьшением трения на задних поверхно-
стях зубьев. В этом отношении рациональные схемы резания дос-
таточно эффективны, особенно в случаях, где нельзя обеспечивать
задние углы достаточной величины. Примеры таких схем приведе-

Рис.1.6. Схемы резания, уменьшающие трение на вспомогательных
задних поверхностях протяжек (а, б, в) и метчиков (г): 1, 2, 3... —
последовательность работы зубьев инструмента
ны на рис. 1.6, где трение вспомогательных режущих кромок имеет
место только на участке, отделяющем срезаемый слой по толщине.
Вся остальная часть режущей кромки не соприкасается с уже об-
работанной поверхностью. Остаточный несрезанный слой О не
должен выходить за пределы поля допуска на профиль обработан-
ной поверхности, а имеющиеся уступы этого слоя — за пределы
установленной высоты микронеровностей. Для выполнения этих
условий производят специальные расчеты по корректированию
параметров инструмента. Расчеты приведены в главах, освещаю-
щих вопросы конструирования конкретных инструментов.

Указанной цели служат также совершенствование формы
стружкоразделительных канавок, обеспечивающее образование
вспомогательных задних углов и мероприятия, позволяющие ис-
ключить очень тонкие срезы, например, у дисковых резьбовых
фрез и ряда других, у которых на боковых сторонах зубьев толщи-
на среза в два раза меньше, чем на наружном диаметре.

1.3.3.	ВЫБОР ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ

Под геометрией инструмента подразумевают форму рабочих
поверхностей (передней и задней) и углы заточки режущего лез-
вия. Геометрия инструмента должна быть оптимальной по мини-
муму приведенных затрат на операции использования инструмента
при обеспечении других требований, например, заданной точности
обработки, шероховатости обработанной поверхности, требуемого
уровня сил и температур резания и т.д. Это значит, что инстру-
мент, обеспечивающей указанные требования, должен обладать
наиболее высокой стойкостью.

Выбор оптимальных параметров инструмента — задача
сложная. Сложность ее определяется тем, что геометрические па-
раметры инструмента, облеченные в форму режущего клина, взаи-
модействуют с другими элементами технологической системы: де-
талью, станком, приспособлением, режимом резания, технологиче-
ской средой. Все эти элементы взаимосвязаны и, взаимодействуя
друг с другом, совместно определяют температуру резания, а зна-
чит и стойкость инструмента. Изменив по каким-либо соображени-
ям один из элементов системы, восстановить ее прежнее равновес-
ное состояние можно путем целенаправленного изменения других.
Так, например, увеличив вспомогательный угол в плане ф1, ухуд-
шаем условия отвода теплоты из зоны резания — температура ре-
зания повышается. Понизить ее, восстановить баланс, можно пу-
тем улучшения отвода теплоты или уменьшением ее подвода.
Улучшения можно достигнуть уменьшением главного угла в плане
ф, повышением эффективности отбора теплоты путем совершенст-
вования способа охлаждения инструмента в работе. Уменьшение
подвода теплоты достигается увеличением переднего угла у или

Г& | -4 Н Я Т Э К Л I
‘ . _____________««, * !
заднего угла а, а также совместным изменением ср, у и а. Поэтому
не может быть единой оптимальной геометрии для конкретного
инструмента. Она разная для разных условий работы и даже не
одна для одних и тех же условий.

Подобную, объективную оптимизацию геометрических пара-,
метров инструмента можно выполнить только на основе проведе-
ния многофакторного эксперимента по оптимизации для конкрет-
ных условий работы. Приводимые в справочной литературе опти-
мальные по стойкости геометрические параметры получены без
учета их взаимовлияний друг на друга и влияния других элемен-
тов системы резания, а поэтому не могут быть вполне объективны-
ми. Тем не менее на стадии проектирования инструмента этими
сведениями необходимо пользоваться. Окончательную оптимиза-
цию проводят уже в процессе эксплуатации инструмента, если для
этого есть время и условия, например, в массовом производстве,
где одна и та же операция выполняется годами на одном и том
же станке.

В литературе практически нет сведений о влиянии формы
передней и задней поверхностей режущего клина на стойкость ин-
струмента. Поэтому форму рабочих поверхностей инструмента вы-
бирают по критерию технологичности. Влияние углов заточки ин-
струмента на его стойкость установлено теорией резания [42].

В процессе проектирования инструмента передние и задние
углы назначают оптимальными по стойкости, что повышает его
экономичность и позволяет, при необходимости, повысить скорость
резания за счет некоторого понижения стойкости, а значит увели-
чить производительность обработки. Однако есть целый ряд огра-
ничений, не позволяющих обеспечить это требование: а) прочность
режущего лезвия; б) точность обработки; в) особенности условий
работы инструмента. По условию прочности передние и задние
углы у твердосплавных инструментов меньше, чем у быстрорежу-
щих. Передние углы могут быть даже отрицательными, чтобы
заставить твердый сплав работать на сжатие и тем самым по-
высить прочность инструмента, испытывающего большие ста-
тические и особенно динамические нагрузки. Во многих слу-
чаях удовлетворительные результаты достигаются заточкой
упрочняющей фаски на передней поверхности с отрицатель-
ным передним углом вдоль режущей кромки. Это предпочти-
тельнее отрицательного переднего угла по всей передней по-
верхности, так как сочетает упрочнение режущей кромки с
относительно легким отделением срезаемого слоя при положи-
тельном основном переднем угле. Для предотвращения поломок
зубьев значительно меньше оптимальных по стойкости задние
углы у метчиков: В случае больших значений углов при выверты-
вании метчика в зазор между его затылочными поверхностями и
деталью попадает стружка (или корни стружки при нарезании
глухих отверстий), заклинивается, и зубья метчика разрушаются.
Положение можно исправить, изменив форму затылочных поверхно-
стей: седлообразное затылование или плоская заточка.

Ограничение по точности свойственно для фасонных инстру-
ментов, профиль которых не корректируют на величину ошибок,
привносимых передними и задними углами. В этом случае значе-
ния углов меньше оптимальных по стойкости (зуборезные долбяки
и фрезы). Малые задние углы — у протяжек для замкнутых кон-
туров, так как при больших задних углах после каждой переточки
по передним поверхностям зубьев сильно уменьшается размер про-
тяжки. Поэтому такие значения задних углов можно назвать оп-
тимальными по суммарной размерной стойкости.

Конструкция фасонных резцов и фрез не позволяет обеспе-
чить оптимальные по стойкости значения нормальных передних и
задних углов во всех точках режущей кромки. Передние углы —
углы между двумя плоскостями: передней и основной. Поскольку
отдельные участки режущей кромки расположены под разными
углами к линии пересечения этих плоскостей, то нормальные пе-
редние углы у этих кромок измеряются в разных направлениях
между указанными плоскостями и не могут быть одинаковыми.
Задние углы указанных инструментов образуются за счет наклона
задних поверхностей поворотом режущего клина вокруг линии,
параллельной оси обрабатываемой детали или инструмента. Поэто-
му задние углы, измеренные в направлениях, не перпендикуляр-
ных этой линии, тоже разные.

Своеобразная форма передних и задних поверхностей стан-
дартных сверл, а также их расположения друг относительно друга
приводят к тому, что передний и задний углы вдоль главных ре-
жущих кромок переменные, а передний угол на поперечной режу-
щей кромке (перемычке) даже отрицательный.

Иногда условия работы инструмента не допускают реализа-
ции передних углов, оптимальных по стойкости. Так, сила реза-
ния, воздействующая на инструмент в сторону поверхности реза-
ния, при больших передних углах и отсутствии надлежащего про-
тиводействия (поддержки инструмента) затягивает режущий клин
инструмента в тело детали. Обрабатываемая поверхность становит-
ся волнистой. Поэтому у таких инструментов, например, протяжек
одностороннего резания с направлением по стороне, противопо-
ложной зубьям (шпоночных протяжек), передние углы более 15° не
назначают.

При малых толщинах среза, соизмеримых с радиусом округ-
ления режущей кромки инструмента, влияние переднего угла на
силу и работу резания, а стало быть, и подвод теплоты к режуще-
му клину незначительны. Температура резания и стойкость инст-
румента определяется в основном теплоотводящей способностью
режущего клина. Поэтому для чистовых инструментов, таких, как
20
развертки, калибрующие зубья протяжек, передний угол более
10...150 не рекомендуется»

Оптимальные по стойкости вспомогательные задние углы и
ограничения по их назначению такие же, как и для главных. Так,
например, вспомогательные задние углы у сверл, зенкеров, развер-
ток по условию точности обработки равны нулю, а у метчиков —
не более 10...20'. Часто встречаются технологические ограничения,
когда нельзя образовать вспомогательные задние углы, приемле-
мые по стойкости и точности обработки. Примером могут служить
шлицевые протяжки с прямобочным профилем.

Уменьшение главного и вспомогательного углов в плане повы-
шает стойкость инструмента, т.к. уменьшается теплонапряженность
единицы длины режущей кромки (уменьшается толщина среза),
улучшается отвод теплоты в более массивное тело режущего клина, и
понижается температура резания. Только при значениях (р менее
5... 10° стойкость инструментов с разомкнутой (неуравновешенной)
системой радиальных сил падает в связи со значительным увеличени-
ем этих сил, отталкивающих инструмент от обрабатываемой детали и
вызывающих вибрации при недостаточно жесткой технологической
системе. Именно вибрации являются той причиной, которая вызыва-
ет резкое падение стойкости при очень малых углах в плане, что
характерно для работы резцов, фрез. У многолезвийных инструмен-
тов радиальные силы уравновешиваются. Замкнутая система сил
свойственна работе сверл, зенкеров, разверток, метчиков, и пониже-
ния стойкости при малых ф не наблюдается. Малые значения ф в этом
случае полезны не только с точки зрения стойкости инструмента, но и
точности обработки и шероховатости поверхностей, обработанных
инструментом.

В связи с изложенным с целью повышения стойкости инст-
рументов следует назначать возможно меньшие значения ф. Однако
на пути реализации этих намерений встречается целый ряд огра-
ничений: а) жесткость технологической системы; б) характер вы-
полняемой работы; в) производительность резания; г) прочность
инструмента; д) точность обработки. При недостаточной жесткости
технологической системы у инструментов общего назначения, ра-
ботающих в системе разомкнутых сил (резцы, торцовые фрезы)
угол ф увеличивают вплоть до 90° с целью повышения точности
обработки и исключения вибраций.

Характер выполняемой работы часто не позволяет назначить
малые ф для целого ряда инструментов:

токарных резцов для продольного точения с предваритель-
ным радиальным врезанием на глубину резания;

токарных резцов для копировальных работ из-за невозможности
обработки крутых участков профиля детали;
токарных проходных упорных резцов, обеспечивающих под-
резку буртика в конце рабочего хода (ф « 90°);

торцовых, концевых и дисковых фрез для фрезерования двух
или трех взаимно перпендикулярных плоскостей (ф = 90°);

разверток и метчиков для обработки глухих отверстий в упор (до
донышка), ф = 30...450.

Производительность обработки зенкерами и развертками
понижается с уменьшением угла в плане из-за увеличения време-
ни врезания. Поэтому у зенкеров ф = 45...600, а у машинных раз-
верток ф в 5... 15°, в то время, как у ручных — 1...2°.

Прочность инструмента ограничивает углы в плане со стороны
малых и больших значений. Так для отрезных и прорезных резцов и
фрез ф больше 1,5...2,0° не назначают, так как значительно понижает-
ся прочность тела таких инструментов и «теряется» размер прорезае-
мой канавки.

С уменьшением угла ф машинных метчиков увеличивается чис-
ло одновременно работающих режущих зубьев, увеличивается сум-
марная ширина среза при одновременном уменьшении толщины, так
как площадь среза остается постоянной; работает вся режущая часть
одновременно. В результате растет крутящий момент до значений,
превосходящих допустимые по прочности метчика. Свыше 50% мет-
чиков диаметром до 12 мм выходят из строя по поломкам. Поэтому
для них нельзя назначать малые ф, хотя это повышает стойкость мет-
чиков и точность резьбообработки. Главный угол в плане ограничива-
ют значениями 12...150.

Уменьшение угла в плане гаечных метчиков понижает кру-
тящий момент в связи с уменьшением суммарного сечения среза,
т.к. одновременно режет не вся заборная часть, а только участок
длиной, равной высоте гайки. Малые ф таких метчиков, до 3...4°,
не только уменьшают вероятность их поломок, но повышают стой-
кость и точность резьбообработки.

Точность обработки сверлами, зенкерами, развертками и
метчиками значительно выше при очень малых значениях
Ф1 = 2...5', так как обеспечивается лучшее направление инструмен-
тов в работе. Столь же малые значения используют у дисковых
пазовых фрез для фрезерования точных пазов, чтобы не вызвать
интенсивного изменения ширины фрезы при переточках.

Угол наклона главной режущей кромки X, роль которого у
ряда многолезвийных инструментов (цилиндрические, дисковые
и концевые фрезы, а также торцовые фрезы с ф = 90°) выполня-
ет угол наклона зуба к оси инструмента <о, оказывает самое
сложное влияние на явления, сопровождающие процесс реза-
ния. От величины и знака (положения относительно основной
плоскости) этих углов зависят уровень и направление сил реза-
ния, работа и температура резания, направление схода стружки
и положение центра ее давления на передней поверхности ре-
жущего лезвия, прочность вершины режущего лезвия, уровень
колебаний сил при прерывистом резании многолезвийными ин-
струментами, т.е. плавность их работы, например, плавность
фрезерования. Кроме того, углы X и (о режущей кромки опреде-
ляют собой величину и знак передних углов. Среди указанных
явлений безусловно есть положительно и отрицательно влияю-
щие на стойкость инструмента.

Сложность влияния X и со на процесс резания не позволяет
сформулировать простое лаконичное правило по назначению опти-
мальных по стойкости значений Хи со, как для других углов, на-
пример, а, у, ф и (рь Даже если бы оно и было предложено, то ог-
ромное количество ограничений поставило бы под сомнение целе-
сообразность такого правила. Поэтому практика эксплуатации
инструмента выработала ряд частных требований к значениям X и
со, которые должны удовлетворяться в изложенной ниже последо-
вательности:

а)	прочность режущего лезвия, обеспечиваемая положи-
тельным X у резцов и торцовых фрез при работе с ударами, что-
бы отвести удар от самого уязвимого места инструмента — его
вершины, особенно важна для хрупких режущих материалов;

б)	требуемые значения главного и вспомогательного передних
углов сверл, зенкеров, концевых, дисковых и червячных фрез;

в)	целесообразное направление отвода стружки из зоны реза-
ния и стружечных канавок сверл, метчиков, концевых фрез, пло-
ских протяжек;

г)	выгодное направление осевых сил резания в сторону
шпинделя станка (более плотная посадка инструмента или его оп-
равки) при работе развертками, цилиндрическими и концевыми
фрезами, которые режут только периферийными зубьями; в на-
правлении подачи в случае нарезания точных резьб метчиками;

д)	плавность работы цилиндрических фрез, плоских протя-
жек; значения X и со рассчитываются по известным зависимостям.

Подробные рекомендации по выбору значений и направления
X и со приводятся в дальнейшем в соответствующих разделах по проек-
тированию конкретных инструментов.

Переходные режущие кромки дуговой или прямолинейной
формы у вершины режущего клина обязательны для всех инстру-
ментов. Они улучшают отвод теплоты от вершины клина и способ-
ствуют повышению стойкости инструмента в 2...5 раз.

Зачистные режущие кромки, параллельные подаче и распо-
ложенные между переходными и вспомогательными, делают у
проходных резцов и торцовых фрез для скоростного резания с
большими подачами. Длина зачистных кромок больше подачи на
оборот детали или фрезы. В результате на обработанных поверхно-
стях деталей не остается остаточных несрезанных участков сечения
среза, шероховатость обработанных поверхностей значительно ни-
же, чем в случае работы без зачистных кромок.

Параметры переходных и зачистных режущих кромок при-
водятся в разделах по проектированию конкретных режущих ин-
струментов. Там же изложены мероприятия по улучшению геомет-
рии сверл, фасонных резцов и фрез, а также некоторых других
инструментов.

Геометрические параметры инструмента должны быть опти-
мальными в процессе работы. Они определяются с учетом подачи и
положения инструмента относительно детали. Затем вносятся по-
правки в статические параметры на величину их изменения от
указанных факторов. Это относится прежде всего к резцам, рабо-
тающим с большими подачами (резьбовые, затыловочные) или ус-
тановленным не на уровне оси детали или под углом к ней (рас-
точные державочные резцы, резцы в наладках токарных автоматов
и полуавтоматов).

1.3.4.	ВЫБОР СПОСОБОВ ФОРМИРОВАНИЯ И ОТВОДА
СТРУЖКИ ИЗ ЗОНЫ РЕЗАНИЯ

Беспрепятственный отвод стружки от режущей кромки и
достаточное пространство для ее размещения являются непре-
менным условием нормальной работы инструмента. Конструк-
ция инструмента не должна допускать встречных потоков
стружки на передней поверхности, широкую стружку и слож-
ную форму ее поперечного сечения. Для этого необходимо вы-
бирать рациональные схемы резания и предусматривать струж-
коразделительные канавки при широком, особенно сложной
формы, срезе (протяжки, фрезы, сверла).

При скоростном точении необходимо обеспечить принуди-
тельное завивание и дробление стружки, поскольку сходящая в
виде «шпаги» с высокой скоростью стружка представляет опас-
ность для рабочего, может вызвать поломки элементов технологи-
ческой системы и нарушение рабочего цикла. Поэтому при скоро-
стном точении на передней поверхности резцов делают разные пре-
пятствия на пути схода стружки порожки, выкружки, лунки,
которые изменяют направление движения стружки и заставляют
ее завиваться или ломаться. Кроме того, для завивания и ломания
стружки используют разного рода внешние устройства: накладные
стружколомы (порожки), которыми могут служить прихваты для
крепления пластин твердого сплава, экраны. Внешние устройства
упрощают заточку резцов и увеличивают число переточек по срав-
нению с устройствами, выполненными непосредственно на перед-
ней поверхности резца.
Завивание и ломание стружки можно обеспечить одними и
теми же устройствами. Так, например, порожек на пути схода
стружки обеспечивает ее завивание. Если его приблизить к ре-
жущей кромке, то стружка, не успевая сделать завиток, упрется
в обрабатываемую поверхность и сломается. Этот пример иллюст-
рирует положение о том, что для каждого сочетания элементов
режима резания (скорость, подача, глубина) существуют вполне
определенные параметры указанных выше стружкоформирующих
устройств. Поэтому они не могут быть универсальными и не
обеспечивают завивания и ломания стружки при изменяющихся
элементах режима резания: отрезке детали, подрезке торца, сня-
тии фаски, обработке по контуру, в том числе на станках с ЧПУ.
В подобных случаях прибегают к кинематическому способу дроб-
ления стружки, основанному на прерывании подачи через опре-
деленные промежутки времени.

Для других инструментов, например сверл для глубокого
сверления, можно рекомендовать порожки, как наиболее целесооб-
разные устройства для дробления стружки.

В случае проектирования многозубых инструментов жела-
тельно предусматривать вывод стружки из канавок за счет выбора
надлежащего направления и углов наклона стружечных канавок
(сверла, метчики, протяжки и др.) или за счет устройства разного
рода стружкоотводящих каналов (протяжки, специальные сверла
для глубокого и кольцевого сверления), по которым стружка само-
произвольно выходит из стружечных канавок или вымывается
струей СОЖ, подаваемой под давлением. Вывод стружки из кана-
вок способствует также повышению стойкости инструмента, так
как улучшает доступ СОЖ в зону резания. Он также повышает
производительность инструмента, так как уменьшает шаг зубьев за
счет уменьшения размеров стружечных канавок, и является един-
ственно возможным способом обеспечения протягивания длинных
поверхностей. Если вывод стружки невозможен, то размеры стру-
жечных канавок должны быть достаточными для свободного ее
размещения, а их форма не должна допускать концентраторов на-
пряжений и обеспечивать свободное формирование стружки: ее
естественный завиток не должен защемляться в канавке.

Стружка занимает в 3...5 раз больший объем, чем объем сре-
занного слоя материала, и если она не сможет разместиться в ка-
навке, то сильно возрастают силы резания и зубья инструментов
ломаются. К таким же последствиям приводит защемление струж-
ки в канавках: после выхода зуба инструмента из работы стружка
остается в канавке и при повторном его входе в работу канавка
переполнятся стружкой и зуб ломается. Поэтому при конструиро-
вании подобных инструментов (фрезы, протяжки) производят спе-
циальные расчеты на размещение стружки.
1.3.5.	РАСЧЕТ ЗУБЬЕВ И ТЕЛА РАБОЧЕЙ ЧАСТИ
ИНСТРУМЕНТА НА ПРОЧНОСТЬ И ЖЕСТКОСТЬ

Прочность и жесткость зубьев и тела рабочей части инстру-
ментов должны быть минимально достаточными. Расчеты на проч-
ность и жесткость выполняются на основе теории прочности по ме-
тодикам сопромата. Однако из-за сложности формы ряда инструмен-
тов, концентрации напряжений в местах перехода от одной
поверхности инструмента к другой и в местах соединения режущих
элементов и корпусе, сложных условий нагружения инструмента
силами резания и большой хрупкости режущих материалов точные
расчеты на прочность сделать нельзя. Прочность изучают экспери-
ментально путем определения максимально допустимых сечений
среза, подач на зуб или ломающих нагрузок. Эти сведения для стан-
дартных и широко используемых инструментов приводятся в спра-
вочной литературе. Для специальных инструментов, не имеющих
стандартных прототипов, производят приближенные расчеты с уче-
том нагрузок, определяющих главные напряжения. Так резцы и
зубья многолезвийных инструментов рассчитывают как консольно
защемленные балки, нагруженные силой Р2: сверла, зенкеры, раз-
вертки, метчики рассчитывают на кручение; протяжки — на растя-
жение и т.д. При этом принимают большой коэффициент запаса
прочности.

В настоящее время известен точный метод расчета — метод
конечных элементов. Однако такие расчеты очень сложны и могут
быть выполнены на ЭВМ по специальным программам, разработка
которых требует больших затрат времени и высокой квалифика-
ции. Программы, разработанные на отдельные инструменты не
решают проблемы в целом и поэтому метод пока не нашел широ-
кого применения.

В процессе проектирования следует обращать особое внима-
ние на недопущение концентраторов напряжений в местах перехо-
да от одной поверхности к другой: переходы должны быть плав-
ными, острые внутренние углы не допускаются.

1.3.6.	ОПТИМИЗАЦИЯ ШАГА, РАЗМЕРОВ И ФОРМЫ ЗУБЬЕВ
И СТРУЖЕЧНЫХ КАНАВОК

Шаг, размеры и форма зубьев и стружечных канавок много-
лезвийных инструментов не только взаимосвязаны, но и взаимоза-
висимы. От шага зубьев при всех прочих равных условиях зависят
число одновременно работающих зубьев, суммарное сечение среза
и, значит, производительность обработки. Шаг зубьев, в свою оче-
редь, определяется размерами зуба, а от формы и размеров зуба
зависит форма и размеры стружечной канавки. Поэтому решение
задач по выбору этих параметров целесообразно рассмотреть с по-
зиций комплексного критерия оптимальности — минимума приве-
26
денных затрат на операции использования инструмента, а именно
производительности и экономичности инструмента.

На первый взгляд кажется, что с уменьшением шага увели-
чивается число одновременно режущих зубьев и повышается про-
изводительность инструмента. Это справедливо, но при условии
сохранения толщины среза каждым зубом. Последняя с уменьше-
нием шага тоже должна уменьшиться, так как уменьшается объем
стружечной канавки, меньший объем стружки может в ней раз-
меститься. На производительность обработки шаг влияет не сам
по себе, а через суммарное сечение среза.

Выполнив несложные расчеты, можно убедиться, что с уве-
личением толщины среза увеличивается шаг зубьев, уменьшается
число одновременно режущих зубьев и суммарная ширина среза,
но суммарное сечение среза растет, так как увеличение толщины
среза преобладает над уменьшением суммарной ширины. Напри-
мер, с увеличением толщины среза в четыре раза при фрезерова-
нии цилиндрическими фрезами шаг зубьев увеличивается только в
два раза, во столько же раз уменьшается число одновременно ре-
жущих зубьев и суммарная ширина среза, но суммарное сечение
среза увеличивается в два раза. Производительность фрезерования
при этом увеличится не в два раза, а несколько меньше, так как с
увеличением толщины среза при той же стойкости инструмента
скорость резания необходимо уменьшить. Объем металла, срезае-
мого в единицу времени и характеризующий производительность
фрезерования, увеличится на 20...30%.

Учитывая изложенное, можно предложить следующий мето-
дический план оптимизации параметров зуба, стружечной канавки
и шага зубьев цельных и составных многолезвийных инструментов
(фрез, протяжек):

а)	выбор максимально допустимой толщины среза на зуб с
учетом ограничений по жесткости технологической системы, точ-
ности обработки, шероховатости обработанной поверхности и дру-
гим параметрам;

б)	расчет минимально допустимых размеров канавки по усло-
виям свободного размещения стружки;

в)	расчет минимально допустимой по прочности толщины
зуба;

г)	расчет минимального значения шага по размерам стружеч-
ной канавки и зуба инструмента.

Спроектированный таким образом инструмент не допускает
переточек, т.е. является инструментом разового пользования. Есте-
ственно, его нельзя назвать оптимальным, особенно, если стои-
мость инструмента высокая. Необходимо увеличить размеры зуба,
высоту или толщину, на величину стачивания в зависимости от
того, по каким поверхностям производят переточки, задавшись
числом допускаемых переточек.
Определить оптимальное число переточек достаточно сложно.
Приходится принимать компромиссное решение между производи-
тельностью инструмента и его экономичностью. С увеличением
числа переточек растет срок службы инструмента, затраты на ин-
струмент, отнесенные к одной обработанной детали уменьшаются.
Но при этом увеличивается толщина зуба, даже в случае переточек
по задней поверхности: с увеличением высоты зуба неизбежно уве-
личивается толщина зуба по условию прочности на изгиб. Растет
шаг зубьев, что приводит к снижению производительности. По-
скольку наука о проектировании инструментов пока не располагает
уравнениями для оптимизации числа переточек, можно предло-
жить только численный метод решения этой задачи.

Задаваясь поочередно все большим и большим числом пере-
точек, для каждого их значения вычисляем толщину зуба, шаг
зубьев и производительность инструмента в виде времени, затра-
ченного на обработку одной детали, заработную плату оператора за
это время и другие расходы, связанные с выполнением операции,
которые приближенно можно учесть в виде накладных расходов на
заработную плату. Вычисляем затраты на инструмент, отнесенные
к одной обработанной детали: стоимость инструмента с учетом реа-
лизации окончательно отработанных отходов и его переточек, по-
деленная на количество деталей, обработанных за полный срок
службы инструмента. По выполненным расчетам строим график в
координатах «принятое число переточек — приведенные затраты
на обработку одной детали». По графику находим оптимальное
число переточек, при котором приведенные затраты минимальные.

Рассчитанные ранее минимальные размеры зуба корректиру-
ем на величину стачивания при переточках, выбрав по справочной
литературе величину стачивания за одну переточку. По скорректи-
рованной высоте, если переточки производятся по задней поверх-
ности, находим толщину зуба, которая совместно с шириной стру-
жечной канавки определит оптимальный шаг зубьев инструмента.

При конструировании сборных инструментов стремятся к
минимально возможному шагу, который почти никогда не получа-
ется меньше оптимального из-за необходимости размещения эле-
ментов крепления режущих пластин или ножей. Режущие и опор-
ные элементы крепления необходимо рассчитывать и принимать
минимально достаточными по прочности, чтобы приблизиться к
оптимальному значению шага зубьев.

Ограничения оптимального по приведенным затратам шага
зубьев могут быть вызваны и другими причинами. Так, при работе
на маломощных станках приходится уменьшать силы резания пу-
тем изменения схемы резания или уменьшать число одновременно
режущих зубьев за счет увеличения их шага. Изложенная методи-
ка оптимизации шага зубьев экономически оправдана для инстру-
ментов, используемых в массовом производстве. Однако подобный
28
подход не исключает возможности использования его при конст-
руировании инструментов универсального назначения по тщатель-
но разработанному техническому заданию для средних условий
работы.

Форма и размеры зуба и стружечной канавки инструмента
взаимозависимы, определяют друг друга, и задаются в сечении,
нормальном к направлению основания зуба. У инструментов с по-
стоянной по длине глубиной стружечной канавки это сечение нор-
мально к режущей кромке. Размеры и форма зуба и стружечной
канавки должны обеспечить: а) минимальные прочность и жест-
кость зуба при оптимальном числе переточек; б) выбранную гео-
метрию (а и /); в).достаточное пространство для свободного разме-
щения стружки и освобождения канавки от стружки при выходе
зуба из работы; г) отсутствие концентраторов напряжений;
д) высокую технологичность, т.е. простоту изготовления и заточки.
Формы зубьев разные для разных по назначению инструментов:
затылованные для фасонных фрез, метчиков и некоторых других
инструментов; остроконечные для инструментов общего назначе-
ния (фрезы, развертки, протяжки и др.); иной формы, обеспечи-
вающей повышенную крутильную жесткость, например, сверла.
Конкретные формы зубьев приведены в последующих главах. Здесь
уместно отметить, что приоритетным требованием при выборе
формы остроконечных зубьев является их технологичность при
обеспечении требуемой прочности.

1.3.7.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ И ФОРМЫ РАБОЧЕЙ
ЧАСТИ И РЕЖУЩИХ КОНТУРОВ

Форма рабочей части, ее габаритные размеры (диаметр,
длина, ширина, толщина и высота), а также размеры и форма
режущих контуров различны для инструментов разных типо-
размеров и условий работы. Тем не менее можно выделить об-
щие принципы и подходы к решению этих задач для двух типов
инструментов, принципиально разных по способу формообразо-
вания обработанных поверхностей детали:

1)	станочное обеспечение размеров обработки, когда инстру-
менты свои размеры и форму не переносят на обрабатываемую де-
таль; последние формируются настройкой станка и кинематикой
резания (резцы и фрезы общего назначения);

2)	инструментное обеспечение размеров обработки, когда
размеры инструмента и форма режущих контуров переносятся на
обрабатываемую деталь (сверла, зенкеры, развертки, протяжки,
фасонные инструменты, в том числе зуборезные и резьбонарезные).

Форма рабочей части стандартных и других широко приме-
няемых инструментов хорошо известна. Комбинированные инстру-
менты для одновременной или последовательной обработки не-
скольких поверхностей компонуются из единичных инструментов,
объединяемых единым корпусом, что и определяет их форму,
представление которой особых затруднений не вызывает. Форма
тела рабочей части инструментов совершенно новой, оригинальной
конструкции зависит от принятых кинематики и схемы резания.

Общими для обеих групп инструментов и исчерпывающими
для первой группы являются следующие требования:
а) достаточная прочность и жесткость тела; б) возможность доступа
к зоне обработки и полнота обработки заданных поверхностей;
в) возможность использования на выбранном металлорежущем
станке; г) возможность изготовления в конкретном инструменталь-
ном цехе; д) оптимальность размеров по критерию приведенных
затрат на операции использования инструмента. Решение задач по
пунктам а)...г) трудностей не вызывает. Жесткость и прочность
тела для нестандартных инструментов рассчитываются, а для стан-
дартных, оптимизированных для конкретной операции, выбирают-
ся по ГОСТ, так как их параметры не только рассчитаны, но и
экспериментально проверены.

Доступность и полнота обработки определяются размерами
обрабатываемых поверхностей, конструкцией детали и зажим-
ного приспособления. Так, например, минимальная длина свер-
ла должна быть равна глубине сверления плюс расстояние от
верхнего торца кондукторной втулки приспособления до верхне-
го торца обрабатываемого отверстия, длина цилиндрической
фрезы или набора фрез — чуть больше ширины фрезеруемой
поверхности и т.д.

Металлорежущий станок ограничивает, как правило, наи-
большие размеры тела инструмента, например, наибольший
диаметр червячной фрезы, наибольшую длину протяжки.

Размеры рабочей части и ее элементов должны быть такими,
чтобы инструмент можно было изготовить на оборудовании,
имеющимся в инструментальном цехе.

Оптимизация размеров рабочей части инструмента по кри-
терию приведенных затрат — задача более сложная. Рассмотрим
подходы к ее решению на конкретных примерах.

Без учета доступа к зоне обработки минимальная длина рабо-
чей части сверла равна глубине сверления плюс два—три диаметра.
Экономически выгодная длина больше минимальной на величину
стачивания при переточках. Казалось бы, что чем больше длина,
тем больше переточек допускает сверло и тем выше его экономич-
ность, Это было бы справедливым, если бы не изменялись явления,
сопровождающие процесс резания. С увеличением длины сверла
уменьшается его крутильная жесткость, увеличивается амплитуда
крутильных колебаний и стойкость сверла понижается. Логично
ожидать, что существует пороговое значение длины, за которым
увеличение числа переточек экономически невыгодно из-за резкого
понижения стойкости сверла. Затраты на инструмент и его пере-
точки, отнесенные к одной обработанной детали, начнут возрас-
тать. Решить эту задачу в настоящее время не представляется воз-
можным, необходимы специальные исследования. Значительно
больше противоречий при оптимизации диаметра цилиндрических
фрез. С одной стороны, увеличение диаметра фрезы повышает
стойкость или скорость резания при неизменной стойкости г>т, уве-
личивает диаметр посадочного отверстия, а стало быть жесткость
оправки и позволяет работать с большими подачами, увеличивает
число одновременно режущих зубьев. Все это способствует повы-
шению производительности инструмента. С другой стороны, с уве-
личением диаметра растет время врезания (падает производитель-
ность), увеличивается радиальное биение режущих кромок (пони-
жается стойкость фрезы), растут мощность резания,
первоначальная стоимость фрезы и стоимость переточек, что на-
правлено в сторону увеличения приведенных затрат. Разрешение
этих противоречий возможно на основе оптимизационной модели
по критерию минимума приведенных затрат. Готовой модели нет,
ее необходимо разрабатывать или решать оптимизационную задачу
методом приближений, изменяя с определенным шагом значения
аргументов, приведенных к себестоимости выполняемой операции,
как это показано для оптимизации шага зубьев инструмента
(см. выше).

Подобные оптимизационные задачи целесообразно решать
для инструментов, используемых в крупйосерийном и массовом
производстве, оценив дополнительно влияние еще одного привхо-
дящего фактора — разницы в стоимости специализированной и
стандартной конструкций инструмента. Изготовление стандартных
инструментов организовано на базе массового производства. Такие
инструменты в два — три раза дешевле специализированных, вы-
пускаемых небольшими сериями, тем более в условиях инструмен-
тального цеха машиностроительного завода.

Для инструментов второй группы, переносящих свои раз-
меры на деталь, кроме решения указанных выше задач, опреде-
ляют форму и размеры режущих контуров на основе размеров
профиля обработанных деталей с учетом способа переноса раз-
меров инструмента на деталь. У инструментов, формирующие
поверхность детали методом копирования (фасонные резцы,
протяжки, зубодолбежные головки, метчики и фасонные фрезы
для линейчатых поверхностей) режущий контур инструмента
совпадает с профилем изделия в сечении плоскостью передней
грани инструмента. У инструментов, работающих по методу
обкатки — режущий контур определяется огибающей мгновен-
ных положений профиля детали, обкатывающей инструмент.
Поэтому параметры профиля инструмента и изделия по началь-
ным поверхностям совпадают. Так, например, высота головки
зуба червячной фрезы равна высоте ножки зуба детали, а высо-
та ножки высоте головки зуба детали плюс радиальный зазор
при обработке. Толщина зуба червячной фрезы по начальной
прямой равна ширине межзубой впадины детали по начальной
окружности.

Таким образом, параметры профиля инструмента в нормаль-
ном сечении, в плоскости передней грани или других направлени-
ях, определяемых производственной целесообразностью (удобство
изготовления инструмента или контроля его параметров), рассчи-
тывают по параметрам детали с учетом кинематики процесса реза-
ния и искажений, привносимых передними и задними углами ин-
струмента. Однако такие расчеты не гарантируют получения дета-
лей заданной точности. Точный расчетный профиль не всегда
можно обеспечить при изготовлении инструмента и приходится его
упрощать. Кроме того, точность обработки зависит не только от
точности размеров и формы режущего контура инструмента, но и
от явлений, сопровождающих процесс резания: кинематических
погрешностей, определяемых станком; биения режущих и калиб-
рующих кромок инструмента в работе, независимо от вызывающих
его причин (биение кромок относительно посадочных мест инстру-
мента, биение шпинделя станка); упругих и пластических дефор-
маций в процессе резания, по разному проявляющих себя в кон-
кретных условиях работы в зависимости от жесткости технологи-
ческой системы, условий смазывания и охлаждения инструмента,
уровня режима резания, свойств обрабатываемого материала, сте-
пени затупления инструмента; целого ряда других случайных фак-
торов, учесть которые на стадии проектирования можно только на
основе среднестатистических данных, приводимых в справочной
литературе. Уточнение может быть получено только для конкрет-
ных условий эксплуатации и экономически оправдано в массовом
производстве.

Конкретные методики по расчету исполнительных размеров
режущих контуров инструментов приводятся в разделах по проек-
тированию таких инструментов.

1.3.8.	ВЫБОР СПОСОБОВ ОТВОДА ТЕПЛОТЫ
ИЗ ЗОНЫ РЕЗАНИЯ

С целью повышения производительности резания режущие
инструменты, за исключением некоторых чистовых (быстрорежу-
щие развертки, метчики, протяжки), работают с высокими скоро-
стями в зоне температур, выше оптимальных по стойкости. Поэто-
му для повышения стойкости инструмента целесообразно не только
уменьшать трение в скользящем контакте инструмент-обрабаты-
ваемая деталь, но и понижать температуру резания, улучшая отвод
теплоты от режущих кромок инструмента» Это достигается выбо-
ром оптимальных по стойкости геометрических параметров, разме-
ров режущих лезвий, охлаждением инструментов в работе различ-
ными способами подачи смазочно-охлаждающих технологических
сред (СОТС)» Лучшие результаты достигаются подачей СОТС непо-
средственно в зону резания или близкую к ней. Для этого на ста-
дии проектирования инструментов предусматривают специальные
каналы в теле инструмента для подвода СОТС в эти зоны. Приме-
ром таких конструктивных решений могут служить специальные
сверла для глубокого сверления, а также спиральные с выполнен-
ными в спинках перьев трубками или каналами, по которым СОТС
подается под задние поверхности; зенкеры, у которых по осевому
каналу СОТС подается в сопла на торце, направляющее струи под
задние поверхности; червячные фрезы с каналами в теле зубьев, по
которым СОТС из полости посадочного отверстия подается на за-
тылованные поверхности зубьев и ряд других инструментов.

Улучшению отвода теплоты способствует также внутреннее
охлаждение тела инструмента циркуляцией охлажденной жидко-
сти по замкнутым каналам без выхода в зону резания. Разновидно-
стью такого охлаждения является способ, основанный на использо-
вании тепловых труб.

Все эти мероприятия позволяют снизить температуру реза-
ния, приблизить ее к значениям, оптимальным по стойкости и
значительно повысить стойкость инструмента. Так, например,
стойкость сверл с внутренним подводом СОТС повышается в 3...10
раз по сравнению с охлаждением поливом, зенкеров и червячных
фрез — в 3...4 раза, резцов с тепловыми трубами в 2 раза.

1.3.9.	ОКОНЧАТЕЛЬНАЯ ОПТИМИЗАЦИЯ КОНСТРУКЦИИ
РАБОЧЕЙ ЧАСТИ

Поэтапная оптимизация конструкции рабочей части выпол-
няется в процессе последовательного решения изложенных выше
задач путем принятия оптимальных решений по каждой из них и
выбора, таким образом, оптимального элемента конструкции, а
также в периоды присоединения последующего оптимального эле-
мента к предыдущим, если он вступает в противоречия с ними
в отношении оптимальности. Критерием оптимальности при этом
является минимум приведенных затрат на операции использования
инструмента или хотя бы его главнейшие составляющие, так назы-
ваемые дробные критерии. Приоритетные из них — производи-
тельность инструмента, затем энергосберегающие свойства (малые
силы и моменты резания) и технологичность, особенно инструмен-
тов, трудоемких в изготовлении.
Окончательная оптимизация производится не всегда, а
только в случаях, если после окончания проектирования появилось
два и более вариантов конструкции. Объективная оценка
вариантов и выбор наивыгоднейшего могут быть получены при
использовании интегрального критерия оптимальности — мини-
мума приведенных затрат, рассчитанных хотя бы упрощенно.

1.4.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПРИСОЕДИНИТЕЛЬНОЙ
ЧАСТИ

1.4.1.	ВЫБОР СПОСОБА ПРИСОЕДИНЕНИЯ ИНСТРУМЕНТА
К СТАНКУ

Для обеспечения заданных размеров обработки инструмент
должен занимать определенное положение относительно станка
или обрабатываемой детали и не изменять этого положения во
время работы. Этой цели служит присоединительная часть ин-
струмента, состоящая из базовых поверхностей и элементов пе-
редачи усилий. У хвостовых инструментов такой частью явля-
ются хвостовики, а у насадных — корпус рабочей части.

В подавляющем большинстве случаев инструменты закреп-
ляются неподвижно относительно шпинделя станка или суппорта
(резцы, фрезы, сверла, зенкеры, протяжки для наружного протя-
гивания, зуборезные инструменты). Однако есть случаи, когда сле-
дует предпочесть подвижное соединение инструмента со станком.
Это относится к инструментам, которые должны точно самоустано-
виться по обрабатываемой поверхности детали, если есть опасения,
что станком это обеспечить невозможно. В первую очередь это от-
носится к чистовым инструменты, таким, как протяжки для обра-
ботки замкнутых контуров, например круглые, развертки, метчи-
ки. Обработка такими инструментами производится на отдельных
станках или позициях многопозиционных станков после предвари-
тельной обработки другими инструментами на других станках или
других позициях станка. Самоустановка обеспечивается специаль-
ными держателями для инструментов или патронами (качающими-
ся, плавающими, быстросменными и др.), соединяющими инстру-
мент со шпинделем или суппортом станка. Так, например, пла-
вающий патрон обеспечивает совмещение осей развертки и
обрабатываемого отверстия, если ось шпинделя станка на позиции
обработки смещена относительно оси предварительно обработанно-
го отверстия. Кроме того, биение шпинделя станка не передается
на инструмент и разбивание отверстий уменьшается.
Рис.1.7. Схема плавающего
патрона на базе сильфона:
1 — сильфон; 2 — шариковый
подпятник; 8 — режущий
инструмент

Разновидности подвижных па-
тронов описаны в учебной и спра-
вочной литературе [12, 34]» Суще-
ствуют десятки конструкций, реа-
лизующих качание, плавание или
качание и плавание инструмента
одновременно» При выборе или раз-
работке конструктивного решения
необходимо стремиться уменьшить
число подвижных сочленений,
в которых под нагрузкой во время
работы возможны заедания и пре-
вращение подвижного соединения в
неподвижное с положением инст-
румента, смещенным относительно
шпинделя станка» Следствием этого
явится повышенное разбивание
диаметра обрабатываемого отвер-
стия. Трение скольжения в сочле-

нениях патрона следует заменять на трение качения или еще луч-
ше — на внутреннее трение в упругих элементах» Примерами та-
ких решений могут быть плавающий патрон на базе сильфона,
гофрированной металлической трубки, обладающей достаточной
крутильной жесткостью и большой радиальной податливостью
(рис. 1.7) или обычный металлический стержень — удлинитель с
радиальной податливостью закрепленного в нем инструмента не
менее 0,005 мм/Н, вместо качающегося патрона»

Быстросменность крепления инструмента очень важна для
инструментов автоматизированных производств, где особенно необ-
ходимо сокращение простоев автоматических линий при замене
затупившихся инструментов» Для этой цели используют быстрос-
менные патроны, запирающие стержневой инструмент (сверла,
зенкеры, метчики, развертки) шариками, входящими в кольцевую
выточку на цилиндрическом хвостовике инструмента или специ-
альном держателе — переходнике, в котором закреплен инстру-
мент. Быстросменность резцов обеспечивается креплением от вы-
падения из гнезда резцедержателей подпружиненными защелками.
Окончательное закрепление резцов производят силы резания, при-
жимая резец к базовым поверхностям. Примеры такого крепления
приведены в справочной и учебной литературе.

Сокращение простоев дорогостоящего автоматизированного
оборудования достигается также использованием так называемого
безподналадочного инструмента, не требующего наладки на размер
обработки после его установки на станке. Изготовить взаимозаме-
няемый инструмент не сложно, но после переточек его размеры
изменяются. Поэтому предпочитают вводить в конструкцию инст-
румента или в промежуточные оправки-переходники, в которых он
устанавливается, подвижные элементы в виде винтов со сфериче-
ской головкой и гаек. Регулируя их, можно обеспечить точное по-
ложение инструмента по одной или двум координатам относитель-
но базовых поверхностей станка, при котором обеспечивается по-
лучение заданных размеров обработки. Такая настройка
инструмента на размеры обработки производится в специальных
приспособлениях или приборах вне станка, станок в это время ра-
ботает. Настройка на размер вне станка предусматривается у инст-
рументов для станков с ЧПУ и автоматических линий из агрегат-
ных станков.

Точность и жесткость присоединения инструмента должна
быть достаточной для выполнения инструментом запланированной
работы. Естественно, что эти параметры должны быть выше для
чистовых инструментов и инструментов для высокоточных стан-
ков, станков с ЧПУ. Чем меньше переходников (втулок, державок,
оправок) для закрепления инструмента и чем выше точность базо-
вых поверхностей элементов сочленения, тем выше точность и же-
сткость закрепления инструмента. Параметры точности базовых
элементов инструмента и вспомогательной оснастки для его закре-
пления приводятся в соответствующих стандартах и справочной
литературе. При необходимости проверки соответствия этих пара-
метров точности выполняемой работы производят специальные
расчеты на жесткость и точность позиционирования инструмента.
Примеры таких расчетов, а также способов обеспечения взаимоза-
меняемости инструментов приведены в литературе [12, 30, 32, 34].

1.4.2.	ВЫБОР ФОРМЫ БАЗОВЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ И
ЭЛЕМЕНТОВ ПЕРЕДАЧИ УСИЛИЙ

Несмотря на большое разнообразие инструментов, виды базо-
вых поверхностей ограничиваются небольшим набором классиче-
ских форм: плоскость, наружные и внутренние цилиндрические и
конические поверхности. Изначально форма базовых поверхностей
выбиралась из соображений обеспечения требуемой точности бази-
рования и технологичности. В настоящее время при конструирова-
нии известных инструментов она определяется типом и размерами
инструмента, а также формой посадочных мест станка.

Плоскость является базой у резцов с призматическим телом,
наружных протяжек, ножей сборных инструментов, фрез и долбя-
ков (торцовые поверхности).

Наружные цилиндрические и конические поверхности свой-
ственны хвостовым инструментам. Это инструменты малых разме-
ров. Цилиндрический хвостовик имеют сверла, зенкеры, разверт-
ки, концевые фрезы диаметрами до 12 мм, а также шпоночные
фрезы, метчики и ручные развертки всех размеров. Крепятся такие
инструменты в цанговых или кулачковых патронах, устанавливае-
мых в шпинделе станка. Конические хвостовики — у долбяков и
перечисленных выше инструментов диаметрами свыше 12 мм.
Хвостовики соединяются со шпинделями станков непосредственно
или с помощью переходников, например конических втулок.

Внутренние цилиндрические и конические поверхности име-
ют насадные инструменты. Это самая большая группа инструмен-
тов, так как они экономичнее хвостовых. Поэтому там, где по ус-
ловиям работы жесткость и прочность достаточны, инструменты
делают насадными.

Цилиндрическое отверстие — у насадных фрез и долбяков, а
коническое — у насадных разверток и зенкеров.

Наиболее важным требованием к базовым поверхностям
является точное расположение их относительно рабочей части.

Усилия со станка на инструмент передаются за счет сил
трения, возникающих на базовых поверхностях при закрепле-
нии инструмента (инструменты с плоским телом и цилиндриче-
скими хвостовиками) или под действием осевых сил резания
(инструменты с коническими хвостовиками). Если осевых сил
резания недостаточно, предусматривают дополнительную за-
тяжку хвостовика болтом в гнездо шпинделя станка (концевые
фрезы), а при тяжелых условиях работы предусматривают еще и
жесткие элементы (торцовые шпонки). Жесткими элементами пе-
редается усилие у насадных инструментов: торцовые шпонки у
зенкеров, разверток, торцовых фрез; продольные шпонки у цилин-
дрических и отрезных фрез, а также торцовых фрез малых разме-
ров. Для долбяков и прорезных фрез достаточно сил трения, воз-
никающих на торцах при закреплении, а метчики имеют квадраты
на конце хвостовика.

Для повышения экономичности ряды значений присоедини-
тельных размеров базовых поверхностей стандартизованы. Это по-
зволяет ограничивать номенклатуру оправок, переходников, ка-
либров для их контроля и т.д. В зависимости от размера рабочей
части базовые элементы выбираются по ГОСТ, а для оригинальных
инструментов рассчитываются и назначаются ближайшими боль-
шими по ГОСТ (более подробно см. в последующих главах).

1.4.3.	ВЫБОР МАТЕРИАЛА ПРИСОЕДИНИТЕЛЬНОЙ ЧАСТИ

Материалы для корпусов должны обладать достаточной
прочностью и теплопроводностью, сохранять точность размеров и
формы после термообработки, хорошо обрабатываться и обеспечи-
вать надежное соединение с режущей частью после сварки, навар-
ки и напайки, а также быть дешевыми и не содержать дефицит-
ных элементов. Всем этим требованиям в полной мере отвечают
конструкционные углеродистые (40, 45, 50) и легированные (40Х,
45Х, 40ХН) стали.

Углеродистые стали применяются для державок резцов,
корпусов сборных разверток, втулок, клиньев, винтов и других
элементов сборных конструкций. Корпуса остальных составных
и сборных инструментов, в том числе и ножи под напайные
пластины из твердых сплавов, изготавливают из легированных
сталей, в основном из стали 40Х, которые обладают повышен-
ной прочностью и обеспечивают меньшее коробление в процессе
термической обработки.

Для тяжелых условий работы, особенно когда требуется вы-
сокая твердость и износостойкость, корпус делают из инструмен-
тальных сталей У7А, У8А, 9ХС и даже быстрорежущих. Так, на-
пример, у сверл с напаянными пластинами твердого сплава и диа-
метром по пластинам, равным диаметру корпуса, корпус трется об
обработанную поверхность детали со скоростью резания. Поэтому
его изготавливают из стали 9ХС или быстрорежущей с последую-
щей закалкой на высокую твердость.

1.4.4.	ВЫБОР СПОСОБА СОЕДИНЕНИЯ
ПРИСОЕДИНИТЕЛЬНОЙ ЧАСТИ С РАБОЧЕЙ

Способы соединения рабочей и присоединительной частей, их
преимущества и недостатки перечислены в п. 1.3. Здесь целесооб-
разно лишь уточнить соединения хвостовиков инструментов с их
рабочей частью. Заманчивым является принцип сборности инстру-
мента, повышающий его экономичность. Однако его нельзя осуще-
ствить для вращающихся хвостовых инструментов, так как они
малых размеров и механическое соединение хвостовиков не обес-
печивает надлежащей жесткости, прочности и точности. Только у
внутренних протяжек средних и крупных размеров хвостовики
можно свинчивать с рабочей частью. Резьбовое гнездо при этом
выполняют в хвостовике. Соосность хвостовика с рабочей частью
обеспечивают точной посадкой по торцам и цилиндрическим поя-
скам соединяемых частей. У остальных инструментов хвостовики
приваривают встык к рабочей части методами электросварки или
сварки трением.

Наиболее рациональной является сварка трением: выше ка-
чество сварного шва и точность соединения заготовок, в 5—10 раз
меньше расход электроэнергии, в четыре раза меньше угар метал-
ла, чище рабочее место, процесс легко поддается автоматизации и
встраиванию в поточные линии механической обработки, высокая
производительность процесса. Однако метод приемлем только для
38
сварки цилиндрических заготовок. Для других форм тела загото-
вок рекомендуется стыковая электросварка.

1.4.5.	РАСЧЕТ ПРИСОЕДИНИТЕЛЬНОЙ ЧАСТИ

Расчет присоединительной части производят на передачу
усилий резания, жесткость и точность позиционирования. Кон-
кретные методики расчета приводятся в последующих разделах и
соответствующей справочной литературе. Здесь уместно изложить
лишь общие подходы к решению этих задач.

Силы резания уравновешиваются силами трения, жесткими
элементами (обычно шпонками) или совместно силами трения и
жесткими элементами. Сила трения является результатом нор-
мальных давлений от зажимных устройств или воздействия осе-
вой составляющей силы резания и внешней осевой силы затяжки
конических хвостовиков в посадочные гнезда шпинделей станков
или вспомогательных державок. Жесткие элементы рассчитыва-
ют на смятие, реже на срез. Суммарное значение сил или момен-
тов трения и смятия (среза) должно в два—три раза превышать
уровень сил или моментов резания, рассчитанных по формулам
теории резания.

Статическая точность позиционирования вершины инстру-
мента относительно шпинделя станка или другого базового элемен-
та зависит от погрешностей базовых поверхностей самого режуще-
го инструмента и других элементов инструментального блока, ус-
танавливаемого на станке, а жесткость инструментального блока —
от объемной и контактной жесткости его элементов. Объемная же-
сткость определяется размерами элементов блока, а контактная —
точностью сопрягаемых и упругими деформациями контактных
поверхностей. Жесткость блока и точность позиционирования ин-
струмента оказывают совместное влияние на точность обработки.
Поэтому для конкретных видов работ и инструментов установлены
нормы точности позиционирования инструмента и нормы допус-
каемой податливости инструментальных блоков (мкм/Н), которые
с учетом технологических возможностей теоретико-вероятностны-
ми методами распределяют между элементами конструкции блока.
Полученные данные используют для расчета тела элементов блока
и разработки технических требований к точности их выполнения и
взаимного расположения.

Возможно решение и обратной задачи — выполнение прове-
рочных расчетов. На основе априорно выбранных параметров со-
ставляющих частей инструментального блока вычисляют дости-
гаемую при этом точность позиционирования инструмента и по-
датливость блока и сравнивают их с допускаемыми.
1.5.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ НАПРАВЛЯЮЩЕЙ ЧАСТИ

1.5.1.	ОЦЕНКА НЕОБХОДИМОСТИ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО
НАПРАВЛЕНИЯ ИНСТРУМЕНТА В РАБОТЕ

Без точного положения инструмента и направления его дви-
жения относительно обрабатываемой детали невозможно получение
заданной точности размеров и формы обработанных поверхностей.
В процессе работы направление сообщается тому элементу системы,
который обеспечивает движение подачи, например, детали при
фрезеровании, резцу и сверлу при точении и сверлении. Такое на-
правление всегда обеспечивается станком (соответственно столом
фрезерного станка, суппортом токарного или шпинделем сверлиль-
ного). Однако во многих случаях такого направления недостаточно.
Для повышения точности обработанных поверхностей и их поло-
жения друг относительно друга или определенных базовых по-
верхностей детали инструменту необходимо сообщить дополни-
тельное направление в работе по приспособлению или обрабаты-
ваемой детали. Это характерно для сверления точно
расположенных отверстий, зенкования углублений под головки
винтов и обработки других соосных отверстий зенкерами, разверт-
ками, нарезания резьбы метчиками, протягивания внутренних
поверхностей и протяжных работ на горизонтально-протяжных
станках, а также для некоторых других видов обработки. Необхо-
димость такого направления нужно установить на стадии проекти-
рования инструмента в зависимости от точности размеров и распо-
ложения обработанных поверхностей, чтобы в дальнейшем выбрать
способ направления инструмента и соответствующие ему направ-
ляющие элементы.

1.5.2.	ВЫБОР СПОСОБА НАПРАВЛЕНИЯ ИНСТРУМЕНТА
В РАБОТЕ

Дополнительное направление инструмента может быть по об-
работанной или обрабатываемой поверхностям детали, а также по
приспособлению. Более точное направление обеспечивает приспо-
собление, например, кондуктор для сверления точно расположен-
ных отверстий.

Направляющими элементами инструмента могут быть калиб-
рующие зубья или специальные направляющие части. Направле-
ние калибрующей частью по обработанной поверхности отверстий
предусматривается всеми стержневыми инструментами — сверла-
ми, зенкерами, развертками. Для этой цели на калибрующих зубь-
ях выполнены круглошлифованные ленточки. Направление лен-
точками возможно и по кондукторным втулкам приспособления,
но только для черновых инструментов (сверл, зенкеров). Чистовые
инструменты, такие как развертки, должны в этом случае иметь
специальную направляющую часть, так как при направлении ка-
либрующей частью инструмент быстро потеряет размер в результа-
те трения по закаленной кондукторной втулке.

Специальные направляющие части должны иметь также ин-
струменты, направляемые по обрабатываемой поверхности. Приме-
рами могут служить зенкеры с передней цилиндрической направ-
ляющей для зенкования углублений под головки винтов, разверт-
ки, протяжки для отверстий, метчики для нарезания точных
резьб. При этом желательно, чтобы форма направляющих частей
повторяла форму обрабатываемых поверхностей детали.

1.5.3.	ВЫБОР МАТЕРИАЛА НАПРАВЛЯЮЩЕЙ ЧАСТИ

Основными требованиями к направляющей части являются:
а) высокая точность размеров (не должно быть большого за-
зора между направляющей частью инструмента и направляющей
поверхностью обрабатываемой детали или приспособления) и рас-
положения относительно рабочей части инструмента;

б) высокая износостойкость, так как она трется о деталь или
приспособление со скоростью резания.

Поэтому направляющие части делают из закаливаемых на
высокую твердость инструментальных углеродистых и легирован-
ных сталей, в том числе из быстрорежущих, обращая внимание на
технологичность конструкции инструмента в целом. Это значит,
что сменные направляющие части можно выполнять из любого
указанного материала. У цельных и составных быстрорежущих
инструментов направляющая часть является естественным про-
должением рабочей, и ее материалом — материал рабочей части, а
именно, быстрорежущая сталь. Если корпус инструмента выполнен
из конструкционной стали (зенкеры, развертки, оснащенные твер-
дым сплавом или ножами из быстрорежущей стали), то материа-
лом направляющей части может быть материал корпуса, но под-
вергнутый дополнительной обработке для повышения износостой-
кости (закалка после цементации, хромирование).

1.5.4.	ВЫБОР МЕСТА РАСПОЛОЖЕНИЯ
НАПРАВЛЯЮЩИХ ЧАСТЕЙ

И СПОСОБА ИХ СОЕДИНЕНИЯ С ИНСТРУМЕНТОМ

Инструменты могут иметь только переднюю направляющую
часть (расположена перед рабочей частью), только заднюю (распо-
ложена за рабочей частью) или переднюю и заднюю вместе незави-
симо от способа направления (по детали или приспособлению).
Две направляющих делают в случае опасности изменения на-
правления движения инструмента относительно детали при одной
направляющей: зенкерование и развертывание длинных отверстий
инструментами с короткой калибрующей частью; обработка отвер-
стий, когда технологическая система организована таким образом,
что под действием собственного веса детали или инструмента по-
следние могут изменить свое положение относительно друг дру-
га — протягивание внутренних поверхностей на горизонтально-
протяжных станках, зенкерование или развертывание нескольких
соосных отверстий, расположенных на большой длине, особенно
при горизонтальном шпинделе станка, и некоторые другие подоб-
ные работы. Во всех остальных случаях предусматривают одну
направляющую — переднюю (направление по обрабатываемой по-
верхности) или заднюю (направление по обработанной поверхности
или приспособлению).

Наиболее точное расположение направляющих частей воз-
можно, когда они выполнены как одно целое с рабочей частью или
соединены с ней неразъемно (сварка). Сменные направляющие час-
ти с механическим креплением к рабочей делают только в случаях,
когда цельная или составная конструкция нетехнологичны или
вовсе невыполнимы. Так, например, у зенкеров для обработки уг-
лублений под цилиндрические головки винтов (зенковка) передняя
направляющая часть не позволяет образовать и заточить зубья на
торце зенкера, поэтому ее делают сменной, соединяя с телом рабо-
чей части конический хвостовик или цилиндрический хвостовик с
дополнительной фиксацией винтом на конце направляющей.

1.5.5.	КОНСТРУКТИВНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ НАПРАВЛЯЮЩЕЙ
ЧАСТИ

Конструктивное оформление направляющей части вытекает
из предъявляемых к ней требований. Так, размеры в поперечном
сечении направляющей должны обеспечить минимальный зазор в
сочленении с направляющими элементами детали или приспособ-
ления.

Длину направляющих по детали назначают равной
1,5 размера поперечного сечения направляющей части, а по при-
способлению — дополнительно увеличивают на длину перемеще-
ния инструмента в работе. Например, задняя направляющая зен-
кера, направляемого по кондукторной втулке, равна полтора диа-
метра отверстия направляющей втулки плюс длина зенкерования.

Форма направляющей части должна копировать форму на-
правляющего элемента обрабатываемой детали или приспособле-
ния. Так у зенкеров, разверток и круглых протяжек она цилинд-
рическая. Передняя направляющая шлицевой протяжки цилинд-
рическая (соответствует форме обрабатываемого отверстия), а
задняя — шлицевая (повторяет форму сопряженного шлицевого

4 Зак 5132
вала). Для однопроходного нарезания точных внутренних резьб
передняя направляющая метчика цилиндрическая (по отвер-
стию), а задняя — резьбовая, причем лучшие результаты обеспе-
чиваются при направлении задней направляющей частью по кон-
дукторной втулке приспособления. Передняя направляющая
часть ограничивает радиальные колебания метчика, резьбовая
обеспечивает точный закон винтового движения метчика, нару-
шаемый осевыми силами. При многопроходном нарезании сквоз-
ной резьбы можно ограничиться только передней резьбовой на-
правляющей, а при нарезании глухой резьбы — только резьбовой
задней направляющей.

С целью повышения износостойкости направляющей части
там, где это возможно, делают масляные канавки и канавки для
подвода СОЖ к рабочей части, если другие способы подачи СОЖ
невыполнимы. Таким образом оформляют цилиндрические направ-
ляющие зенкеров и разверток.

1.6.	РАЗРАБОТКА ТЕХНИЧЕСКИХ ТРЕБОВАНИЙ

Содержание технических требований изложено в п. 1.2.
Здесь уместно остановиться лишь на общих подходах к конкрети-
зации этцх требований.

Чем больше твердость режущих элементов инструмента, тем
выше его износостойкость. Быстрорежущие стали могут быть зака-
лены на твердость 63...66 а некоторые марки — до 67 ЯВСЭ.
Однако для инструментов небольших диаметров (сверла, зенкеры,
развертки и другие инструменты с площадью поперечного сечения
до 200 мм2) и мелкопрофильных инструментов (резьбонарезные),
которые часто выходят из строя по поломкам, максимальную твер-
дость не назначают. С целью повышения прочности твердость та-
ких инструментов должна быть на 2...3 единицы ниже максималь-
но допустимой.

Твердость направляющих частей рекомендуется выполнять
такой же, как и рабочих, если это технологически выполнимо, а
присоединительных — не более 45 НЕСЭ,

Линейные и угловые размеры инструмента, которые не
влияют на точность обработки, являются свободными, и их откло-
нения назначают обычно по 14-му квалитету точности. Отклонения
размеров и погрешности расположения составных частей инстру-
мента, влияющие на точность обработанных поверхностей, приво-
дят к погрешностям обработки, и их приведенное суммарное зна-
чение не должно превышать одной трети от допуска на соответст-
вующий размер обработанной детали. Две трети допуска оставляют
на технологические и другие неучтенные ошибки, сопутствующие
обработке детали. Если при этом допуски на отдельные элементы
конструкции инструмента окажутся слишком жесткими и техно-
43
логически невыполнимыми, то их можно увеличить до суммарного
приведенного значения 50...70% от допуска на размер детали.

Неточности расположения рабочих поверхностей и режущих
кромок, определяемые углами, нормируются так же, как и другие
угловые размеры. Радиальное и торцовое биения режущих кромок
многолезвийных инструментов или разновысотность зубьев влияют
как на точность обработки, так и на стойкость инструмента. Что
касается нормирования по точности, то оно производится в связке
с другими погрешностями, как указывалось выше. Стойкость ин-
струмента повышается с уменьшением биений режущих кромок,
так как исключается перегрузка отдельных зубьев и их прежде-
временное затупление, которое в дальнейшем сказывается и на
точности обработки. С позиций стойкости не следует сильно огра-
ничивать биение кромок, так как может оказаться, что увеличение
затрат на повышение точности расположения кромок не будет
компенсировано экономией от повышения стойкости. Это значит,
что допускаемое биение режущих кромок должно быть экономиче-
ски выгодным. Пороговое значение экономически выгодных вели-
чин не постоянно. С совершенствованием методов заточки и довод-
ки инструмента пороговое значение смещается в сторону меньших
величин. Средние экономически выгодные значения приводятся в
соответствующих стандартах и их следует придерживаться. Уже-
сточение норм против стандарта возможно, но при строгом эконо-
мическом обосновании выгодности.

Шероховатость рабочих поверхностей (передних и задних) ска-
зывается на стойкости так же, как и биение режущих кромок: с
уменьшением шероховатости стойкость инструмента повышается.
Подходы к ее нормированию такие же, как и к биениям кромок: зна-
чения шероховатости должны быть экономически выгодными. Сред-
ний уровень значений приводится в соответствующих стандартах.

Шероховатость базовых и других поверхностей определяется
методами их обработки, т.е. точностью их размеров. Каждому ме-
тоду обработки свойственна вполне определенная точность обра-
ботки и шероховатость обработанных поверхностей. Тем не менее
на рабочих чертежах она обозначается, что особенно важно для
базовых поверхностей, т.к. от их шероховатости зависит контакт-
ная жесткость стыков и в конечном итоге — точность позициони-
рования инструмента.

Из известных методов упрочнения инструментов и повыше-
ния его режущей способности (нанесение износостойких и анти-
фрикционных покрытий, механические, химикотермические, галь-
ванические и физические методы упрочнения), выбирается наибо-
лее приемлемый для конкретного инструмента и записывается на
чертеже одним из пунктов технических требований. При этом не-
обходимо помнить, что методы, повышающие хрупкость (цианиро-
вание, хромирование) нецелесообразны для мелкоразмерных и
мелкопрофильных инструментов с малыми задними углами. Для
обработки вязких металлов, предпочтительнее методы, умень-
шающие трение (хромирование, сульфидирование, эпиламирова-
ние, обработка паром). Такие методы наряду с повышением стой-
кости способствуют уменьшению налипания обрабатываемого ме-
талла на трущиеся поверхности инструмента.

Если существует несколько технологических методов вопло-
щения требований чертежа инструмента, на нем обязательно ука-
зывается тот, который обеспечивает требуемое качество. Так на-
пример, малая шероховатость рабочих поверхностей инструмента
может быть достигнута полированием или доводкой. Рядом со зна-
ком шероховатости или отдельно в технических требованиях сле-
дует записать: «доводить», так как при полировании неизбежно
заваливание режущих кромок. Стружечные канавки доводить не-
целесообразно, их экономичнее полировать. Неразъемное соедине-
ние встык рабочей и присоединительной части инструмента воз-
можно электросваркой или сваркой трением. Если требуется высо-
кое качество соединения — предпочтительнее сварка трением, о
чем обязательно необходимо записать в технических требованиях.

Методы испытания в работе стандартных инструментов указа-
ны в соответствующих стандартах и в технические требования на
рабочих чертежах таких инструментов не записываются. В случаях,
когда такие требования для оригинальных инструментов отличаются
от стандартизованых, их целесообразно записать. В технических
требованиях записывается также «инструмент должен обеспечить
заданную точность обработки детали», если нет уверенности, что
точность обработки будет обеспечена даже в случае изготовления
инструмента в строгом соответствии с чертежом.

Маркировка инструмента должна содержать необходимый ми-
нимум сведений для поиска инструмента, организации его нормаль-
ной эксплуатации и заточки: условное обозначение по ГОСТ или
индекс, присвоенный чертежом; режущий материал; класс точности;
модуль, угол зацепления и число зубьев колес для зуборезных инст-
рументов; шаг винтовых стружечных канавок и значения углов за-
точки, если они оказывают влияние на точность поверхностей, обра-
батываемых инструментом; дату изготовления. Кроме этого марки-
руется товарный знак завода-изготовителя для возможности
предъявления претензий по качеству инструмента, если в этом воз-
никает необходимость. Лишние знаки маркировки не допускаются,
так как повышается себестоимость инструмента. Конкретные требо-
вания по маркировке указаны в соответствующих стандартах.

Указания по консервации и упаковке инструмента, закончен-
ного изготовлением, даются в зависимости от сроков и места хране-
ния, а также доставки его к месту хранения. Это технологические
вопросы, разрабатываемые технологом-инструментальщиком. Одна-
ко, если конструктор-инструментальщик считает некоторые вопросы
очень важными для поддержания качества инструмента, их следует
вносить в технические требования. Требования к консервации и
45
упаковке инструментов обычно содержатся в соответствующих стан-
дартах.

1.7.	ОРГАНИЗАЦИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ИНСТРУМЕНТА

Проектирование инструмента начинается с тщательного изуче-
ния выданного или разработанного самим конструктором техниче-
ского задания на проектирование. Изучаются условия работы инст-
румента, по которым выясняют принципиальные особенности его
конструкции. Рассмотрим, например, сверление сквозного отверстия
диаметром свыше 80 мм. Основная особенность работы обычным
спиральным сверлом — большая работа резания. Принципиальная
особенность альтернативной конструкпии — сверло для кольцевого
сверления, уменьшающее работу резания. Сверлению отверстий
в стали 15 сопутствует интенсивное налипание обрабатываемого ме-
талла на поверхностях трения инструмента, особенно на круглош-
лифованных ленточках. Необходимо уменьшить трение за счет со-
кращения ширины ленточек, их подточки, увеличения обратной
конусности. Подобные принципиальные особенности конструкции
выявляют перед началом конструирования. Затем последовательно
решаются задачи проектирования по всем рассмотренным выше
пунктам или по части из них в зависимости от заданного или при-
нятого направления проектирования. Основных направлений четы-
ре:

1)	проектирование стандартных инструментов (разработка ра-
бочих чертежей таких инструментов). Все параметры конструкции и
технические требования принимаются по ГОСТ;

2)	оптимизация стандартных инструментов. Производится с
целью повышения эффективности их работы главным образом за
счет совершенствования схем резания, методов охлаждения в работе,
способов крепления режущих элементов, оптимизации шага зубьев.
Элементы конструкции, принимаются по ГОСТ;

3)	доработка стандартных конструкций с оптимизацией от-
дельных элементов применительно к конкретным условиям работы в
массовом и крупносерийном производстве. Возможно изменение
стандартных габаритных размеров, геометрических параметров, схем
резания, шага зубьев и некоторых других элементов для улучшения
экономических показателей работы инструмента. Используются
стандартные режущие элементы и способы их крепления, стандарт-
ные ряды присоединительных частей и некоторые неоптимизируе-
мые технические требования;

4)	разработка оригинальных конструкций, в том числе специ-
альных фасонных. Здесь может быть полностью исключен аналого-
вый метод проектирования, если конструкция оптимизируется по
минимуму приведенных затрат на операции использования инстру-
мента. Однако подобные конструкции из-за непредвиденных просче-
тов могут оказаться неработоспособными и их необходимо длитель-
ное время дорабатывать. Поэтому и здесь полезно использовать не-
которые стандартные решения.

Использование стандартных аналогов при конструировании
ускоряет и облегчает сам процесс проектирования, гарантирует рабо-
тоспособность стандартных элементов, удешевляет конструкцию и
обеспечивает средний уровень качества.

Оптимизация конструкции инструмента заключается в выборе
и объединении оптимальных элементов конструкции с достижением
оптимальной связки по приведенным затратам на операции исполь-
зования инструмента. Для этого необходимо ознакомиться с уже
имеющимися решениями вначале по учебникам, затем по научным
публикациям и, наконец, — по авторским свидетельствам
и патентам. При этом необходимо помнить, что совокупность опти-
мальных элементов конструкции не всегда обеспечивает оптималь-
ный результат. Поэтому после присоединения последующего элемен-
та конструкции к предыдущим необходимо оценить оптимальность
связки и присоединить элемент такого свойства, с которым связка
окажется оптимальной по приведенным затратам.
2.	СТРУКТУРА И СОДЕРЖАНИЕ
КУРСОВОГО И ДИПЛОМНОГО
ПРОЕКТИРОВАНИЯ

2.1.	ТИПОВАЯ СТРУКТУРА И СОДЕРЖАНИЕ
ДИПЛОМНЫХ ПРОЕКТОВ

Цель проектирования режущих инструментов — закрепле-
ние теоретических знаний, полученных в ходе изучения специ-
альных дисциплин и позволяющих ему самостоятельно проек-
тировать инструментальные наладки, специальные и стандарт-
ные инструменты конкретного применения, обеспечивающие
заданные условия обработки. Задачи проектирования необходи-
мо решать в соответствии с приведенным выше (см. разд. 1)
алгоритмом проектирования, т.е. в определенной последова-
тельности. Структура и содержание расчетно-пояснительной
записки и графической части применительно к конкретной на-
правленности дипломного или курсового проектов приведена
ниже.

2.1.1.	РЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ
ИЛИ ГРУППА ИНСТРУМЕНТОВ

Пример задания: «Спроектировать ...».

Исходные данные к проекту: а) назначение инструмента, тип
инструмента, вид обработки (черновая или чистовая), подробные све-
дения об обрабатываемой детали или поверхности; б) класс точности
инструмента; в) оборудование для эксплуатации инструмента.

Содержание расчетно-пояснительной записки:

Введение.

1.	Патентно-информационный поиск конструкций инструмен-
тов-аналогов, обеспечивающих высокие производительность,
точность и экономичность обработки.

1.1.	Анализ выявленных конструкций и выбор кон-
структивных особенностей объекта проектирования.

1.2.	Результаты исследований влияния конструктивных
и геометрических параметров инструмента на период его
стойкости и точность обработки (по литературным ис-
точникам или результатам экспериментальных исследо-
ваний).

2.	Конструкторская часть.

2.1.	Технико-экономическое обоснование разрабатывае-
мых конструкций.

2.2.	Разработка рабочей части инструмента (выбор ма-
териалов рабочей и режущей части, их твердости и мик-
роструктуры, схемы резания, способа закрепления ре-
жущих элементов; формы режущих лезвий и углов за-
точки; расчет элементов профиля, исполнительных раз-
меров, в том числе с применением ЭВМ, назначение до-
пускаемых отклонений размеров, формы и расположения
элементов рабочей части и шероховатости поверхности)»

2.3.	Разработка присоединительной части инструмента
(выбор материала присоединительной части, способа ее
соединения с рабочей частью; расчеты на прочность, же-
сткость, способность передачи усилий резания; расчет
положения базовых поверхностей для пластин, ножей и
т.д.; назначение предельных отклонений размеров и ше-
роховатости поверхностей, твердости).

2.4.	Обеспечение параметров качества проектируемого
инструмента (способы контроля и их автоматизация, по-
вышение стойкости, точности, рекомендуемые режимы
резания и СОТО, способы крепления на станке, допусти-
мые износы, пути восстановления режущей способности
и другие вопросы, связанные с рациональной эксплуата-
цией инструмента).

2.5.	Разработка конструкций инструментов второго по-
рядка и устройств для контроля спроектированного ин-
струмента.

2.5.1.	Расчет и проектирование инструментов вто-
рого порядка (по согласованию с руководителем про-
екта).

2.5.2.	Разработка устройств для контроля режущего
инструмента (выбор и обоснование схем и методов
контроля; разработка принципиальных схем кон-
трольных приспособлений, разработка их конструк-
ции и методики измерений, оценка предельной по-
грешности измерения, разработка технических тре-
бований).

3.	Экономическая часть.

4.	Охрана труда и техника безопасности при работе спроек-
тированными инструментами.

5.	Экологическая часть.

Заключение.

Список использованных литературных источников.
Приложения (спецификации, распечатки и т.п.).
Графическая часть.

Чертежи:

1.	Сборочные и рабочие чертежи спроектированного
инструмента, включая корпус (при необходимости —
с представлением вариантов) — 2—3 л.

2.	Чертежи инструментов второго порядка
и вспомогательных инструментов — 1—2 л.
3.	Сборочные чертежи контрольных приспособле-
ний — 1—2 л.

Иллюстрации:

1,	Обзор вариантов конструкций инструментов (по
патентно-информационному поиску) — 1—2 л.

2,	Влияние конструктивных и геометрических па-
раметров инструмента на период его стойкости и
точность обработки — 1—2 л.

3.	Схемы резания проектируемым инструментом —
1 л.

4.	Схемы контрольных устройств — 1л.

5.	Алгоритмы и распечатки расчетов инструментов
на ЭВМ — 1л.

2.1.2. ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ
ОСНАСТКА

Пример задания: «Спроектировать инструментальную и тех-
нологическую оснастку для обработки детали ... на ... станке».

Исходные данные к проекту: а) чертежи обрабатываемой детали и
заготовки; б) программа выпуска деталей; в) режим работы предпри-
ятия; г) тип (модель) оборудования.

Содержание расчетно-пояснительной записки:
Введение.

1.	Технологическая часть.

1.1.	Анализ конструктивных особенностей, технологич-
ности детали, предложения по повышению технологич-
ности.

1.2.	Определение типа производства.

1.3.	Разработка маршрутной технологии (выбор спосо-
бов обработки, технологического оборудования и типа
технологической оснастки; разработка маршрутной тех-
нологии).

1.4.	Расчет припусков на обработку.

1.5.	Разработка операционной технологии на 3...4 опе-
рации (расчет режимов резания, в том числе на ЭВМ;
разработка управляющих программ для станков с ЧПУ,
схем обработки поверхностей на этих станках).

1.6.	Разработка инструментальных наладок.

2.	Патентно-информационный поиск конструкций инструмен-
тов и оснастки, обеспечивающих высокую производительность,
заданную точность и экономичность обработки (анализ выяв-
ленных конструкций и разработка предложений для использо-
вания в проекте).

3.	Конструкторская часть.
3.1.	Технико-экономическое обоснование разрабатывае-
мых конструкций инструментов и оснастки.

3.2.	Разработка режущих инструментов, желательно в
нескольких вариантах (технико-экономическое обоснова-
ние предлагаемых конструкций; разработка рабочей и
присоединительной части инструментов: выбор материа-
лов инструмента, их твердости и микроструктуры; схем
резания, способов присоединения режущих элементов;
расчеты на прочность, жесткость и т.д.; расчет положе-
ния базовых поверхностей для пластин и ножей, формы
режущего контура, исполнительных размеров, в том
числе на ЭВМ; назначение допускаемых отклонений раз-
меров. и формы, положение режущих кромок и поверх-
ностей; шероховатости поверхностей, твердости рабочей
и присоединительной частей).

3.3.	Разработка вспомогательных инструментов (оправок,
державок, удлинителей, патронов). Расчет вспомогательных
инструментов на передачу усилий резания, точность бази-
рования, жесткость. Выбор материалов вспомогательных
инструментов, их термообработка. Расчет исполнительных
размеров, разработка технических требований.

3.4.	Разработка конструкций зажимных приспособле-
ний для обработки детали — разработка конструкции и
технических требований.

З.б.	Разработка приспособлений для контроля режу-
щего инструмента и технических требований к ним.

3.6.	Разработка системы эксплуатации инструментов
(приспособлений для настройки инструментов на раз-
мер — сборочные чертежи, мероприятий по восстановле-
нию размеров и режущей способности инструментов, ох-
лаждения в работе, состава СОЖ и ее регенерации, нор-
мирования расхода и т.д.).

4.	Экономическая часть.

5.	Охрана труда при эксплуатации разработанной инстру-
ментальной оснастки, охрана окружающей среды.

6.	Экологическая часть.

Заключение.

Список использованной литературы.

Приложения. Маршрутная технология обработки детали и
операционные карты разработанных операций. Специфи-
кация сборных инструментов и приспособлений.

Графическая часть.

Чертежи:

1.	Операционная технология на 3...4 операции —
1—2 л.

2.	Инструментальные наладки — 1—2 л.
3.	Режущие инструменты — 1—2 л.

4.	Вспомогательные инструменты — 1—2 л.

5.	Приспособления для настройки инструментов на
размер — 1л.

6.	Специальные приспособления для контроля инст-
рументов (по согласованию с руководителем проек-
та) — 1л.

7.	Зажимные приспособления для обработки детали
(по согласованию с руководителем проекта) — 1-2 л.

Иллюстрации:

1.	Чертеж обрабатываемой детали и заготовки —
1 л.

2.	Результаты патентно-информационного поиска —
1—2 л.

3.	Распечатки расчетов на ЭВМ и управляющих
программ — 1л.

4.	Схемы построения эквидистант — 1л.

5.	Расчетные схемы, схемы настройки инструмента
на размер, схемы обработки поверхностей на станках
с ЧПУ — 1—2 л.

2.1.3.	ПРОТЯЖНАЯ НАЛАДКА

Пример задания: «Спроектировать протяжную наладку для
обработки детали ...».

Исходные данные к проекту: а) чертеж обрабатываемой дета-
ли; б) программа выпуска деталей.

Содержание расчетно-пояснительной записки:

Введение.

1.	Патентно-информационный поиск конструкций инст-
рументов-аналогов, обеспечивающих высокую точность
производительность и экономичность обработки.

1.1.	Анализ существующих конструкций и выбор
конструктивных особенностей объекта проектирова-
ния.

1.2.	Результаты исследований по влиянию конструк-
тивных и геометрических параметров инструмента на
период его стойкости и точность обработки.

2.	Конструкторская часть.

2.1.	Распределение припуска на обработку между от-
дельными протяжками наладки.

2.2.	Установление последовательности работы протя-
жек.

2.3.	Разработка схем резания и структурных схем на-
ладки (расположение протяжек на инструментальной
плите с использованием результатов патентного поиска).
2.4.	Технико-экономическое обоснование варианта,
принятого для дальнейшей разработки.

2.5.	Разработка конструкции или вариантов конструк-
ции инструмента.

2.5.1.	Разработка рабочей части (выбор схемы ре-
зания, материала, способа закрепления режущих
элементов, форм рабочих поверхностей режущих
лезвий и углов заточки, расчет элементов режима
резания, расчет элементов профиля контура, ис-
полнительных размеров, в том числе с применени-
ем ЭВМ, назначение допустимых отклонений раз-
меров элементов рабочей части и шероховатости
поверхностей).

2.5.2.	Разработка инструментальной плиты (выбор
материалов для компонентов инструментальной пли-
ты, способов и устройств крепления протяжек и кас-
сет, расположения и вида упоров, конструкции регу-
лировочных устройств).

2.6.	Разработка устройств для контроля режущего ин-
струмента и наладки (выбор и обоснование схем и мето-
дов контроля, разработка принципиальных схем кон-
трольных приспособлений, их конструкций и методики
измерений, расчет погрешности измерений).

2.7.	Разработка инструкции по эксплуатации налад-
ки.

3.	Экономическая часть.

4.	Охрана труда и техника безопасности.

5.	Экологическая часть.

Заключение.

Список использованной литературы.

Приложение. Спецификации сборных инструментов и при-
способлений.

Графическая часть.

Чертежи:

1.	Сборочные чертежи инструментальной налад-
ки — 2—3 л.

2.	Чертежи протяжек — 1—3 л.

3.	Чертежи инструментальной плиты, кассет —
1—2 л.

4.	Чертежи контрольных устройств — 1—2 л.
Иллюстрации:

1.	Схемы последовательности работы протяжек — 1л.

2.	Схемы резания проектируемыми инструмента-
ми — 1л.

3.	Обзор вариантов конструкций инструментов (по
патентно-информационному поиску) — 1—2 л.
4.	Влияние конструктивных и геометрических па-
раметров инструмента на период его стойкости, точ-
ность и шероховатость обработанной поверхности —
1—2 л.

5.	Алгоритмы и распечатки расчета инструментов
на ЭВМ — 1—2 л.

2.1.4.	ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ ОСНАСТКА АГРЕГАТНОГО
СТАНКА АВТОМАТИЧЕСКОЙ ЛИНИИ

Пример задания: «Разработать инструментальную оснастку аг-
регатного станка автоматической линии для обработки детали ...».

Исходные данные к проекту: а) чертеж детали;
б) производительность; в) коэффициент технического использова-
ния; г) режим работы линии.

Содержание расчетно-пояснительной записки:

Введение.

1.	Разработка технологического процесса обработки детали
на автоматической линии.

1.1.	Анализ технологичности детали.

1.2.	Базирование детали.

1.3.	Выбор методов обработки (в зависимости от требо-
ваний точности).

1.4.	Составление маршрутной технологии (выбор мето-
дов обработки и определение необходимого количества
переходов, установление последовательности выполнения
всех переходов; группирование переходов по станкам и
позициям).

1.5.	Расчет цикла обработки (с учетом коэффициента
технического использования линии).

1.6.	Расчет режимов резания, в том числе с применени-
ем ЭВМ.

1.7.	Корректирование технологии и режимов резания.

2.	Проектирование режущих инструментов (технико-
экономическое обоснование предлагаемых конструкций; раз-
работка рабочей и присоединительной частей; расчеты на
прочность и жесткость и т.д.) — более подробно см. п. 2.1.1.

3.	Разработка вспомогательных инструментов — оправок,
державок, удлинителей, патронов (расчет вспомогательных
инструментуй на передачу усилий резания, точность и жест-
кость; определение исполнительных размеров, технических
требований).

4.	Проектирование инструментальных наладок.

4.1.	Современные тенденции проектирования нала-
док.
1.2.	Расчет погрешности обработки (определение допус-
тимой величины несовпадения осей шпинделей и кон-
дукторных втулок, смещения оси отверстия и др.).

5.	Проектирование устройств для настройки инструментов
на размер.

5.1.	Патентно-информационный поиск устройств для
размерной настройки инструмента вне станка с учетом
точности и производительности настройки инструмента.

5.2.	Выбор устройств для конкретных условий.

5.3.	Проектирование приспособлений для настройки
инструментов на размер.

6.	Проектирование устройств для контроля целостности ре-
жущих инструментов.

6.1.	Патентно-информационный поиск приспособлений
для контроля целостности режущих инструментов с уче-
том точности и надежности конструкций.

6.2.	Выбор приспособлений для конкретных условий.

6.3.	Проектирование приспособления.

7.	Инструкция по эксплуатации режущих инструментов (до-
пустимые износы, информация об износе, нормы расхода и
т.д.).

8.	Экономическая часть проекта.

9.	Охрана труда и техника безопасности.

10.	Экологическая часть.

Заключение.

Список использованной литературы.

Приложение. Спецификации приспособлений.

Графическая часть.

Чертежи:

1.	Маршрутная технология обработки детали и опе-
рационная технология на 3...4 операции —
1—2 л.

2.	Инструментальные наладки — 2—3 л.

3.	Рабочие чертежи режущих и вспомогательных
инструментов 2—3 л.

4.	Приспособление для настройки инструмента на
размер вне станка — 1л.

5.	Устройства для контроля целостности инструмен-
та — 1л.

Иллюстрации:

1.	Рабочий чертеж детали — 1л.

2.	Распечатки расчетов на ЭВМ — 1л.

3.	Результаты патентно-информационного поис-
ка — 1л.
2.1.5.	САПР РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ

Пример задания: «Разработать элементы САПР ...».

Исходные данные к проекту: а) тип используемых техни-
ческих средств; б) используемые математические модели (в слу-
чае необходимости); в) области применения проектируемого ин-
струмента; г) точность и качество обработки деталей.

Содержание расчетно-пояснительной записки:

Введение.

1.	Обзор и анализ существующих конструкций проектируе-
мого инструмента. Обоснование необходимости разработки
САПР.

2.	Составление технического задания на разработку САПР
(назначение объекта разработки, требования к нему, стадии и
этапы разработки, порядок контроля программного продук-
та).

3.	Описание применяемых математических моделей, мето-
дов, ограничений и допущений.

4.	Разработка алгоритма расчета и описание функциониро-
вания программы.

5.	Описание метода организации входных и выходных дан-
ных. Обоснование этого метода.

6.	Выбор и описание технических и программных средств,
используемых в проекте.

7.	Результаты расчетов нескольких вариантов конструкций
инструмента и сравнение с результатами ручных расчетов.

8.	Расчет технико-экономических показателей разработки
САПР (области применения, сравнение с неавтоматизирован-
ным проектированием).

9.	Охрана труда в подразделении САПР и при эксплуатации
проектируемого инструмента.

Заключение.

Список использованной литературы.

Приложение. Распечатка с ЭВМ.

Графическая часть.

1.	Рабочие чертежи вариантов разрабатываемого инст-
румента 1—2 л.

2.	Структура разработанной САПР — 1л.

3.	Схема алгоритма — 1—2 л.

4.	Расчетные схемы — 1—2 л.

5.	Тестовые примеры (распечатки и чертежи) — 1—2 л.

6.	Результаты поискового проектирования и оптимиза-
ции конструкции инструмента — 1—2 л.

Примечание. Содержание расчетно-пояснительной записки и
графической части проекта уточняется руководителем проекта на основа-
нии варианта 2.1.1.
2.1.6.	НАУЧНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Пример задания: «Исследовать (элементы процессов в техно-
логической станочной системе) с разработкой конструкций экспе-
риментальных установок».

Исходные данные к проекту: а) обрабатываемые материалы;
б) исследуемые инструменты; в) программа выпуска условных де-
талей, серийность производства.

Содержание расчетно-пояснительной записки

Введение.

1.	Обзор и анализ исследований, выполняемых по теме ди-
пломного проекта. Постановка цели и задач будущих иссле-
дований.

2.	Методика исследований (обзор существующих методов ис-
следования, патентный поиск по конструкциям эксперимен-
тальных установок, выбор оборудования, материалов и т.д.).

8.	Результаты экспериментальных исследований (анализ по-
лученных данных, методика и результаты математической
обработки и т.д.).

4.	Математическое моделирование исследуемых процессов
(разработка и описание математических моделей, ограниче-
ний и допущений; методика проведения вычислительных
экспериментов, подготовка исходных данных, анализ резуль-
татов).

5.	Разработка экспериментальных установок (принципиаль-
ные схемы, расчеты, описание конструкции и работы на ус-
тановке и т.д.).

6.	Экономическая часть (экономический эффект от исполь-
зования результатов экспериментов или вычислительных ме-
тодов).

7.	Охрана труда при работе на экспериментальной установке
(или на вычислительном центре).

8.	Экологическая часть.

Заключение.

Список использованной литературы.

Приложение. Спецификация устройств.

Графическая часть:

1.	Обзор выполненных исследований — 1л.

2.	Методика экспериментальных исследований — 1л.

3.	Математическая обработка результатов исследова-
ний — 1л.

4.	Результаты экспериментальных исследований — 2—
5 л.

5.	Методика вычислительных экспериментов —
1—2 л.

6.	Результаты расчетов — 2—3 л.

7.	Конструкции экспериментальных установок —
1—3 л.
2.2.	СОДЕРЖАНИЕ КУРСОВОГО ПРОЕКТА

Курсовой проект включает в себя разделы, связанные с про-
ектированием и эксплуатацией инструментов. В конструкторскую
часть проекта обычно входит три разнотипных инструмента уни-
версального или специального назначения и инструментальная
наладка агрегатного, протяжного станков или станка с ЧПУ. При
их разработке следует придерживаться структуры, изложенной в
разд. 2.1.1, подробно рассматривая этапы 1, 2.1—2.3. Вопросы
эксплуатации разрабатываемых инструментов могут включаться
в соответствующие разделы или объединяться в отдельный раз-
дел. И в том, и в другом случае должны быть рассчитаны нормы
расхода проектируемых инструментов, сделан подбор технологиче-
ской среды, решены вопросы восстановления режущей способности
и др., подробно рассмотренные в последующих главах.

Объем расчетно-пояснительной записки — 40...50 страниц, объ-
ем графической части определяется заданием на проектирование.

2.3.	УКАЗАНИЯ ПО ОФОРМЛЕНИЮ ПРОЕКТА

Пояснительная записка к проекту включает: а) титульный
лист; б) задание на проектирование; в) аннотацию; г) содержание;
д) изложение разделов (глав) проекта, предусмотренных заданием
на проектирование; текстовую конструкторско-технологическую
документацию; е) список литературы; ж) приложения.

Титульный лист оформляется по форме, приведенной на
рис.2.1.

Задание на дипломное проектирование оформляется
руководителем проекта на бланке в соответствии с дейст-
вующими положениями и заверяется соответствующими
подписями.

В аннотации излагается краткое содержание текста, характе-
ризующее выполненные расчеты, конструктивные и технологиче-
ские разработки, проведенные студентом экспериментальные ис-
следования, технико-экономическое обоснование проекта и т.д.
Объем аннотации не более одной страницы.
БЕЛОРУССКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ ПОЛИТЕХНИЧЕЧСКАЯ
АКАДЕМИЯ

Кафедра «Металлорежущие станки и инструменты»

Дипломный проект
Пояснительная записка

Разработка комплекта однокромочных разверток
диаметром 10...60 мм и технологии ИХ ИЗГОТОВЛЕНИЯ в
УСЛОВИЯХ ИНСТРУМЕНТАЛЬНОГО ЦЕХА

Студент				/	/
Консультанты:		
по конструкторской-		
технологической части				/	/
по кибернетической части				/	/
по экономической части				/	/
по охране труда				/	/
по экологической части				/	/
Руководитель проекта				/	/
Нормоконтролер				!	/

Дипломный проект допущен к защите перед Государственной экзаме-
национной комиссией

Заведующий кафедрой	/	/

Объем проекта: графическая часть листов

пояснительная записка листов

приложения листов

Минск 2002

Рис.2.1 Форма титульного листа дипломного проекта
Форма 1

ДИШЮМНЬШ ПРОЕКТ

					(й 0219.02.025.00.000			
								
	Лист	Ыдокумента	Попись	Дата				
Раэработ					(1)  квияш	Литера	Лист	Листов
Консулы								
Рук. пр.		(П)	(12)	(В)				
Н.контр								
Зав. каф.								

Рис.2.2 Формы штампов пояснительной записки

Изложение разделов проекта выполняется на белой бумаге
11-го формата (210x297) мм. Текст пишется от руки или печатает-
ся четким шрифтом, без сокращений, черными, синими или фио-
летовыми чернилами или пастой на одной стороне листа. Расстоя-
ние между строчками 7... 10 мм. На листе должна быть рамка. При
этом слева от края листа оставляется поле 20 мм, а со всех осталь-
ных сторон — 5 мм.

Основные надписи на листах пояснительной записки распо-
лагают в правом нижнем углу (форма 1 и 2, рис.2.2). На первой
странице содержания помещается основная надпись по форме 1, на
последующих по форме 2. В основной надписи (форма 1) указы-
вают:

в графе 1 — наименование изделия;

в графе 2 — шифр основной надписи.

Пример основной надписи общего вида изделий:

0219.02.025.00.000,

где 0219 — номер приказа о темах дипломных проектов; 02 —
2002 год; 025 — номер темы по приказу; 00 — обозначение черте-
жа общего вида; 000 — обозначение чертежа деталировки.

При выполнении курсового проекта в графе 2 указывают ин-
дексы проектируемых инструментов по ОКП.

В графе 4 ставят литеру «У», присвоенную данному доку-
менту;
в графе 7 — порядковый номер листа;

в графе 8 — общее количество листов;

в графе 9— проставляется наименование ВУЗа (сокращенно) и
номер учебной группы разработчика, например: «БГПА гр. 103111».

В графах 10, 11, 12 указывается характер работы или долж-
ности лиц, подписывающих документ, в следующей последова-
тельности:

Разраб, (разработал);

Консульт. (консультант);

Руков, (руководитель проекта);

Н.контр, (нормоконтроль);

Зав.каф. (заведующий кафедрой).

В графе 13 указывается дата подписания документа.

Надпись «Дипломный проект» помещается в графе 30 основ-
ной надписи.

Текстовая часть записки должна начинаться с введения, в
котором указывается цель проекта и обосновывается актуальность
разрабатываемой темы. Содержание разделов записки приведено
выше. В зависимости от конкретной темы отдельные разделы до-
пускается исключать, а также вводить новые по указанию руково-
дителя.

Каждый раздел текста следует начинать с нового листа. Разде-
лы (главы) должны быть пронумерованы арабскими цифрами в пре-
делах всей записки. После номера раздела ставится точка.

Подразделы (параграфы) следует нумеровать арабскими
цифрами в пределах каждого раздела. Номер подраздела должен
состоять из номера раздела и номера подраздела, разделенных
точкой. В конце номера подраздела также ставят точку. Напри-
мер, «2.1» — первый параграф второй главы.

Заголовки разделов и подразделов должны выделяться по
сравнению с текстом. Для этого они пишутся более крупным раз-
мером шрифта. В конце заголовка точку не ставят. Не допускается
подчеркивать заголовок и переносить слова в заголовках. Расстоя-
ние между заголовками и текстом должно составлять около 15 мм,
расстояние между заголовком и последней строчкой предыдущего
текста — двум межстрочным интервалам.

Нумерация страниц пояснительной записки должна быть
сквозной. Первой страницей является титульный лист, второй —
задание на проектирование. Номер страницы проставляется араб-
скими цифрами. На титульном листе номер страницы не ставится.

Если в пояснительной записке содержатся рисунки и табли-
цы, которые располагаются на отдельных страницах, их необходи-
мо включать в общую нумерацию. Приложения и список литерату-
ры также необходимо включать в сквозную нумерацию страниц.

В содержании последовательно перечисляют заголовки разде-
лов, подразделов и приложений и указывают номера страниц, на
61
которых они начинаются- Содержание должно включать все заго-
ловки, имеющиеся в записке.

Количество иллюстраций, помещенных в пояснительной за-
писке, определяется ее содержанием и должно быть достаточным
для того, чтобы придать излагаемому тексту ясность и конкрет-
ность. Иллюстрации выполняются в соответствии с общими требо-
ваниями государственных стандартов системы ЕСКД на оформле-
ние чертежей различных изделий. Фотографии должны быть дос-
таточно контрастными.

Рисунки нумеруются последовательно в пределах раздела
арабскими цифрами. Номер рисунка должен состоять из номера
раздела и порядкового номера рисунка, разделенных точкой, на-
пример, «Рис.1.2» второй рисунок первого раздела. Иллюстрации
должны иметь наименование (подрисуночный текст), например:
«Рис. 1.2. Схема коррекционного расчета профиля фрезы».

Надпись располагается под рисунком. Точка в конце ее не
ставится.

В тексте записки должны быть ссылки на рисунки. При
ссылке следует указывать полный номер рисунка, например —
«(рис.1.2)».

Ссылки на ранее упомянутые иллюстрации дают с сокращен-
ным словом «смотри» — «(см. рис.1.2)».

Если в тексте есть ссылки на составные части изделия, то на
иллюстрации должны быть указаны номера позиций этих состав-
ных частей в пределах данной иллюстрации, которые располагают
в возрастающем порядке, за исключением повторяющихся пози-
ций. Если в тексте нет ссылки на номера позиций рисунка, то в
подрисуночной надписи приводят поясняющие данные, например:
1 — толкатель; 2 — пружина; 3 — конечный выключатель.

Расчеты, выполняемые в дипломном проекте, должны быть
изложены в следующей последовательности:

а)	задача расчета с указанием тех величин, которые требуется
определить;

б)	данные для расчета;

в)	условия расчета (ограничения или упрощения);

г)	эскиз или схему рассчитываемого изделия;

д)	расчет;

е)	заключение.

Эскиз или схема вычеркивается в произвольном масштабе,
обеспечивающем четкое представление о рассчитываемом изделии.

Формулы, на которые имеются ссылки в тексте, должны
нумероваться в пределах раздела арабскими цифрами. Номер
формулы должен состоять из номера раздела и порядкового но-
мера формулы, разделенных точкой, например: «(1.2)» — вто-
рая формула первого раздела. Номер формулы следует помещать
в скобки и располагать с правой стороны на уровне нижней
строки формулы. При ссылке в тексте на формулу необходимо
указывать ее полный номер в скобках, например: «в формуле
(1.2)...».

В качестве символов в формулах следует использовать бук-
венные обозначения, установленные соответствующими государст-
венными стандартами. Обозначения символов и численных коэф-
фициентов, входящих в формулу, должны быть приведены непо-
средственно под ней. Обозначение каждого символа дают с новой
строки в той последовательности, в какой они приведены в форму-
ле. Первая строчка должна начинаться со слова «где» без двоето-
чия после него, например:

и = щ/П2 = 2)2/2)1(1 - &),	(1*2)

где щ и П2 — частоты вращения ведущего и ведомого роликов,
об/мин;

2)1 и 2)2 — диаметры роликов, мм;

к » 0,01...0,05 — коэффициент скольжения.

Все заимствованные формулы снабжаются ссылкой на лите-
ратурный источник.

Чтение текста облегчается, если цифровой материал, поме-
щаемый в пояснительной записке, оформляется в виде таблиц
(табл. 2.1). Таблицы должны иметь заголовок. Заголовок помеща-
ют под словом «Таблица» над соответствующей таблицей. Таблицы
должны нумероваться в пределах раздела арабскими цифрами. Над
правым верхним углом таблицы помещают надпись «Таблица» с
указанием номера раздела и порядкового номера таблицы, напри-
мер — «Таблица 2.1». При ссылке на таблицу указывают ее пол-
ный номер и слово «таблица» пишут в сокращенном виде, напри-
мер: «(табл. 2.1)». Для облегчения ссылок в тексте на данные оп-
ределенной графы допускается нумерация граф таблицы (см.
табл. 2.1). Таблица может располагаться на нескольких страницах.
В этом случае над последующими частями таблицы пишется:
«Продолжение табл. ...».

Если цифровые данные в графах таблицы выражены в раз-
личных единицах физических величин, то их указывают в заго-
ловке каждой графы. Если же все величины имеют одну размер-
ность, то сокращенное обозначение величины помещают над таб-
лицей.

В текстовой части и при выполнении расчетов следует поль-
зоваться системой единиц физических величин, рекомендованных
системой СИ ти стандартом ГОСТ 8.417-81. Наиболее широко упот-
ребляемые величины приведены в табл. 2.2.
63

Таблица 2,1

Результаты измерения диаметра втулок, мм

№ выборки	Деталь 1	Деталь 2	Деталь 3	Деталь 4	Среднее	Дисперсия
Выборка 1	20,05	20,08	20,10	20,10	20,08	0,0004
Выборка 2	20,10	20,15	20,05	20,10	20,10	0,0012

Таблица 2,2
Единицы физических величин

Наименование величины	Наименование единицы	Обозначение единицы
Длина	метр	м
Масса	килограмм	кг
Время	секунда	с
Термодинамическая температура	кельвин	К
Площадь	квадратный метр	м2
Объем	кубический метр		м3
Скорость	метр в секунду	м/с
Ускорение	метр на секунду в квадрате	м/с2
Плотность	килограмм  на кубический метр	кг/м3
Плоский угол	радиан	рад
Угловая скорость	радиан в секунду	рад/с
Частота	герц	Гц
Сила, вес	ньютон	н
Давление, механическое напряжение, модуль упругости	паскаль	Па
Энергия, работа, количество теплоты	джоуль	Дж
Мощность	ватт	Вт
Сила электрического тока	ампер	А
Электрическое напряжение	вольт	В
Электрическое сопротивление	ом	Ом
Момент силы	ньютон метр	Нм
Динамическая вязкость	паскаль секунда	Пас
Теплоемкость	джоуль на кельвин	Дж/к
Удельная теплоемкость	джоуль на килограмм кельвин	Дж/(кг-К)
Теплопроводность	ватт на метр кельвин	Вт/(м-К)
Поверхностная плотность потока энергии	ватт на квадратный метр	Вт/м2
Наряду с перечисленными допускаются к применению такие
единицы, как тонна, час, минута, (время), градус, минута, секунда
(плоский угол), литр, (объем), оборот в секунду, оборот в минуту,
температура (Цельсия), карат, а также относительные и логариф-
мические единицы. Если в справочной литературе использованы ста-
рые единицы физических величин, при выполнении расчетов следует
осуществлять их перевод в соответствии с табл. 2.3.

Таблица 2.3
Соотношения между единицами физических величин

Наименование величины	Наименование единицы	Соотношение с единицей СИ
Длина	ангстрем	Ю-10 м
Частота вращения	оборот в минуту	0,0167 с'1
Сила	килограмм-сила	ЮН
Давление	килограмм-сила на квадратный сантиметр	105 Па - 0,1 МПа
	бар	105 Па
Напряжение механи- ческое	килограмм-сила на квадратный миллиметр	107 Па = 10 МПа
Мощность	лошадиная сила	735 Вт
Динамическая вязкость	пуаз	ЮД Пас
Кинематическая вязкоть	стокс	Ю-4 м2/с
Количество теплоты	калория	4,18 Дж

Таблица 2.4

Множители и приставки единиц физических величин

Множитель	10е	ю3	ю2	ю1	ю-1	10’2	ю-8	10“в
Приставка	мега	кило	гекто	дека	деци	санти	милли	микро
Обозначение	М	к	г	да	Д	с	м	мк

Десятичные, кратные и дольные единицы образовывают с
помощью множителей и приставок; наиболее часто используемые
приведены в табл. 2.4.

Приставку или ее обозначение следует писать слитно с на-
именованием единицы, к которой она присоединяется, или, соот-
ветственно, с ее обозначением. Например, деканьютон (даН), сан-
тиметр (см), микросекунда (мкс) и т.д.

В тексте обозначения единиц необходимо применять после
числовых значений величин и помещать в строку с ними, без пе-
реноса на следующую строку. В обозначениях единиц точка как
знак сокращения не ставится. Между последней цифрой числа и
обозначением единицы следует оставлять пробел. Исключение со-
65
ставляют обозначения в виде знака, поднятого над строкой, перед
которым пробела не оставляют (5 °С).

Допускается применять обозначения единиц в заголовках
граф и в наименованиях строк таблиц, а также в пояснениях обо-
значений величин к формулам, например: «— скорость в км/ч».
Помещение обозначений единиц в одной строке с формулами, вы-
ражающими зависимости между величинами, не допускается.

Буквенные обозначения единиц, входящих в произведение,
следует отделять точками на средней линии, как знаками умноже-
ния, например, Н м; Па с. В буквенных обозначениях соотношений
единиц в качестве знака деления должна применяться только одна
косая или горизонтальная черта. При применении косой черты
обозначения единиц в числителе и знаменателе следует помещать
в строку, произведение обозначений величин в знаменателе следует
заключать в скобки, например, м/с; Вт/(м-К).

В список литературы включают все использованные литера-
турные источники. Их следует располагать в порядке появления
ссылок в тексте пояснительной записки или алфавитном порядке и
указывать полные библиографические сведения. Например:

1.	Макаров А.Д. Оптимизация процессов резания. — М.:
Машиностроение, 1976. — 278 с.

2.	Трение, изнашивание и смазка: Справочник /Под ред.
И.В. Крагельского, В.В. Алисина. —	М.: Машиностроение,

1978. — Кн.1. 1978. — 400 с.

3.	Резцы из эльбора — Р. Конструкции и рациональные ус-
ловия эксплуатации /Под ред. К.Ф. Романова. — М.: ВНИИ,
1972. — 70 с.

4.	Грановский Г.И. Износостойкость твердых сплавов и зака-
ленных инструментальных сталей. — В сб.: Трение и износ при
резании металлов /Под ред. В.И. Дикушина. — М.: Машгиз,
1955. — С. 14-32.

5.	Свиринский Р.М. Чистовое растачивание чугуна резцами
из эльбора — Р. //Станки и инструмент. — 1976. — 3. —
С. 28—29.

6.	ГОСТ 9450-76. Измерение микротвердости вдавливанием
алмазных наконечников. — Переизд., июнь 1977.

7.	А.с. 921688 СССР. Устройство для автоматического управ-
ления процессом обработки /И.П. Филонов, Е.Э. Фельдштейн. —
Опубл, в Б.И., 1982, 15.

При расположении в алфавитном порядке иностранные ис-
точники указываются после отечественных.

При наличии трех или более авторов допускается указывать
фамилию и инициалы только первого из них и слова «и др.». При
ссылке в тексте на литературный источник следует приводить его
порядковый номер по списку литературы, заключенный в квадрат-
ные скобки, например «[6]».

Ведомости спецификаций заполняются согласно приложени-
ям к ГОСТ 2.106-68, технологическая документация — согласно
системе ЕСТД.

Рабочие или сборочные чертежи желательно выполнять в
масштабе 1:1. При этом упрощенно показываются крепежные эле-
менты, подшипники и т.д. У многозубых инструментов вычерчива-
ется 2—3 зуба. Винтовые режущие кромки показываются в виде
наклонных прямых линий. Углы заточки показываются на выры-
вах соответствующих сечений. Мелкие участки режущих кромок,
стружечных и стружкоразделительных канавок следует изобра-
жать в увеличенном масштабе.

Количество* изображений (видов, размеров, сечений) должно
быть минимальным, но обеспечивающим наиболее полное пред-
ставление об инструменте.

Размеры, не подлежащие выполнению по данному чертежу,
но указанные на нем, называют справочными (это размеры, опре-
деляющие положение инструмента в резцедержателе, на сборочном
чертеже, габаритные размеры); их допускается наносить как с пре-
дельными отклонениями, так и без них. Справочные размеры от-
мечают знаком «*», а в технических требованиях записывают:
«* Размеры для справок».

Не допускается повторять размеры одного и того же элемента
на разных изображениях.

Размеры на чертежах не допускается наносить в виде замк-
нутой цепи, за исключением случаев, когда один из размеров ука
зан как справочный.

На рабочих чертежах должны быть указаны необходимые
технические требования, покрытия, шероховатость поверхности,
маркировка и т.д. На сборочных чертежах следует указывать габа-
риты, межосевые расстояния, проставлять размерные цепи, огова-

185

7	10	23	<15^		120				
									
					(30)	со				
					ю гЧ				
								1 (	
									
					(1)		Литера	Масса	Масштаб
Иш	Лист	Ыдокумеята	Попись	Дэта	ю  ю’		У		
Разработ									
Коясульт									
Консулы.							Лист | Листов		
Рук. пр		00	(12)	(13)	ко 1-4		(8) ЙВгр.1ЙИ1		
Н.К|»ггр									
Зав хаф.									

Рис.2.3. Форма штампа на графической части
ривать условия сборки и т.д. Каждый лист чертежа должен иметь
штамп согласно рис.2.3.

Предельные отклонения линейных и угловых размеров отно-
сительно низкой точности допускается не указывать непосредст-
венно после номинальных размеров, а оговаривать общей записью
в технических требованиях при условии, что эта запись однозначно
определяет значения и знаки предельных отношений. Например:
«неуказанные предельные отклонения размеров Н14, Ы4,
±1Т14/2».

На чертежах инструментов указывают вид термообработки,
например: твердость НИСъ 62...64. Также помещают указания о
маркировке (в тех случаях, когда необходимо предусмотреть на
изделии определенное место клеймения). Указания начинают сло-
вом «маркировать» или «клеймить». Место под маркировку нужно
выбирать так, чтобы она сохранилась и после переточки. Для
сварного инструмента обязательно указывать место и характер
сварки (см. ГОСТ 2.312-72*).

Пункты технических требований должны иметь сквозную
нумерацию. Каждый пункт записывают с новой строки. Заголовок
«Технологические требования» не пишут.

Обозначение материала (на чертежах изделий) должно со-
держать наименование материала, марку (если она для данного
материала установлена), номер стандарта, например: «сталь 45
ГОСТ 1050-88» или «Ст.З ГОСТ 370-93».
3.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЦОВ

3.1.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЦОВ ОБЩЕГО
НАЗНАЧЕНИЯ

Резец — однолезвийный инструмент для обработки с посту-
пательным или вращательным главным движением резания и воз-
можностью движения подачи в любом направлении. Резец состоит
из рабочей части, с помощью которой осуществляется резание и
размеры которой определяют ресурс работы резца, и корпуса,
имеющего вид стержня или диска.

Корпус несет на себе рабочую часть, а сам крепится в техно-
логическом оборудовании или приспособлении. Кроме этих частей
резец может иметь стружколомы, крепежные детали, опорные
подкладки и пластины, регулировочные и установочные элементы.

Проектирование резцов производится в следующей последо-
вательности.

1.	Выбор инструментальных материалов. Материал режу-
щей части резца выбирается в соответствии с общеизвестными ре-
комендациями исходя из свойств обрабатываемого материала и
требований к обработанной поверхности. Корпуса и вспомогатель-
ные элементы изготавливают из сталей 45, 50, 40Х, 45Х, У8, У10,
подвергая их, при необходимости, улучшению или закалке.

2.	Выбор и обоснование конструктивного исполнения резца.
В данном случае решается вопрос о способе крепления рабочей
части к корпусу — цельные резцы, сварные, паяные, клееные, с
механическим креплением пластин, с креплением пластин силами
резания. В последних случаях выбирается способ крепления и его
конструктивное оформление (более подробно см. [12, 30, 34]).

3.	Проектирование корпуса резца. Форма поперечного сечения
корпуса зависит от назначения резца. Прямоугольную форму с отно-
шением высоты к ширине Н/В =* 1,6 имеют чистовые и получистовые
резцы, с отношением Н/В = 1,25 — черновые резцы. Квадратная
форма — у автоматных и расточных резцов, резцов с МНП; круг-
лая — у расточных и резьбовых резцов, трапецеидальное — у резцо-
вых вставок для автоматических линий и агрегатных станков. Разме-
ры поперечного сечения корпуса зависят от характера нагрузок
и назначения резца. Критическое поперечное сечение задается в зоне
крепления резца в резцедержателе станка. Ориентировочные значения
поперечного сечения при обработке сталей средней твердости приведе-
ны в табл. 3.1.
Таблица 3.1

Размеры поперечного сечения резцов (угол в плане 45°)

Форма сечения	Площадь поперечного сечения срезаемого слоя, мм2									
	0,5	0,75	1,0	1,5	2,5	4,0	6,0	9,0	16,0	25,0
Прямо- угольная (высота Н х ширина В)	—	—	—	16x12	20x16	25x20	32x25	40x32	50x40	63x50
Квадратная	6	8	10	12	16	20	25	32	—	—

При точении с большими припусками необходимо рассчитать
корпус на прочность. Рассматривая резец, как защемленную балку
с вылетом /, нагруженную главной силой резания Рг, легко полу-
чить для корпусов прямых резцов прямоугольного сечения

ВН2 - -	; для Н = 1,6В имеем В 2	,

аи	V °и

квадратного

6^Г

круглого

V °и
где аи — допускаемое напряжение на изгиб материала державки
(табл. 3.2).

Таблица 3.2

Допускаемые напряжения для инструментальных сталей, МПа

Группа сталей	Состояние материала	Растяжение	Изгиб	Кручение	Срез
Быстрорежущие	незакаленное	300	360	260	280
	закаленное	400	480	350	380
Углеродистые	незакаленное	200	240	170	200
	закаленное	300	360	260	280

Проверочный расчет корпуса на жесткость выполняется для ин-
струментов с малыми сечениями и большим вылетом (отрезных, рас-
точных). Стрела прогиба не должна превышать 0,1 мм при черновой и
0,02 мм при чистовой обработке и находится, как

Р /3
/ -
ЗЕ1 9
где Е — 200...220 ГПа — модуль упругости материала корпуса; I —
момент инерции державки, равный ВН3/12 для прямоугольного
сечения, В4/12 для квадратного и 0,05с/4 для круглого.

В случае необходимости, расчеты корпуса на прочность и же-
сткость выполняются также для минимального поперечного сече-
ния, которое находится на уровне гнезда под пластину.

При работе отогнутых резцов условная точка приложения
силы резания значительно смещена относительно оси симметрии
корпуса, и расчет на прочность необходимо вести для случая одно-
временного действия сил Рг, Ру и Рх- В этом случае для провероч-
ных расчетов можно воспользоваться формулами Г.Н. Титова: для
прямоугольного сечения

Р^225д2-147д + 96
.ОГ1 — -----------------,

Ив

для квадратного сечения

„2	Р,7144721065«<;8

' № :

где = 1/Н — относительный вылет; [а]в — допускаемое напряжение
на растяжение материала корпуса (см. табл. 3.2).

4.	Выбор формы пластин. Форма режущей части резцов с
напайными или клееными пластинами зависит от назначения рез-
ца, от формы и размеров пластин, которые в подавляющем боль-
шинстве случаев стандартизованы. Размеры и назначение пластин
из быстрорежущих сталей оговорены в ГОСТ 2379-77*, а из твер-
дого сплава — в ГОСТ 25393-82. При этом пластины из быстроре-
жущих сталей имеют упрощенную форму, а твердосплавные близ-
ки к форме заточенной режущей части, в ходе их изготовления
сформированы углы резания. Пластины характеризуются длиной I,
шириной Ъ и толщиной 8. Длина определяет длину режущей
кромки и зависит от глубины резания и главного угла в плане:

I - (1,5...2)г/зи1ф.

Ширина Ъ определяет количество переточек по задней по-
верхности и площадь опоры пластины. На ее увеличение наклады-
вают ограничения габариты корпуса и возможное увеличение оста-
точных напряжений при пайке или склеивании. Толщина 8 влияет
на прочность пластины и количество переточек по передней по-
верхности. Обычно она выбирается в зависимости от высоты кор-
пуса: 8 ~ (0,18...0,25)Я. Ширина пластины Ъ — (1,2...2,8)8. Следует
иметь в виду, что наиболее целесообразное расположение пласти-
ны — вдоль задней поверхности или под некоторым острым углом
к ней. В этом случае увеличиваются предельно допустимые подачи,
количество переточек, снижается вероятность поломки пластины.
Форма неперетачиваемых пластин выбирается в зависимости
от формы обрабатываемой поверхности [30, 34], их длина и тол-
щина — из соответствующих стандартов. Следует помнить, что
длина пластины обычно больше или равна удвоенной эффективной
длине режущей кромки /эф = //зтф. В соответствии с режущими
выбирают также опорные пластины и стружколомы.

5.	Назначение геометрических параметров резца. Главный
угол резца в плане выбирается в зависимости от условий обработки и
формы обрабатываемой поверхности детали [30, 34]. Вспомогательный
угол в плане напайных резцов зависит от условий обработки [30], у
неперетачиваемых ф1 « 180° - ф - е, где е — угол при вершине пла-
стины, определяемый ее формой (ГОСТ 19042-80). Передний и задний
углы определяются свойствами обрабатываемого материала и конст-
руктивным исполнением резца [30, 40].

6.	Определение положения гнезда под пластину. Для закре-
пления пластин в корпусе выполняют гнезда (рис.3.1). Их форма
соответствует форме пластины, а размеры — зависят от ее разме-
ров. Для напайных пластин, врезаемых на полную глубину, рав-
ную толщине пластины

11 = I ~ 51® (<*к1 + 2);

Ь1 = д-518[(ак + г) + (2...4)],

Рис.3.1. Формы гнезд под напа иные пластины:
а — открытая; б — полузакрытая; в — закрытая; г — врезная
где 11 — длина гнезда; Ь1 — ширина гнезда в направлении угла врезки
пластины в корпус ув; обычно ув = У + 2...5°; аК1 — задний угол корпу-
са в направлении угла ув; ак — задний угол корпуса в направлении 1г,
обычно ак = а + 2...3°.

Глубина гнезда под пластину 8 при 8 = 4 мм и 0,55 при
4... 7 мм. Для снижения напряжений при пайке высота контакта пла-
стины со стенкой гнезда не должна превышать (0,25...0,3)5, что дос-
тигается образованием уступа по задней стенке. При механическом
креплении пластины глубина гнезда равна сумме толщин опорной и
режущей пластин, размеры гнезда должны обеспечить выступание
режущих пластин из корпуса не более, чем на 0,8 мм у пластин с
длиной кромки менее 12,7 мм и не более, чем 1 мм у пластин с дли-
ной кромки свыше 12,7 мм.

Расчет параметров гнезда для установки многогранной пласти-
ны производится в следующей последовательности:

1)	в соответствии с заданными условиями обработки опреде-
ляют число граней пластины по формуле

п - 360°/(ф + Ф1)>

где ф, ф1 — углы в плане. При дробном п его округляют до целого
числа, изменяя угол фх;

2)	определяют положение плоскости (рис.3.2), располо-
женной под углом © относительно главной режущей кромки, в ко-
торой необходимо повернуть пластину на угол ц для обеспечения
главного а и вспомогательного аг задних углов:

= (*8 ос 8ш ах + а сое е),

18 М = 1® ос /зги 0,
где г = 180°(и - 2)/п — угол при вершине пластины.

Если пластина имеет задние углы, то в величины 0 и ц вно-
сят соответствующие корректировки, считая а = ссн ~ ап, где ан —
номинальный задний угол, ап — задний угол пластины.

Этих данных достаточно для изготовления гнезда под пла-
стину у резцов, однако вместо угла 0 удобнее пользоваться углом ф
между осью державки и плоскостью Ы-Й:

ф = ф + 0 - 90°.

Для фрезерования паза державку разворачивают в горизон-
тальной плоскости на угол ф, а в вертикальной — на угол ц. При
этом опорная поверхность гнезда оказывается параллельной по-
верхности стола фрезерного станка, и корпус резца можно повора-
чивать вокруг вертикальной оси на любой угол для фрезерования
боковых поверхностей гнезда;

3)	в том случае, если резец или вставка устанавливаются в
борштанге и работают, как расточной инструмент, необходимо оп-
ределить параметры их установки относительно оси шпинделя. Для
этого надо знать значения поперечного уп и продольного упр передних
углов резца» Если расстояние АК\ (рис.3.2) принять равным едини-
це, то КК = ц, КС = 1/соз \|/, МК = 1/8И1 у. Тогда

^Уп =	СО8 V,

Упр =	8ПИ|Л

Угол наклона пластины о) определяют, как

1^(0 = 1§УпрСО8Уп-

Величина смещения гнезда относительно оси расточной оп-
равки (рис.3.3) при установке пластины непосредственно в корпусе
борштанги равна

Е = Язту - 5/соз ш-Х

где Н — расстояние от оси борштанги до вершины лезвия; 8 —
толщина пластины.

Если пластины устанавливаются во вставке, то величина
смещения гнезда относительно опорной поверхности паза равна

Е1 = Л81Пуп ~ 3/008(0 ~ (X -

Рис.3.2. Схема к расчету положения гнезда под пластину
в державке резца

6 Зак. 5132
Рис.3.3. Схема к расчету	Рис.3.4. Схема к расчету

положения гнезда под пластину	координат центра отверстия

в расточной оправке	под штифт

где Ь — расстояние от вершины лезвия до крайней точки гнезда
под пластину; Ьг — расстояние от торца вставки до этой точки;

4) определяют координаты центра отверстия под штифт для
установки пластины (рис.3.4):

I = (В - д)соз(е/2); 1\ = (В - д)зш(е/2),
где И— радиус описанной окружности пластины, Д =	—

для трехгранных пластин; К = т + <2/2 — для других форм пла-
стин; т, (I — размеры пластины, указанные в соответствующем
ГОСТе; Ъ — вылет пластины из гнезда; г — угол при вершине резца.

7. Назначение технических условий на резец. Производится
с учетом соответствующих стандартов.

3.2.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФАСОННЫХ РЕЗЦОВ

3.2.1.	НАЗНАЧЕНИЕ И КЛАССИФИКАЦИЯ
ФАСОННЫХ РЕЗЦОВ

Фасонные резцы применяются для обработки поверхностей
сложного профиля на станках токарной группы и реже на строгаль-
ных или долбежных станках в условиях серийного и массового произ-
водства. Как правило, они являются специальными инструментами,
предназначенными для обработки одной детали. Фасонные резцы
обеспечивают строгую идентичность обработанных деталей, большое
количество переточек, высокие общую и размерную стойкость, совме-
щение предварительной и окончательной обработки, простоту уста-
новки и наладки на станке, что делает их незаменимыми в автомати-
зированном производстве, особенно на токарных автоматах Фасон-
ные резцы классифицируют по нескольким признакам:
Рис.3.5. Типы фасонных резцов

1)	по типу станка — токарные, автоматные, строгальные,
долбежные;

2)	по форме тела резца — круглые или дисковые (рис.3.5, а),

Рис.3.6. Призматические фасонные резцы: а — с обычной заточкой
(X = 0); б — с боковой заточкой (X * 0)


Рис. 3.8. Тангенциальный фасонный резец
призматические (рис.3.5, б), стержневые (рис.3.5, в). Реже применя-
ются винтовые (рис.3.5, г) резцы;

3)	по положению передней плоскости резца (рис.3.6) — с обыч-
ной заточкой (X - 0), когда базовая точка 1 установлена на высоте оси
детали и с боковой заточкой (X * 0), когда на высоте оси детали уста-
новлен участок лезвия 1—2;

4)	по положению базовой поверхности резца (оси посадочного
отверстия у круглых или опорной плоскости у призматических) отно-
сительно оси детали — резцы обычной установки и резцы особой ус-
тановки. Последние, в свою очередь, могут быть с базой, развернутой
в горизонтальной плоскости на угол \|/ (рис.3.7, а), и с боковым на-
клоном корпуса (обычно призматические резцы рис.3.7, б);

5)	по виду обрабатываемой поверхности — наружные, внут-
ренние, торцовые. Последние представляют собой наружные с ба-
зой, развернутой на угол \|/ = 90°;

6)	по направлению подачи — с радиальной, осевой и танген-
циальной подачей (соответственно радиальные, торцовые и танген-
циальные резцы). На рис.3.5—3.7 показаны радиальные, на
рис.3.8 — тангенциальные резцы;

7)	по конструкции, способу соединения режущей части и
корпуса, материалу режущей части: насадные и хвостовые (круг-
лые); цельные, сварные, паяные; быстрорежущие и твердосплавные.

3.2.2.	ЭТАПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ФАСОННЫХ РЕЗЦОВ

Проектирование фасонных резцов состоит из следующих ос-
новных этапов:

1)	подготовка чертежа детали к расчету фасонного резца;

2)	выбор типа резца;

3)	определение углов режущей части и углов установки
резца;

4)	определение габаритных и присоединительных размеров
резца;

5)	расчет размеров профиля резца (коррекционный расчет
резца);

6)	расчет допусков на размеры профиля, углы заточки и ус-
тановки резца;

7)	оформление рабочего чертежа резца;

8)	проектирование шаблона для контроля профиля резца
при его изготовлении и контршаблона для проверки шаблона;

9)	проектирование державки для крепления резца на
станке.

Подготовка чертежа детали к расчету фасонного резца. Для
расчета размеров профиля резца необходимо задать расчетные или
теоретические размеры детали. Для того, чтобы при обработке де-
тали каждый размер можно было легче получить внутри своего
поля допуска, за теоретические размеры детали принимаются ее
-0,032

средние размеры. Например, задан вал диаметром 5О"0,100 . Тогда
средний в поле допуска размер диаметра вала будет 49,934, а рас-
четное значение радиуса 24,967. Если размер стоит на чертеже без
допуска, то он принимается по 10... 11 квалитетам точности; знак
отклонений в этом случае «+» для охватывающих размеров, «-»
для охватываемых, «+» для прочих размеров. Как правило, про-
дольные размеры профиля и радиусы дуговых участков принима-
ются с отклонениями «±», поэтому за расчетные размеры могут
быть приняты их номиналы.

Наибольшую трудность представляет определение радиусов
промежуточных точек дуговых участков. В этом случае по задан-
ным теоретическим размерам 2)1, 2)2, Ь, В, и длинам 12, 1з,	1в,

(рис.3.9) находят’радиусы точек 2...6, т.е. Г2, гз, Гб. В некото-
рых случаях необходимо бывает определить также наименьших!
радиус Гтш точки М. Для решения этих вопросов вначале нужно
найти координаты центра окружности 10 и го, что производится по
тригонометрическим зависимостям.

В случае, если высокой точности обработки детали не требу-

Рис.3.9. Схема к определению радиусов промежуточных точек детали
на ее дуговых участках
Рис.3.10. Дополнительные лезвия фасонных резцов

ется, определение подобных размеров можно провести графиче-
ским путем (вычерчиванием профиля в достаточно большом мас-
штабе). Рекомендуется и при аналитическом расчете результаты
проверять графически во избежание грубых ошибок.

Решение вопроса о дополнительных лезвиях фасонного резца
связано с тем, что часто фасонные резцы кроме обработки заданного
профиля снимают также фаску с торца детали и прорезают канавку
для облегчения работы отрезного резца (рис.3.10). Диаметр канавки Ь
не должен быть меньше наименьшего диаметра детали Х>тш и зависит
от жесткости детали и ее конфигурации. Другими словами, режущая
кромка под отрезку не должна выступать за пределы рабочего профи-
ля резца. Размер Ъ делается несколько больше или равным ширине
отрезного резца, угол ф = 15...20°. В дальнейшем при проектировании
резца в расчет берется весь профиль вместе с дополнительными лез-
виями. Чтобы исключить затирания задней поверхности отрезного
лезвия, точка «С» его должна быть расположена ниже всех точек
профиля резца.

Выбор типа фасонного резца. В производственных условиях
обычно при проектировании фасонных резцов исходными данными
является чертеж детали. При выборе типа фасонного резца для ее
обработки руководствуются следующими соображениями.

Призматические фасонные резцы используются только для
наружной обработки. Большая жесткость их крепления в держав-
ках с помощью «ласточкиного хвоста» позволяет работать с боль-
шими подачами или вести обработку профилей большей длины при
повышенных требованиях к точности размеров и профиля обрабо-
танной детали.

Стержневые резцы используются при единичном и мелкосерий-
ном производстве деталей, так как допускают малое число переточек
и требуют подналадки по высоте при помощи подкладок после каж-
дой переточки. В остальных случаях применяются круглые (диско-
вые) резцы. Они допускают большее количество переточек и техноло-
гичнее в изготовлении. Кроме того, круглыми фасонными резцами
обрабатывают внутренние фасонные поверхности.

Чаще применяются резцы радиального типа, так как боль-
шинство станков имеют суппорты с установкой резца по высоте оси
детали. Резцы тангенциального типа можно применять при малой
глубине фасонного профиля детали (2тах < 0,121)), однако, надо
учитывать возможности размещения и закрепления такого резца
на суппорте станка. Важным достоинством тангенциального резца
является возможность обработки деталей разного диаметра с оди-
наковыми фасонными профилями и постепенное врезание и выход
резца, что ведет к уменьшению усилий резания и позволяет обра-
батывать нежесткие детали, с точностью до 0,03 мм на диаметр.
Однако производительность обработки при их использовании ни-
же, чем при работе резцов радиального типа.

Резцы с двойным наклоном передней поверхности, когда Хи
у ф 0, применяют при обработке профилей, имеющих конический
участок повышенной точности.

Резцы с особой установкой (с развернутой базой крепления
или наклонным корпусом) служат для улучшения условий обра-
ботки торцовых участков профиля детали, так как при этом уве-
личивается задний угол Разворот базы на угол \|/ применяется
для всех резцов; боковой наклон корпуса на угол ае — обычно для
призматических резцов. Боковой наклон выгоднее, чем разворот
базы, так как уменьшает габариты державки и увеличивает ее же-
сткость по сравнению с державкой при у Ф 0. При внутренней об-
работке для увеличения углов ос# на торцовых лезвиях применяют
также винтовые резцы.

Круглые резцы чаще изготавливают насадными; при малых га-
баритах резца (обычно при внутренней обработке) применяют хвосто-
вые резцы. Круглые резцы, как правило, выполняют цельными из
быстрорежущей стали, а призматические больших размеров делают
паяными или сварными. Материал режущей части резца выбирается с
учетом условий его работы (материал детали, предполагаемые режимы
резания, жесткость технологической системы).

Определение углов режущей части. Углы резца у и а задаются в
наиболее выступающей (базовой) точке, устанавливаемой у резцов
радиального типа на высоте оси детали, в сечении плоскостью, пер-
пендикулярной базе крепления резца. У резца с боковым наклоном
корпуса (об * 0) эти углы задаются в сечении, перпендикулярном оси
обрабатываемой детали. Согласно рекомендация^ [7] принимают сле-
дующие величины передних углов фасонных резцов (табл. 3.3).
Таблица 3.3

Передние углы фасонных резцов

Обрабатываемый материал	Механические свойства				Передний угол, град.
	Св, Мпа		НВ		
	свыше	до	свыше	до	
Медь, алюминий	—	—	—	—	20...25
Сталь		500		150	25
Сталь	500	800	150	235	20...25
Сталь	800	1000	235	290	12...20
Сталь	1000	1200	290	350	8...12
Бронза, свинцовистая латунь	—	—	—	—	0...5
Чугун	—	—	—	150	15
Чугун	—	—	150	200	12
Чугун	—	—	200	250	8

Задний угол призматических резцов можно делать больше,
чем у круглых. Обычно а = 8...120 для круглых и 10...150 для приз-
матических резцов. Следует иметь в виду, что задние углы пере-
менны в разных точках кромки. В сечении, нормальном к проек-
ции режущей кромки на основную плоскость, они могут быть на
некоторых участках намного меньше номинального значения. По-
этому необходимо производить проверку минимальной величины
заднего угла по формуле

= —<®ат8Шф,

где ат — задний угол в данной точке в торцевом сечении; ф — угол
между касательной к профилю детали в данной точке и торцевой
плоскостью детали; Р и 2)х — соответственно наибольший диаметр
и диаметр резца в точке X; для призматических резцов 2)/Лх « 1.

Угол а# не должен быть меньше 3°.

На участках лезвий перпендикулярных базе резца обычно
делают поднутрения под углом ф1 до 3...4° (рис.3.11).

В случае проектирования резца с углом X * О, угол бокового
наклона передней поверхности, Хо рассчитывается в зависимости от
выбранного положения базовой линии (участка лезвия, устанавли-
ваемого по высоте оси детали) по формуле

зшу,
где о — угол между базовой линией и осью детали. Формула при-
годна лишь для резцов обычной установки.
Рис.3.11. Габаритные и присоединительные размеры призматических (а)
и круглых (б) фасонных резцов

Определение габаритных и присоединительных размеров
резца. Обычно габаритные и присоединительные размеры резцов
определяются из конструктивных соображений в зависимости от
глубины фасонного профиля изделия 2щах и длины профиля Ь.

Габаритный радиус дисковых резцов определяется по формуле
д = е + К + с/о/2
соз а

где е — глубина заточки по передней поверхности, необходимая
для размещения стружки; К — толщина тела резца, необходимая
для обеспечения его прочности, К = 8... 10 мм: <20 — диаметр поса-
дочного отверстия.

Величины е и <20 выбираются в зависимости от по
табл. 3.4.

Наибольший диаметр резца 2>н = 22? округляется в большую
сторону до величин из нормального ряда линейных размеров по
ГОСТ 6636-69*.
Таблица 3.4

Значения е и для круглых фасонных резцов, мм

Глубина фасонного профиля изделия гтах	е	6^0
ДО 6	3	13
до 8	3	16
до 14	4	22
до 25	5	27

Конструктивные размеры резца (рис.3.12) можно выбрать в
зависимости от глубины профиля изделия. Диаметр 2)н обычно в
6—8 раз больше глубины профиля. Такие данные приведены в
табл. 3.5.

Таблица 3.5
Размеры круглых фасонных резцов, мм

Глубина профиля изде- лия	Размеры резца		Размеры рифлений			
	Рн(Ь8)	^о(Н7)	г	11	<21	1
до 4	30	10	1	12		
6	40...50	16	1	12	20	3
8	50...70	16	1	12	26	3
10	60...80	22	2	16	32	3
12	70...90	22	2	16	35	4
15	80...100	22	2	16	40	4
18	90...110	27	2	18	45	5
21	100... 120	27	2	18	50	5

Примечание: При обработке внутренних поверхностей
2Янтах =	= 2(0,65...0,75)гт1п,

где гшт — минимальный радиус обрабатываемого отвер-
стия.  

С правой стороны резца выполняют буртик с рифлениями для
передачи крутящего момента и для поворота резца на 1/х после его
переточек и установки его вершины на расстояние йр (рис.3.13) от
горизонтальной оси резца. Если снятый слой при переточке не соот-
ветствует повороту на одно рифление, то резец получает дополни-
тельный поворот с помощью регулировочного червяка державки
[39]. Число зубчиков рифлений г - 32...34. Угол профиля их в нор-
мальном сечении 90°. Для постоянства длины площадки при верши-
не зубчиков дно впадин между зубчиками располагают к торцу бур-
тика под углом Р:	= (см. рис.3.12). Подробные сведения о

торцовых зубчиках рифлений приводятся в [36].
Рис.3.12. Конструктивные размеры круглого фасонного резца

Чтобы упростить изготовление круглых фасонных резцов его
правую сторону делают без буртика, но с этой стороны сверлится
отверстие под цилиндрический штифт, принадлежащий шайбе с
рифлениями, по размерам и назначению соответствующей описан-
ному выше буртику резца.

Габаритные и присоединительные размеры призматических
фасонных резцов (см. рис.3.11) представлены в табл. 3.6.

Таблица 3.6

Размеры призматических фасонных резцов, мм

Глубина профиля изделия, ^шах	Размеры резца						Размер М при разных диаметрах ролика <1			
	В	Н	В-о,оз	А	В	г	^0,005	м10-05	^0,005	
до 4	13	75	4	15	7	0,5	3	18,577	4	21,31
до 6	20	75	6	20	10	0,5	4	24,000	6	29,46
до 10	25	75	6	25	15	0,5	4	29,000	6	34,46
до 14	35	90	10	30	20	1	6	34,846	10	45,77
до 20	45	90,	10	40	25	1	в	44,846	10	55,77
до 28	60	100	15	60	40	1	8	64,586	15	83,66

Длина профиля резца определяется в зависимости от размеров
профиля детали с учетом дополнительных лезвий и округляется в
85
большую сторону в соответствии с нормальным рядом стандартных
размеров по ГОСТ 6636-69.

При ширине Ь, превышающей 2,5А, допускается применение
хвостовиков большего размера из табл. 3.6.

При отсутствии роликов с диаметрами с/, приведенными в
таблице, пользуются имеющимися роликами, размер М при этом
подсчитывается по формуле

М = А + <2(Ъ + с^ Х/2) - 2Е с!$ X,
где X = 60° (рис.3.11, а).

3.2.3.	КОРРЕКЦИОННЫЙ РАСЧЕТ ПРОФИЛЯ
ФАСОННЫХ РЕЗЦОВ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ

Общая часть коррекционного расчета фасонных резцов. Из-
за наличия заднего и переднего углов профиль резца в осевом се-
чении и призматического резца в сечении, перпендикулярном об-
разующим призмы, не совпадает с профилем детали. Величина
искажения возрастает с увеличением угла а 4- у. Высота профиля
круглого резца Р/ в осевом сечении и призматического резца Р/ в
нормальном сечении получается меньше высоты профиля детали,
т.е. Рг и РГ < п - и. Для круглых резцов Р/ = Н1 ~ где В1, Л/ —
радиусы круглого резца; и, п — радиусы детали. Заметим, что
точка 1 является базовой, а индекс 1 присваивается наимень-
шему радиусу детали, чтобы в последующих расчетах координат
профиля резцов не было отрицательных чисел.

Коррекции подлежат высотные размеры профиля всех фа-
сонных резцов. Осевые размеры часто остаются такими же, как у
детали. Однако для резцов особой установки и для винтовых рез-
цов корректированию должны подвергаться и осевые размеры.

К профилю фасонных резцов предъявляются высокие
требования в отношении точности размеров. Коррекционные
расчеты необходимо производить с точностью до 0,001 мм
для линейных и до 1° для угловых размеров.

Цель общей части коррекционного расчета — определение
высотных размеров профиля фасонных лезвий, измеренных в на-
правлении, перпендикулярном базе резца.

Расчетная схема для определения искомых размеров пред-
ставлена на рис.3.13. Построение расчетной схемы производится в
следующей последовательности.

Пусть контур фасонной детали задан узловыми точками 1,
2, ..., 6, а осевые расстояния между ними 1г, 12, 1з и радиусы и,
7*2, Гб заданы чертежом (рис.3.13). Исходя из свойств обрабаты-
ваемого материала детали выбираем по табл. 3.3 угол у и проводим
из точки 1 под этим углом след передней поверхности, который
пересечет профиль детали в точках 3, 4, 5(6).
Примем за произвольную координатную ось прямую линию,
проходящую через базовую точку 1 под углом а к плоскости реза-
ния в этой точке. Тогда целью коррекционных расчетов является
нахождение размеров Рз, Р*, Р§ = Ре. Для этого проводят дополни-
тельные построения.

Продолжим след передней поверхности резца за точку 1 вле-
во и опустим на него из центра детали Од перпендикуляр Од#.
Кроме того соединим Од с точками 3, 4, 5(6). Из этих же точек
проведем прямые, параллельные отрезку Од#. Расстояние от этих
прямых до отрезка Од# обозначим буквой А с соответствующим

(11

Рис.3.13. Схема к коррекционному расчету призматического
и круглого фасонных резцов
87
индексом каждой узловой точки. После этого из точек 3, 4, 5(6)
проводим перпендикуляры на заднюю поверхность резца, что соот-
ветствует искомым значениям Рз, Р4, Рб = Рб.

На рис.3.13 приведена схема к коррекционному расчету
круглого фасонного резца. Задача сводится к нахождению радиусов
резца Я1, Й2, ..., Вь соответствующих узловым точкам детали. При
этом радиус наиболее выступающей точки Р1 или наружный диа-
метр резца определяют по табл. 3.4 или графическим методом [36].

Точку 1 располагаем на уровне горизонтальной оси детали. С
учетом принятого угла а центр резца Ор смещаем на величину
Лр = Я181П а относительно центра детали Од. Из точки 1 под углом у
относительно горизонтальной оси детали цроведем след передней
поверхности резца 1М и соединим центр резца с узловыми точками
3, 4, 5(6), ..., I, лежащими на пересечении следа передней поверх-
ности с окружностями детали радиусов и, Г2, П. Получим ряд
прямоугольных треугольников ОР1М, ОрЗМ, 0р4М, ОР5(6)М,
имеющих общий катет Н.

Проведя дополнительные построения как для призматическо-
го фасонного резца, получим величины А и С с соответствующими
индексами и расстояния В узловых точек передней поверхности
1(2), 3, 4, 5(6) до центра детали и до точки 1.

Независимо от формы резца (исключение составляют резцы с
развернутой базой) искомые размеры С/ определяются по одним и
тем же формулам

1) тп - из1пу;	2) А1 = псозу;

3) л = агсзш (тп/п);	4) А/ = п соз уг,

5)01 = ±(А1 - А1);

Расчет по формулам (1) и (2) производится один раз, а по фор-
мулам (3...5) — для всех точек профиля детали, кроме точки 1.

В приведенных формулах знаки и символы означают сле-
дующее: «+» («-») — резцы для наружной (внутренней) обработки;
1 — базовая точка резца; п — ее радиус на детали; 2..л — любая
(вторая, 1-тая) точка резца, обрабатывающая на детали окружности
радиусов Г2, гз, ..., и , у — передний угол резца в базовой точке 1,
у* — передний угол резца в точках 2, 3, ..., I; Сг — искомый размер
на данном этапе расчета.

Определение размеров профиля призматического и круглого
фасонных резцов обычной установки с углом Хо = 0. При расчете
размеров профиля призматического фасонного резца в нормальном
сечении исходными данными являются углы а и у, а также размеры
С2,..,д, найденные в общей части коррекционного расчета. Искомые
размеры профиля Рг (рис.3.13) определяются по формуле

Рг = С[ СОЗ (а + у).
При расчете круглых фасонных резцов заданными величина-
ми являются углы а и у, наружный радиус резца 2й, соответст-
вующий базовой точке 1.

Размеры С2,...,*, лежащие в передней плоскости резца, найде-
ны в общей части расчета. Задача коррекционного расчета сводит-
ся к определению радиусов резца, соответствующим другим точкам
профиля детали, т.е. 7?2, —, В/, а также высотных размеров профи-
ля в осевом сечении резца Р/. Расчет производится по формулам
(рис. 3.13)

1) Н - Я181П (а + у);	2) В\ - Я1соз (а + у);

3) В2^1 = В1 - С2,...,*;	4) 82,...,/ = агс12(Н/В2,...,0;

5) Я2,...Д = Н/31П 82,...,*;	6) Р'2,...,* = Я1 - Й2,...,ь

Заметим, что* расчет по формулам (1), (2) производится один
раз, а по остальным — для всех точек 2, 3, ..., I профиля.

Размер Н служит для контроля правильности заточки
резца.

Приведем пример коррекционного расчета профиля призма-
тического и круглого фасонных резцов (табл.3.7).

Таблица 3.7

Коррекционный расчет профиля призматического и круглого
фасонных резцов с углом Хо = О

1. Исходные данные: чертеж обработанной детали (рис.3.13), где  0 Л О	0	0	0	+0,26	/V 0  01 = ЗО’0’033 ; 02 = 4О"0,036 ; Оз = 48'0’039; О4 = 58’0’045 ; й = 18"0’26 ;	>  +0,26	+0,31  /2 = 28 ~0,26 ; /3 = 38-0,81; материал детали сталь 40Х; (НВ 280,  о, - 820 МПа).	
Последовательность расчета	Результат
1	2
1. Подготовка чертежа детали к расчету фасон- ных резцов:  0	0  сйном— 30~$’0$$ ; с/1расч 22 29,984; с?2ном= 40~$,$$$ ;  0  ^2расч = 39,982; с^зном— 48	ж 47,980;  0  с^4ном= 584*’046 ; с/4расч = 57,978.  За расчетные продольные размеры принимаем их номиналы.	гц2)расч ~ 14,992;  гзрасч 19,991;  т*4расч 55 23,990;  П>(6)расч 28,989.
2. Строим расчетную схему (см. рис.3.13), пред- варительно выбрав значения углов а и у (табл. 3.3). Кроме того, для круглого резца по табл. 3.5 выбираем Я1 и определяем положение центра резца йр “ Вгвша в 4081п12°. На участках 2—3 и 4—5, угол ф — 0, а поэтому задние углы на этих участках будут равны нулю. Поэтому здесь следует предусмотреть поднутрение (см. рис.3.11).	а= 12°;  у = 20°;  В1 = 40;  йр = 8,316.
3. тп = пшпу = 14,992 • 0,3420.	т = 5,127.
4. А1 - псов у = 14,992 • 0,9781.	А1 = 14,637.
5. уз = агс81п(та/гз) = 6,127/19,991.	уз = 14°48'18".
7. у4 « агсзш (пг/г4) = 5,127/23,990.	у 4 = 12°18'18".
6. у5(в) = агсв1п(?п/г5) = 5,127/28,989.	У5(б) = 10°1Г51".
7. Аз = гзсовуз = 19,991 • 0,9694.	Аз - 19,379.
8. А4 = Г4СО8У4 = 23,990 ♦ 0,9755.	А4 = 23,402.
10. Аь = Ав — гбСО8у5(б) = 8,989 ♦ 0,9821.	Аб =Аб = 28,470.
11. Сз = Аз - А1 = 19,37 - 14,637.	Сз = 4,742.
12. С4 = А4 - А1 = 23,40 - 14,637.	С4 = 8,765.
13. Об - Се = Аб(б) - А1 = 28,47 - 14,637.  Далее проводим расчет искомых параметров, т.е. Рз, Р4, ..., Рг для призматического фасонного резца.	Сб = с6 = 13,833.
14. Рз = Сзсоз(а + у) = 4,742 • 0,848.	Рз = 4,021.
15. Р4 = С4соз(а + у) = 8,765 ♦ 0,848.	Р4 - 7,433.
16. р5 = ре = Сбсоз (а + у) = 13,833 ♦ 0,848.  Для круглых фасонных резцов после пункта 14 расчет размеров его профиля проводится в сле- дующей последовательности.	Р5 -Рб = 11,730.
17. Н = Я181П (а + У) = 40 • 0,5299.	21,196.
18. В1 = В1сое(а + у) = 40 • 0,8480.	В1 = 33,920.
19. Вз = В1 - Сз = 33,920 - 4,742.	Вз - 29,178.
20. В4 = В1 - С4 = 33,920 - 8,765.	В4 = 25,155.
21. Вб = Вв = В1 - Сб(в) = 33,920 - 13,833.	Вб = Вб = 20,087.
22. ез = агс€^(Н/Вз) = агс1< (21,196/29,178).	8з - 35°59'45".
23. е4= агс18(Н/В4) = агс1< (21,196/25,155).	84 - 40°07'04".
24. 85 = 8в = агс1<(Н/В5) = агс1$ (21,196/20,087).	85(6) = 46°32'19".
25. Вз = Я/зтез = 21,196/0,5877.	Вз = 36,066.
26. В4 = Я/81П64 = 21,196/0,6443.	В4 = 32,897.
27. Вб = Вв = Я/з1пбб(в) = 21,196/0,7258.	Вб = Вв = 29,203.
30. Определение погрешности обработки кониче- ского участка детали. Для этого*оформим отдель- ную расчетную схему, применительно к кониче- скому участку детали (см. рис.3.14.)  Всф = (Вз 4- В4)/2 = (36,066 4- 32,897)/2.  Тогда фактический радиус гсф точки профиля детали и погрешность Д вычисляют по следую- щим формулам:  ат €Сф = Н/Ясф = 21,196/34,481;  СфМ - Лсфсозесф = 34,481 • 0,7887 = 27,195;  Г = КМ ~ гзсозУз + Язсоз = 19,991 * 0,9668 4-  4- 36,066 • 0,8090 = 48,504;  КС* = 1' - СфМ ь 48,504 - 27,195 = 21,309;  гСф = ^т2 +(КСф)2 =л/б,1272 + 21,3092 ;  гст = (гз + п)/2 = (19,991 + 23,990)/2 = 21,991;  А = гст - гсф = 21,991 - 21,917;  радиусы средней точки конической поверхности. Здесь гсф, гст — фактический и теоретический радиусы детали.	Ксф = 34,481;  есф = 37°55'52";  гсФ = 21,917;  Д = 0,074.

Из приведенного примера видно, что погрешность Д превы-
шает поле допуска на гсф. Поэтому в коррекционный расчет необ-
ходимо кроме базовых точек вводить промежуточные точки, взя-
тые на конической поверхности.

Коррекционный расчет профиля фасонных резцов с % ф 0.
Несмотря на высокую точность коррекционных расчетов при про-
филировании фасонных резцов, точность обработанных участков
профиля детали, особенно конических и криволинейных, может
оказаться недостаточной. В этих случаях усложняют конструкцию
резцов, затачивая на них плоскость передней грани под двумя уг-
лами наклона: один наклон в плоскости перпендикулярной оси
или базе крепления резца на угол у, а второй наклон в плоскости,
параллельной оси или базы крепления резца на угол X. Угол у вы-
бирается, в зависимости от физико-механических свойств обраба-
тываемого материала (см. табл. 3.3). Угол Л, рассчитывают, чтобы
обеспечить расположение участка режущей кромки резца, который
будет обрабатывать наиболее ответственный контурный участок
детали, на высоте оси вращения детали. Заметим, что это требова-
ние выполнимо лишь в отношении конусных и невыполнимо для
криволинейных контурных участков фасонного профиля резцов.
Рис.3.14. Схема к определению погрешности обработки
конического участка детали

На рис.3.15—3.17 участок режущей кромки 1—2, обрабаты-
вающий коническую поверхность детали расположен на высоте оси
детали.

Независимо от того будет ли X = 0 или X > 0, осевое расстояние
между точками 1—2 будет неизменным и равным I. Тогда 1^Х - д/1. Из
расчетной схемы видно, что $ = (Г2 - п)з1пу или д - гылу. Тогда
€§Х = (г/Озшу.

Угол 1 можно определить как

X = агс^б	с з1п у),

где о — угол конуса.

Чтобы показать, как определяется на схеме точка 3
(см. вторую проекцию детали), проведем плоскость 1-1.
Рис.3.15. Схема к коррекционному расчету круглого фасонного
резца с для наружной обработки
Рис.3.16. Схема к коррекционному расчету круглого фасонного
резца с ЪЮ для внутренней обработки
Рис.3.17. Схема к коррекционному расчету призматического фасонного
резца с X * О для наружной обработки

В сечении плоскостью 1-1, проходящей через узловую (базо-
вую) точку 1 по высоте центра детали Од находится некоторая точ-
ка 3' базовой линии, совпадающая с узловой точкой 1 и* имеющая
при этом радиус гз' - п* Пересечение плоскости передней грани
плоскостью 1-1 дает прямолинейный след, наклоненный под уг-
лом ц и проходящей через точку 3'. Положение точки 3 определя-
ется пересечением следа передней поверхности с контурной окруж-
ностью детали радиуса гз. Прямая линия, соединяющая узловую
точку 3 с центром резца Ор, есть геометрическое изображение вы-
числяемого радиуса резца Вз для его узловой точки 3.
Для нахождения точек 4, 5, 6 на второй проекции детали
проводим плоскости 11-11, Ш-Ш и 1У-ГУ и поступаем аналогично
определению точки 3, что при соединении точек 4, 5, 6 с центром
резца Ор позволит получить искомые радиусы #4, Вб, Во. Чтобы не
загромождать схему, точки 4, 5 на ней не показаны.

Дальнейшее построение расчетной схемы не требует пояснений.

Особенностью расчета высотных размеров профиля таких
резцов является то, что в каждом торцевом сечении детали име-
ется своя окружность определенного радиуса г/, которую обраба-
тывала бы точка резца, установленная на высоте оси детали. Ра-
диусы п( этих окружностей должны быть найдены на подготови-
тельном этапе расчета по теоретическим размерам детали
(рис.3.15, размеры тч', гв')«

Высотные размеры профиля резцов данной конструкции
определяются по ниже приведенным формулам, которые выве-
дены в соответствии с расчетными схемами, предлагаемыми на
рис.3.15—3.17.

Для расчета круглого фасонного резца в случае наружной об-
работки служат формулы (рис.3.15):

Точка 2	Точка 3	Точка 6
1. 4 = гг - и;	1. Кз = Сз81пУ;	1. К& = Сб81пТ;
2. к = Й181па;	2. Рз - СзсозУ;	2. Р6 = СвсозУ;
3. Е\ = Л1СО8 а;	3. ^3 = к - Кз;	3.	= к + Кб;
4. Ь = и + Е\\	4. Вз = гз - Рз;	4. Вб “ те" - Ре;
5.	= Е\ —	5. фз = Е ~ Вз*>	5.	= В — В§;
6. «г = агс!§ (к/Еъ);	6. аз = агс1$ (#з/Фз);	6. ав = агс^
7. &2 = Й/81П&2;	7. Вз = #з/81п а3;	7. Яв = ЛГб/зхп а6;
8. Р2 ~ В1 “ Лг;	8. Рз' ~ В1 — Вз;	8. Ре = В1 — Вз,

Примечание: В представленных формулах размеры Сз, ...» Се оп-
ределяются так же, как размеры Ск в общей части коррекционного расчета
круглого и призматического фасонных резцов, но в формулах 1 и 2 следует
вместо Г1, подставлять для каждой точки соответственно размеры г/.

Вместо формул 7 для точек 2, 3 и 6 можно использовать со-
ответственно

&2 =	+ ^2 >	= дМ + $3 > -Кб ~ 7^6 + $6 •

Расчет круглого фасонного резца для обработки внутренних
фасонных поверхностей (рис.3.16) производится по формулам
Точка 2	Точка 4	Точка 5
1. 1 = Г1 “ Г2\	1. ^4 = С481П У;	1. К$ = С581ПУ;
2.Н- Я181п<х;	2. &4 - СцювТ,	2. Еь = Сбсоз У;
3, Е1 = Я1СО8 а;	3. ^4 = Л - К4;	3.	= ь +
4. Ъ = и ~ Ех;	4. В4 = г4 + Е4\	4. гъ = Г2*,
5. Е2 = Е\ - 1;	5. (?4 ~ В4 ~	5. Е2 - гь ~ Ь;
6. «2 = агс!$ (й/Ег);	6.	= агс!^ (№4^4);	6.	= ^2 - Р5;
7. Я2 = Л/8хп<х2;	7. #4 = ЛГ4/81П ОС4;	7. «5 = агс1§
8. Р2 “ Я1 — Я2\	8. Р4' =	~ Я4;	8. В5 == АГ5/5Н1С15;
*		9. Р§ = Вх — Й5*

Примечание: При определении С/ и при использовании формул
7 (точки 2, 4) и 8 (точки 5) см. примечание к формулам для круглого фа-
сонного резца для обработки наружной поверхности детали.

Для расчета призматического резца (рис.3.17) используют
формулы

Точка 4	Точка 5
1. Т4 = С4СО8(а + у);	1. Тб = СбСО8(а + У);
2. 84 =	<5;		2. га' = гг;
3. Г4 ~ Г1 “ 84;	3. * = Гб - гх;
4. У4 = Г1 - Г4#;	4. Р2 = соз ос;
б. ТУ4 = У4С03 а;	5. Р5 = Тб 4* Р2;
6. Р4 = тг4 + т4.	

Примечание: При определении С, см. примечание к формулам для
круглого фасонного резца для обработки наружной поверхности детали.

Коррекционный расчет фасонных резцов с развернутой ба-
зой. Резцы этой конструкции применяются для обработки деталей,
имеющих глубокие торцовые участки на фасонном профиле. База
крепления резца развернута относительно оси детали в горизон-
тальной плоскости, что способствует созданию задних углов на
торцовых участках лезвия резца.

Угол разворота базы \|/ выбирается таким, чтобы задний угол
на торцовых режущих кромках а# был не менее 3°, и определяется
по формуле

51П V =	а.

Особенностью коррекционного расчета таких резцов является
необходимость расчета не только высотных, но и осевых размеров
профиля, так как последние не равны осевым размерам детали.
Кроме того, несколько усложняется общая часть коррекционного
расчета, потому что сечение, перпендикулярное базе крепления
резца, не совпадает с торцовым сечением детали.

Расчетная схема для определения осевых размеров профиля
резца и схема общей части расчета представлены на рис.3.18, а.
Исходными данными являются радиусы и осевые размеры точек
профиля детали, углы а и у, угол разворота базы \|/.

Расчет ведется по формулам

= 1§усоз\р;

Съ = /(п, г/, ут).

Значения С? определяются также, как и С/, но вместо п
используются значения п' для каждой точки, как и Для резцов
с Л, * 0:

С/ — С}*к9

где к — коэффициент, постоянный для всех расчетных точек, равный
к = соз утсоз \|у/соз у.

Высотные размеры профиля определяются как для обычных
резцов (см. рис.3.13). Осевые размеры профиля (рис.3.18, б) рас-
считываются по формуле:

/ф = с/соз ут81П \|/ ± ///соз к|/,

где Ц — осевые размеры детали.

Коррекционный расчет профиля тангенциальных призма-
тических фасонных резцов. Тангенциальные фасонные резцы
применяются для обработки деталей с малой жесткостью при ма-
лой глубине фасонного профиля. Это вызвано следующими особен-
ностями тангенциальных фасонных резцов:

1.	Непостоянство передних и задних углов в процессе реза-
ния причем величина изменения тем больше, чем больше глубина
фасонного профиля (рис.3.19).

2,	Постепенное врезание резца в заготовку, что достигается
наличием угла наклона передней плоскости Хо и лезвия X
(см. рис.3.19, а). Чем больше угол %, тем меньшая часть лезвия в
данный момент находится в работе, что способствует уменьшению
сил резания. Обычно величина угла X задается конструктором в
пределах 15...45°.

Другими отличительными особенностями фасонных резцов с
тангенциальной подачей являются:

1.	Снижение погрешностей профиля обработанной детали по
сравнению с погрешностями, получаемыми при использовании
призматических фасонных резцов.

2.	Все точки режущей кромки резца имеют одинаковый угол
у, что упрощает коррекционный расчет профиля резца.

Расчетная схема к коррекционному расчету профиля танген-
циального фасонного резца представлена на рис.3.19, а схема к
7 Зак 5132
Рис.3.18. Схема к коррекционному расчету профиля призматического
фасонного резца с развернутой базой (а) и его осевых размеров (б)

расчету высотных размеров профиля — на рис.3.20. Исходными
данными для расчета являются: высотные размеры профиля детали
кц углы а, у и X. Расчет производится по формулам:

1)	Р/ ~ }цк9 где к = соз (а + у)/созу — коэффициент коррекции,
одинаковый по величине для всех расчетных точек.

2)	Рг = Р/ + Ъ = Р/ + 1г 1г ц - Р/ + Ц1г А зн1 а.

В общем виде можно представить

Рг = 1ц соз (а + у)/соз у + Ц 1г X зш а;

1г Ао - 1г А соз у.

Осевые размеры профиля резца равны соответствующим раз-
мерам профиля детали, т.е. - Ц.
Рис.ЗЛ9 Схема к коррекционному расчету профиля
призматического тангенциального фасонного резца (а) и изменения
углов а и у по мере врезания резца в деталь (6)
Рис.3.20» Схема к определению высотных параметров профиля
тангенциального фасонного резца

3.2.4.	РАСЧЕТ ДОПУСКОВ НА РАЗМЕРЫ ПРОФИЛЯ

Углы заточки и установки резца. Расчет допусков на вы-
сотные размеры профиля. Этот этап является наиболее ответст-
венным, так как от точности высотных размеров профиля резца
зависит точность получаемых диаметров детали. Для обоснованно-
го назначения допусков на высотные размеры резца нужно руково-
дствоваться следующими соображениями. При настройке резца на
суппорте станка во время обработки деталей обычно измеряется
наиболее точный из всех диаметров фасонной детали. Такой уча-
сток профиля и, соответственно, диаметр называют базовым (изме-
рительным). -Если оказывается, что самый точный диаметр неудо-
бен для измерения, то за базовый участок принимают другой, при
этом его допуск ужесточают по сравнению с заданным по чертежу
из технологических соображений (расчетный размер диаметра ос-
тавляют прежним). Следует иметь в виду, что допуск на диаметр
не должен быть меньше 0,04...0,05 мм (0,03 для тангенциальных
резцов).

Участок или точку профиля резца, обрабатывающие базовый
диаметр, назовем базовым участком (базовой точкой) отсчета исполни-
тельных высотных размеров профиля резца. В общем случае возмож-
но их несовпадение с базовой точкой коррекционного расчета. В таком
случае необходимо произвести простановку высотных размеров про-
филя резца от вновь выбранной базы. То же самое делается и на про-
филе детали. Сказанное иллюстрируется рис.3.21. Здесь: точка 1 —
базовая точка детали и профиля резца при коррекционном расчете;
Вб — базовый измерительный радиус детали; 6—7 — базовый участок
профиля резца (он же базовый участок при расчете допусков высот
профиля резца); Р2, Рз, Р4, Ре — размеры высот профиля, полу-
ченные при коррекционном расчете, проставленные от базы Б1; Рз',
Р2', Рз\ Р4', Рб', Ре' — высотные размеры профиля, проставленные от
новой базы отсчета Б2, используемой при простановке высотных раз-
меров профиля на чертеже резца; Л1, Л2, йз, &4, йб, Й8 — размеры

Рис.3.21. База для простановки высотных размеров профиля резца:
а — профиль детали; б — профиль резца в технологическом сечении
перепадов (высот профиля) детали, переносимые с резца на деталь
в процессе обработки.

Погрешность каждого 1-го радиуса детали, кроме базового Р7
(Яб) будет складываться из погрешности базового радиуса 8Вб и
погрешности высотного размера 8рь переносимого с резца на деталь

== 5Лб + 8Дь

Отсюда Ын = ЫЪ - 8Вб, т.е. теперь известно, какая погреш-
ность может быть допущена при переносе каждого высотного раз-
мера с резца на деталь (8Л0. Эта погрешность возникает как сумма
погрешностей, вызванных неточностями высоты профиля резца
8Рь а также неточностями заточки и установки резца на станке.

Принято при расчете допусков на высотные размеры резца из
всех допустимых погрешностей Ын выбирать наименьшую 8т1п и
половину ее отводить на погрешности соответствующего размера
возникающие от неточности заточки и установки резца. Погрешно-
сти от заточки и установки для других точек бйз.ул пропорцио-
нальны соответствующим высотным размерам Рг

Ы1з.уЛ = 0,58т1п—— •

^Ьппп

Найдя их, находят допустимые погрешности высот Л/ от не-
точного выполнения высотных размеров профиля

8Лр/ —- 8/1/ 8Лз,ул»

Ввиду того, что погрешности высотных размеров 8РГ перено-
сятся на деталь с некоторым искажением, как и сами размеры РГ,
допустимая погрешность высоты профиля 8РГ находятся из про-
порции

Ы1р<

Отсюда ЬР[ = ЪНр^РЦ1ц). Эта величина является допуском на
соответствующую высоту профиля резца РГ. Обычно верхнее и
нижнее отклонения проставляются симметрично, т.е.
В.О = Н.О = 0,58РГ.

Ниже в форме таблицы приводится пример расчета допусков
на высотные размеры профиля резца (табл. 3.8).

Расчет допусков на продольные размеры профиля резца. В
ответственных случаях расчет допусков на продольные размеры
профиля производится аналогично расчету допусков на высотные
размеры. На детали выбирается ответственный участок (обычно
торцовая плоскость), от которой проставляются ее размеры» Допус-
ки на линейные размеры при этом пересчитываются с учетом из-
менения базы отсчета. На резце продольные размеры профиля про-
ставляются от участка, обрабатывающего ответственный участок
детали.

Однако в большинстве случаев допуски на продольные разме-
ры детали значительно шире, чем на ее диаметры. Поэтому допус-
тимо приближенное назначение допусков на продольные размеры
профиля резца. При этом допуски размеров резца берутся в 2...3
раза уже, чем допуски соответствующих размеров детали.

Расчет допусков на параметры заточки и установки резцов.
На все углы, определяющие заточку и установку резца (е = а + у,
Ло, <р, аб), принимаются допуски в угловых минутах, численно рав-
ные наименьшему допуску на высотный размер профиля, выра-
женного в микрометрах. Так, для представленного примера
(табл. 3.8) допуск на угол г находим следующим образом.

Известно что Р/ = С/соз(а + у). В табл. 3.8 (поз. 7) часть допуска
высоты профиля детали переносимая с резца на деталь, отводимая на
погрешности от неточной заточки и установки резца 8Л3.ул имеет ми-
нимальное значение для точки 5.

Для точки 5 допуск равен 45 мкм, следовательно допуск на
угол 8 - ±22'.

Допуск на высоту установки оси круглого резца над осью де-
тали определяется дифференцированием формулы Л = Рзша.

8Л = К соз а

8а

60 57,3

В  8а • соза

3440

При этом 8а — 0,58е необходимо подставлять в угловых мину-
тах. Таким же образом находится допуск на величину Н. определяю-
щую правильную заточку круглого резца:

Н = Язхп (а + у) = Раш е;

8РГ-

Всозе ♦ 8е

3440

где 8е — также в угловых минутах.
Расчет отклонений высот

Расчетные величины	Номера		
	1	2	3
Допуск на диаметр 82)/.	0,15	0,2	0,25
Допуск на радиус - 8^/2.	0,075	0,1	0,125
Высота профиля детали, переносимая с резца на деталь к^	4	5	8
Высота профиля резца, полученная при коррек- ционном расчете Р/.		7,45	9,75
Высота точки профиля резца, проставляемая на рабочем чертеже Р/.	3,35 (Р'8т1п)	4,1	6,4
Допуск на высоту про- филя к}, переносимую с резца на деталь  8Лг = 8#( - 8р6.	0,075 - 0,04 = = 0,035 (8т1п)	0,1 - 0,04 = = 0,06	0,125 - 0,04 = = 0,085
Часть допуска высоты к» отводимая на погрешно- сти от неточной заточки и установки резца 8&3	0,5 0,035 х х 3,35/3,35 = = 0,0175	0,5 0,035 х х 4,1/3,35 - - 0,0215	0,0175 х х 6,4/3,35 = = 0,0335
Часть допуска высоты к^ остающаяся на не- точности выполнения высот профиля р/, 8/гр.	0,035-0,0175 = =0,0175	0,06 - 0,0215 = = 0,0385	0,085 - 0,0335 = - 0,0515
Допуск на высоту про- филя Р/ • »  8р/-8йд.р//Лг.	0,0175 • 3,35/4 = - 0,0146	0,0385 4,1/5 - = 0,032	0,0515 • 6,4/8 = = 0,041
Верхнее и нижнеее от- клонения высоты про- филя Р/  В.СМ+)  н.о.е)  (округление в меньшую сторону)	±0,007	±0,015	±0,02
105

Таблица 3.8

профиля фасонного резца (пример, рис. 3.17), мм

точек					Примечания
	4	5	6, 7	8	
	0,18	0,2	0,08 («пип-»)	0,2	Задаются чертежом дета- ли.
	0,09	0,1	0,04 №)	0,1	Базовый радиус Вб имеет наименьший допуск Жб-
	2	1	—	4	Определяется как разность и Вб без учета знака.
	5,03	4,2	3,35	6,75	Отсчитывается от точки профиля, соответствующей базовой точке 1 профиля детали.
	1,68	0,85	—	3,4	Отсчитывается от точки (участка), обрабатывающей базовый радиус детали.
	0,09 - 0,04 = = 0,05	0,1 - 0,04 - = 0,06	—	0,1 - 0,04 = = 0,06	У всех точек, кроме базовой, 57^ должно быть положи- тельным и более 0,02.
	0,0175 х х 1,68/3,35= =0,009	0,0175 х х 0,85/3,35= = 0,0045	—	0,0175 х х 3,4/3,35 = = 0,0178	Подсчитывается по формуле
	0,05-0,009  = 0,041	0,06 - - 0,0045 = = 0,0555	—	0,06 х х 0,0178= = 0,042	Подсчитывается по формуле
	0,041 х х 1,68/2 = = 0,03	0,0555 х х 0,85/1= = 0,047	—	0,042 х х 3,4/4= = 0,0355	
	±0,015	+0,023	—	±0,017	Проставляются на чертеже резца у соответствующих размеров Р/  В.О.=Н.О.= 0,58Р/.

8 Зах 5132
3.2.5.	ОФОРМЛЕНИЕ РАБОЧЕГО ЧЕРТЕЖА РЕЗЦА

На рабочем чертеже резца должно быть размещено необхо-
димое для полного раскрытия конструкции и простановки всех
размеров количество проекций, дополнительных разрезов, видов.
Профиль как призматического, так и круглого резца задается вы-
сотными и продольными размерами, проставленными от выбран-
ных баз. Размеры проставляются с полученными в результате рас-
чета допустимыми отклонениями. Присоединительные размеры
должны быть выбраны в соответствии с нормалями. Габаритные и
другие размеры без допусков выполняются по 10 или 11 квалите-
там точности. На чертеже должны быть проставлены размеры,
характеризующие заточку резца — углы а + у, Хо для призматиче-
ского и значение Н для круглого резца.

В технических требованиях должны содержаться указания о
марке материала резца, твердости его режущей части и державки,
качества материла и другие требования в зависимости от конкрет-
ных условий изготовления и эксплуатации резца, а также данные
для маркировки.

При сложном профиле резца рекомендуется фасонный про-
филь изображать отдельно в большем масштабе, чем основные про-
екции резца. Это облегчает простановку большого числа размеров
профиля и в то же время дает правильное представление о разме-
рах резца. В ответственных случаях и при особых установках рез-
ца на рабочем чертеже изображается схема его установки на станке
относительно детали.

3.2.6.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ШАБЛОНА ДЛЯ КОНТРОЛЯ
ПРОФИЛЯ РЕЗЦА ПРИ ЕГО ИЗГОТОВЛЕНИИ

Часто для контроля профиля фасонных резцов в процессе их из-
готовления применяют шаблоны, которые прикладываются к фасон-
ной задней поверхности резца. По величине просвета судят о точности
выполненного профиля резца.

Шаблон имеет те же номинальные размеры профиля, что и
фасонный резец, однако допуски на размеры профиля шаблона
должны быть в 1,5...2 раза жестче, чем соответствующие допуски
резца.

Для контроля шаблона при его эксплуатации, если он рабо-
тает длительное время, применяют контр-шаблон. Его профиль
одинаков с профилем резца, но допуски на размеры профиля в
1,5...2 раза жестче, чем допуски на размеры шаблона.
Шаблон (Ш) и контр-шаблон (КШ) изготовляются из листо-
вого материала толщиной 1...3 мм в зависимости от размеров. Для
увеличения износостойкости их закаливают до твердости
56...64 НВСъ- Для уменьшения коробления применяют малоуглеро-
дистые стали марок 15, 20, 20Х с цементацией или легированные
инструментальные стали X, ХГ. Мерительные кромки по всему
фасонному контуру делают тоньше основной пластины (рис. 3.22)
для облегчения обработки точных размеров профиля и удобства
контроля резца. Во избежании перекоса фасонного профиля резца
необходимо снабжать шаблон участком 1—2 (рис.3.22), прилегаю-
щим к торцу резца, особенно, если на фасонном профиле резца нет
цилиндрических участков достаточной длины. На рабочем чертеже
можно изображать Ш и КШ в сложенном друг с другом состоянии.
Профиль в увеличенном масштабе также рекомендуется изобра-
жать отдельно с целью удобства проставления размеров. Техниче-
ские требования должны содержать сведения о материале III и
КШ, термообработке (глубина цементации, твердость), допуски на
размеры и т.д.

3.2.7.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ДЕРЖАВКИ ФАСОННОГО РЕЗЦА

Державки фасонных резцов должны удовлетворять следую-
щим требованиям:

а)	конструкция державки должна быть простой и обеспечи-
вать надежность и жесткость закрепления резца;

б)	необходима быстрая предварительная установка и точная
регулировка высоты базовой точки лезвия резца по высоте оси де-
тали;

Рис.3.22. Контроль профиля резца шаблоном: 1 — резец; 2 — шаблон
в)	для державок, предназначенных для различных круглых
фасонных резцов с разной высотой оси резца над осью детали (уни-
версальные державки) необходима точная регулировка этой высо-
ты;

г)	для державок, используемых на автоматах, необходима бы-
страя точная установка базовой точки лезвия резца на высоте оси
детали;

д)	для державок всех типов необходимо согласование разме-
ров державки с размерами рабочего пространства и суппорта при-
меняемого станка.

Конструкции державок фасонных резцов приводятся в лите-
ратурных источниках [2, 6, 7, 39].

На сборочном чертеже державки должна быть полностью
раскрыта конструкция, указаны габаритные, присоединительные,
посадочные, настроечные (например, высота базовой точки резца
над опорной плоскостью резцедержателя станка) и другие необхо-
димые размеры. Чертеж должен иметь спецификацию деталей.
Чтобы не мешать раскрытию конструкции державки, закреплен-
ный в ней резец изображается тонкой линией.
4.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ФРЕЗ

4.1.	КОНСТРУКТИВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ ФРЕЗ

Фрезы — один из самых распространенных видов инстру-
мента. По назначению они делятся на фрезы для обработки
плоскостей, пазов, уступов, фасонных поверхностей, прорезки,
отрезки, обработки резьб и зубьев. По способу крепления — на
фрезы хвостовые и фрезы насадные. По конструктивному
исполнению — на фрезы цельные и сборные.

Материалы для изготовления фрез. Режущая часть цельных
фрез изготавливается из быстрорежущих сталей илй твердых спла-
вов. При этом хвостовые фрезы из быстрорежущих сталей диамет-
ром менее 12 мм изготавливаются цельными, а более 12 мм делают
сварными, с хвостовиком из конструкционных сталей. Твердо-
сплавные фрезы могут изготавливаться целиком из твердого спла-
ва, иметь цельнотвердосплавную рабочую часть либо пластины,
припаиваемые или приклеиваемые к хвостовику или корпусу.
Сборные фрезы оснащаются ножами из быстрорежущих сталей, с
напаяными пластинами из твердого сплава или сверхтвердых ма-
териалов, а также неперетачиваемыми пластинами из различных
материалов.

Выбор материала для режущей части осуществляется в соот-
ветствии с табл. 4.1. Корпуса и хвостовики фрез изготавливаются
из сталей 45, 40Х, 50Х, 40ХНМА, 50ХФА твердостью 30...55
НКСъ. Державки сборных фрез, а также детали крепления и регу-
лирования изготавливаются из сталей 45, 40Х, У8, 9ХС, 40ХГНМ
твердостью 45...62 НВСъ-

Геометрические параметры фрез. Правильное их назначение
позволяет обеспечить высокую стойкость фрезы и необходимую
шероховатость обработанной поверхности. При выборе главного
заднего угла можно руководствоваться рекомендациями табл. 4.2.

При изготовлении фрезы и ее заточке необходимо знать нор-
мальный задний угол фрезы од в сечении, перпендикулярном
главной режущей кромке. Он равен для торцовых и угловых фрез

а№ 81п ф/соз X;

для цилиндрических, дисковых и концевых фрез

ОД в а/соз о,

где ф — угол в плане; X — угол наклона главной режущей кромки;
со — угол наклона винтовых канавок фрезы.
Передний угол должен одновременно обеспечить необходи-
мую прочность режущей кромки и минимальные силы и мощность
фрезерования.

Выбор переднего угла производится на основе табл. 4.3.

Таблица 4.1

Выбор марки инструментального материала

Обрабатываемый материал	Характер обработки	
	черновая	чистовая
Сталь конструкционная	Т5К10, Р6М5	Т15К6, Р6М5
коррозионностойкая	ВК8, Р6М5К5	ВК6, Р9К5
Чугуны	ВК8, Р6М5	ВК6, ВК6-М, Р6М5
Цветные сплавы	ВК8, Р6М5	Р6М5

Таблица 4.2

Значения задних углов фрез, град.

Тип фрезы	Обрабатываемый материал	а
Торцовые, цилиндрические	Стали, серый чугун	12...15
	Ковкий чугун	6...8
	Цветные сплавы	8...15
Концевые	Стали НВ < 180	25(6...8)
	НВ 180...269	20(6...8)
	НВ > 269	16(6...8)
	Чугуны НВ < 156	14(6)
	НВ > 156	12*(4)
	Цветные сплавы	20(15)
Дисковые	Стали, чугуны	10...15
	Цветные сплавы	20
Фасонные		12
Двухугловые		16(8)
Примечания: 1. Цифры в скобках — для вспомогательных задних углов.  2.	* для твердосплавных фрез.  3.	Для устранения биения зубьев рекомендуется ос- тавлять круглошлифованную ленточку шириной до 0,05 мм для фрез диаметром до 30 мм и до 0,1 мм для фрез диаметром свыше 30 мм.  4.	При чистовой обработке задний угол не должен превышать 5...8 градусов.		
111

Таблица 4.3

Значения передних углов фрез, град.

Тип фрезы	Обрабатываемый материал	У
Быстрорежущие стали			
Цилиндрические, дисковые, концевые, торцовые	Конструкционные стали НВ <180	20
	НВ 180...270	1	15
	НВ > 270	10
	Коррозионностойкие стали	10
	Чугуны	НВ <160	15
	НВ 160... 220	10
	НВ > 220	5
	Медные сплавы	10
	Алюминиевые сплавы	25
Пазовые	Стали, чугуны, медные сплавы	10
	Алюминиевые сплавы	15
Фасонные, угловые	НВ < 270	10..Л5
	НВ > 270	5...10
Фрезы, оснащенные твердым сплавом		
Торцовые	Конструкционные стали НВ <140	0...5
	НВ 140...229	-5...0
	НВ > 229	-10
	Коррозионностойкие стали	0...10
	Чугуны	НВ <160	5...7
	НВ > 160	-5...0
	Цветные сплавы	10...25
Дисковые, концевые, цилиндрические	Конструкционные стали НВ <229	5
	НВ > 229	-5
	Коррозионностойкие стали	5
	Чугуны	5

Таблица 4.4

Значения главного угла в плане и длины переходной кромки

Тип фрезы	Глубина резания, мм	Область применения	Ф, гра д.	Длина переходной кромки, мм
Торцовые	Менее 3	Обработка жестких деталей напроход в условиях массового и крупносерийного производства	20	—
	Менее 6	В условиях крупносерийного и массового производства	30-45	—
	3...6	Все типы производства	45-60	0,5—2
	При любой глубине		45-90	0,5—1
Дисковые, концевые	— « —		90	Для концевых 0,3—0,5
Главный угол фрезы в плане в значительной степени опреде-
ляет стойкость и производительность фрез и соотношения между
составляющими силы резания. Для упрочнения режущей кромки у
ее вершины часто предусматривается переходная кромка длиной 1о
и углом в плане фо = ф/2. Выбор угла в плане производится
на основе табл. 4.4.

Вспомогательный угол в плане определяет точность и шеро-
ховатость обработанной поверхности. Рекомендуемые его значения
приведены в табл. 4.5. При работе мерными дисковыми трехсто-
ронними фрезами ф « агс1^(5/2Д), где 5 — допуск на ширину паза;.
А — наибольшая величина стачивания фрезы в ходе ее эксплуата-
ции (см. разд. ГО).

Угол наклона режущей кромки служит для направления от-
вода стружки, упрочнения режущей кромки и обеспечения равно-
мерного фрезерования. Схемы фрезерования концевыми фрезами,
обеспечивающие благоприятные условия отвода стружки, показа-
ны на рис.4.1. Рекомендуемые значения углов наклона режущей
кромки приведены в табл. 4.6.

Рис.4.1. Действие сил при фрезеровании концевыми фрезами:
а — при транспортировании стружки вверх;

б — при транспортировании стружки вниз

Конструктивные элементы фрез. Фрезы цельные состоят из
рабочей режущей части и корпуса в виде хвостовика у концевого
инструмента либо в виде втулочного или дискового тела у насадно-
го инструмента. Сборные фрезы состоят из корпуса, режущих,
крепежных и регулировочных элементов.
113
Таблица 4.5
Значения вспомогательного угла в плане, град.

Тип фрезы	Ф1
Торцовые	2...5
Концевые с торцовым зубом	1...2
Концевые без торцового зуба	8...10
Дисковые двух- и трехсторонние	1...2
Дисковые пазовые и Т-образные	2...3
Примечание: Для чистового фрезерования может быть предусмотрена торцовая кромка длиной /о “ (4...6)& с углом <ро - 0.	

Таблица 4.6

Значения углов наклона винтовых канавок и зубьев, град.

Тип фрезы	
Цилиндрические крупнозубые	30...45
Цилиндрические мелкозубые	20
Цилиндрические сдвоенные	55
Концевые ]	30...45
Шпоночные	15
Дисковые двухсторонние	15
Дисковые трехсторонние шириной менее 15 мм	8...10
Дисковые трехсторонние шириной свыше 15 мм	12...15
Торцовые быстрорежущие	10
Торцовые твердосплавные	15

Важнейшим конструктивным элементом фрезы является ее
диаметр. Он определяет стойкость и виброустойчивость фрезы,
надежное ее закрепление на оправке, уровень сил резания, произ-
водительность обработки и многие другие показатели фрезерова-
ния. Исходя из условия необходимой жесткости оправки насадной
фрезы, диаметр фрезы можно найти для цилиндрических фрез по
формуле

Ртт « О^В0’26?’0^0’06/0’78^-0’26;

для дисковых фрез

Ртш « 0,12В°’2б#0-095г0’06/0’7бутах"0’26 + 2(Г + А);

для концевых фрез при обработке уступов или плоскостей их диа-
метр

Ртш » 0,4В0’2Ч0’175г0’218г0Д4/0’62утах-°’21;
где В — ширина фрезерования; 2, 82 — максимальные глубина
фрезерования и подача; г — число зубьев; I — расстояние между
опорами оправки или вылет фрезы относительно шпинделя;
#тах — максимально допустимый прогиб оправки (0,2 и 0,4 мм
соответственно при чистовом и черновом фрезеровании); I’ — об-
щая глубина паза или уступа; А = 10 мм — зазор между оправкой
и поверхностью заготовки.

Диаметр торцовой фрезы для случая симметричного фрезеро-
вания равен

_ I 81112 Ф
^т!п ~ Л о . 2	2 ’

|| $2 81П ф - р

где р « 35 - 0,55(а + у), мкм — радиус округления режущей
кромки.

Рассчитанные по приведенным выше формулам значения В
округляются до ближайшего стандартного значения по
ГОСТ 29116-91.

Диаметр посадочного отверстия можно найти из соотношения
(1 = 0,441) с последующим округлением до ближайшего стандарт-
ного значения по ГОСТ 9472-90.

Число зубьев фрезы. Число зубьев определяет производи-
тельность обработки. При его назначении можно стремиться к
обеспечению равномерности фрезерования, к наибольшему числу
переточек (с учетом равномерности фрезерования), к максимально-
му использованию эффективной мощности оборудования. В первом
случае число зубьев

‘	2 > лВйс^ю/В,

где к = 2 или 3 — коэффициент равномерности фрезерования.

Во втором случае число зубьев

2 « %В/4/А,

где I — принятое число переточек; А — толщина слоя, снимаемого
за одну переточку [4, 10].

Максимальное число зубьев из условия использования эф-
фективной мощности оборудования при обработке сталей

г	^эД0’1

тах

при обработке чугуна
^Р0,14

где № — эффективная мощность станка; и — частота вращения
фрезы.

При черновой обработке число зубьев можно найти также из
условия размещения стружки: для торцовых фрез

2 - 0,61)/лДтах^тах >

для цилиндрических, дисковых, концевых, фасонных фрез

2 - 0,22)/лДтах'Зтах •

Число зубьев фрез сборных конструкций обычно в 1,8...2 раза
меньше, чем у цельных, поскольку необходимо разместить в корпусе
зажимные и регулировочные элементы.

Форма и размеры зубьев и стружечных канавок. При выбо-
ре формы зуба необходимо обеспечить его необходимую прочность,
свободное размещение срезаемой стружки в канавке, большое чис-
ло переточек, простоту изготовления. Наиболее распространенные
профили зубьев цельных фрез представлены на рис.4.2, а области
их использования в различных типах фрез указаны в табл. 4.7.

Таблица 4.7

Рис.4.2. Профили зубьев фрез
Рекомендуемые области применения профилей зубьев фрез

Область применения	Тип фрезы					
	торцо- вые	диско- вые	ЦШПШД- рические	конце- вые	шпоноч- ные	фасон- ные
Обработка хрупких материалов и обра- ботка с малыми глубинами	а	а	а, б	б, в, г	г, д	е
Обработка сталей и обработка с боль- шими	подачами  и глубинами	б, г	а, б	б, г			
Обработка легких сплавов	б, г	б, в	б, в, г			

Высота зуба Л = &0/з, где к равно: для концевых фрез
0,9...1,2; торцовых и цилиндрических с крупным зубом 1,2...1,5, с
мелким зубом 0,8...0,9; дисковых 1,4...1,8. Радиус закругления дна
стружечной канавки г для формы «а» равен 0,5...2 мм, для форм
«б» и «в» выбирается в пределах (0,4...0,75)й, для формы «е» — в
пределах 1...5 мм в зависимости от размера фрезы и характера об-
работки профиля (шлифованный или нешлифованный). Углы
спинки аг = 20...300, т| = 47...520. Радиус спинки К * (0,3...0,45)В, при
этом касательная в точке сопряжения радиуса с ленточкой должна
проходить под углом аг = а + (10...150). Ширина ленточки / = 1...2 мм
в зависимости от диаметра фрезы. Угол для формы «б» обычно равен
60 или 65°, в общем случае он может лежать в пределах 45...100° че-
рез каждые 5°. Углы 0 и г| связаны между собой: т] = 0 - 360%г для
фрез с прямым зубом; т| = 0 - 360°соз3ю/2 для фрез с винтовым зубом.

Форма и размеры стружечных канавок сборных фрез обычно
выбираются из конструктивных соображений. Формы торцовых
зубьев фрез приведены на рис.4.3. Варианты «а» и «б» использу-
ются в концевых фрезах общего назначения, «в» и «г» в шпоноч-
ных, «б» — в фасонных.

Профиль канавки угловых фрез изменяется, так как зубья
имеют неравномерную высоту. Обычно рассчитывают наибольшее
ее значение, а профиль получают за счет правильной установки
делительной головки. Эти углы А, В, С (рис.4.4) должны быть рас-
считаны и указаны на рабочем чертеже фрезы. Угол наклона
шпинделя делительной головки А = В - С. При этом
1§В - созе с1^Р; з!пС =	с1§0 с1§В, где в = 360°/з — центральный

угол фрезы; р — угол профиля фрезы; © — угол профиля канавки.
Рис. 4.3. Формы торцовых зубьев: а, б — концевых фрез общего назна-
чения; в, г — шпоночных; д — фасонных

Рис. 4.4. Схема определения угла установки делительной головки
при фрезеровании или шлифовании канавок угловой фрезы
Схемы резания. Выбор схемы резания при фрезеровании оп-
ределяется условиями обработки — свойствами обрабатываемого
материала, снимаемым припуском, формой обработанной поверх-
ности и т.д. Например, при обработке плоскостей торцовыми фре-
зами с большими припусками используют ступенчатую схему реза-
ния, где общая глубина резания распределяется между двумя или
тремя зубьями. В последнем случае первый зуб удаляет слой ме-
талла 11 - (0,5...0,6)*, второй *2 = 0,3* и третий *з = 0,1*. Для улуч-
шения шероховатости обработанной поверхности зубья могут иметь
зачистные кромки длиной I ~ 1,23г (рис.4.5, а). Зубья в корпусе
расположены так, что первый расположен на наибольшем диамет-
ре и имеет наименьший вылет из корпуса, а третий — расположен
на наименьшем радиусе и имеет наибольший вылет. Такая схема
позволяет срезать слой металла до * = 20...25 мм, снизить уровень
вибраций, повысить период стойкости фрезы.

Еще более эффективны, хотя и сложнее в изготовлении и
эксплуатации фрезы со спирально-ступенчатой схемой резания
[23]. В этом случае число ступеней возрастает, поскольку черновые
зубья I расположены в радиальном направлении по спирали Архи-
меда, а их вершины равномерно смещены вдоль оси фрезы. Чисто-
вые зубья II расположены концентрично в одной торцовой плоско-
сти, выступающей по сравнению с последующим черновым зубом
(рис.4.5, б), т.е. работают по традиционной схеме лобового торцо-
вого фрезерования.

Рис.4.5. Ступенчатая (а)
и спирально-ступенчатая (б) схемы
резания торцовыми фрезами

Рис.4.6. Схемы резания
прорезными и отрезными фрезами
При фрезеровании глубоких пазов прорезными фрезами, у
отрезных фрез и пил также широко используются усовершенство-
ванные схемы резания. Например, у прорезных фрез поочередно с
каждой стороны снимают фаски на 1/3 ширины фрезы под углом
45° (рис.4.6, а). Такие фаски снижают нагрузку на зубьях, улуч-
шают условия резания, предохраняют фрезу от защемления и по-
ломки.

Близкая по замыслу схема используется в отрезных фрезах
(пилах). В этом случае на первом зубе секции выполняют фаски
под углом 46° с двух сторон, а второй зуб без фасок делают ниже
первого на А ~ 0,5...0,8 мм (рис.4.6, б)-

Для снятия больших припусков приспособлены так называе-
мые кукурузные цилиндрические или концевые фрезы (рис.4.7, а).
В этом случае на цилиндрических режущих кромках выполняют
кольцевые стружкоразделительные канавки, смещенные друг отно-
сительно друга на соседних зубьях на величину х = Р/г, где Р —
шаг канавок; г — число зубьев фрезы (рис.4.7, б). В результате
отдельные зубья срезают стружки шириной Ъ (рис.4.7, в), соответ-
ствующей ширине режущей кромки и толщиной в одной своей
части аг, соответствующей подаче на зуб 8?, а в другой — а0, соот-
ветствующей подаче на
оборот фрезы $о.

Расположение режу-
щих кромок на зубьях
фрезы со смещением в
осевом направлении
приводит к тому, что
основная масса металла
срезается с увеличенной
толщиной стружки и,
как следствие, с мень-
шими	усилиями

и мощностью резания.
Для обеспечения доста-
точного смещения коль-
цевых выступов при тре-
буемой шероховатости
обработанной поверхно-
сти необходимо обеспе-
чить перекрытие сосед-
них режущих кромок
/ = Ъ - х (рис.4.8, г).

Рис.4.7. Кукурузная концевая фреза: а —
внешний вид; б — развертка зубьев; в —
схема резания; г — перекрытие режущих
Обычно принимают Р = 6 мм для фрез диаметром 20...40 мм,
Р = 9 мм для фрез диаметром свыше 40 мм. Глубина канавок
1...1,5 мм в зависимости от диаметра, Ь = 0,5Р. Задняя поверхность
зубьев затылована.

Особенности конструкций сборных фрез. Сборные фрезы
позволяют резко сократить расход дорогостоящего инструмен-
тального материала, многократно повысить срок службы корпу-
са. Режущие элементы таких фрез могут быть в виде ножей из
быстрорежущей стали, оснащенных пластинами твердого сплава
или СТМ, а также в виде сменных неперетачиваемых пластин.
Существует много способов крепления ножей в корпусе:

ножи, имеющие форму одинарного (рис.4.8, а, б) или двой-
ного (рис.4.8, в) клина с углом 5°, закрепляются непосредственно в
корпусе. На клине имеются радиальные, косые либо осевые риф-
ления. Размеры рифлений принимаются по ГОСТ 2568-71;

Рис.4.8. Схемы крепления вставных зубьев при помощи
плоских клиньев, штифтов, втулок
121
ножи призматической формы с рифлениями или гладкие за-
крепляются в корпусе с помощью клиньев (рис.4,8, г—ж), штиф-
тдв (рис.4.8, з, и), круглых втулок с лыской (рис.4.8, к, л);

ножи призматической формы закрепляются в корпусе экс-
центриками или винтами (рис.4.9).

Многогранные пластины в корпусе закрепляются прихвата-
ми, клиньями, винтами (рис.4.10).

Расчет гнезд под режущие ножи и пластины. Передняя по-
верхность вставного ножа обычно плоская. С учетом геометрии
торцовой фрезы передние углы ут в торцовой и уОс в осевой секущих
плоскостях

1§Ут г 1§у81Пф + ^Хсозср;

1|Пос = ^усозф ~ ^Хзшф;

^<0 = ^УосСОЗут.

Исходя из этого смещение паза в корпусе фрезы относительно осевой
плоскости (рис.4.11, а) для торцовой фрезы с ножами будет:

Рис.4.9. Схемы крепления вставных зубьев эксцентриками (а)
или винтами (б—г)
Рис.4.11. Схемы для определения

смещения паза под многогранную
пластину в корпусе торцовой (а)
и дисковой (б) фрез: 1 —вершина
лезвия; 2 — пластина; 3 — ось
фрезы

Е — 0,51) зт

для торцовой фрезы с неперетачи-
ваемыми пластинами

Е === 0,52)81пут - ссозо;

для дисковых сборных фрез с
углом наклона ножа X - со

(рис.4.11, б)

^Ут - ^у/созХ;

Е « 0,52Эз1пут ± 0,5В1^Х;

Н = 0,52) соз ут ~ (В + А),

где В — длина ножа; с — толщина
пластины; А = 2...3 мм — зазор
между дном паза и торцем ножа;
В1 — ширина корпуса фрезы; знак
перед вторым членом при расчете
Е определяется направлением угла
X или торцом корпуса, принятым

за измерительную базу.

Точность конструктивных элементов фрез. Принимается по
соответствующим стандартам. Особое внимание следует обратить на
уровни радиальных и торцовых биений, которые определяют рабо-
тоспособность фрезы. Чем жестче условия работы и выше требова-
ния к точности детали, тем меньше должны быть биения. Напри-
мер, для торцовых фрез, оснащенных многогранными пластинами
без возможности их регулировки, ГОСТ 26596-91 допускает бие-
ния до 0,08 мм, а для фрез оснащенных сверхтвердыми материа-
лами, с возможностью регулировок по трем осям координат биения
не превышают 1...2 мкм.

Расчеты на прочность. Расчет прочности фрезы производит-
ся при черновой обработке и сводится к расчету на срез цилиндри-
ческой или торцовой шпонки либо шейки фрезы для Т-образных
пазов, определению минимального конуса Морзе для хвостовой
фрезы, расчету резьбы в хвостовике на срез и смятие. Расчет кону-
са Морзе можно произвести по формуле

6МКП 81п а
/7	-_____________

0₽ ЦРД1-0,04Да)

где <2ср — средний диаметр конуса; Мкр, Рх — крутящий момент и
осевая сила при фрезеровании; ц « 0,1 — коэффициент трения;
а » 1°30' — угол конуса; Аа — погрешность изготовления конуса,
определяемая по ГОСТ 2848-75 с учетом технических требований к
фрезе.

С некоторым приближением можно принять
б/ср = 0,5933Мкр/Рта»

Найденное значение с2ср округляется в сторону ближайшего
большего конуса по ГОСТ 25557-82.

При расчете резьбы на срез необходимо выдержать соотношение

ЗР* . .

< И’

кН ТТЬ

где 41 — внутренний диаметр резьбы; к « 0,88 — коэффициент
полноты резьбы; Н — длина свинчивания; ш = 5Р/с/ — коэффици-
ент, учитывающий неравномерную нагрузку витков резьбы;
[т] «150 МПа — допускаемое напряжение среза; Р — шаг резьбы.

При расчете резьбы на смятие необходимо выдержать соот-
ношение

12РХР г и
---т------- < [Осм],

где 4 — диаметр резьбы; [оСм] = 350 МПа — допускаемое напряже-
ние смятия.

Пример* Спроектировать дисковую фрезу для черновой
обработки паза В = 24 мм, I = 10 мм в детали из серого чу-
гуна СЧ35 НВ 230...255 на станке 6Р13ФЗ.

Таблица 4.8

Расчет дисковой пазовой фрезы

Последовательность расче- тов	Результат
1. Выбор конструктивного исполнения.	Выбираем сборную трехстороннюю фрезу со вставными ножами, оснащенными твердо- сплавными пластинами по ГОСТ 5348-69.
2. Выбор инструменталь- ного материала.	По табл. 4.1 выбираем твердый сплав ВК8. Материал корпуса сталь 40Х ННС9 32...45.
3. Выбор геометрических параметров.	По табл. 4.2—4.6 выбираем а — 10°, у « 5°, Ф = 90°, ф1 = 2°, /о = 1 мм, со = X = 15°.
4. Назначение режима ре- зания (по справочнику [20]). Отношение длины оправки к ее диаметру принимаем 10. Стойкость фрезы 150 мин, вероятность без- отказной работы  Р = 0,7	= 0,88).  Принимаем предваритель-	*  «0,12 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0« — 0,11 мм/зуб;  V =	=  = 66 0,8 * 1,0 * 1,0 * 1,2 0,5 1,08 0,88 = = 30,1 м/мин;  п « 1000 ♦ ЗОД/^г. 160 « 60 об/мин.
но диаметр фрезы  Е » 10* « 100 мм; тогда */Р = 0,1.	
5. Выбор диаметра фрезы: 2>т1п - 0,12 • 24°’25 • 10°'°9 X х 0,11°'°® • 250°’75 • 0,4~°’25 + + 2(10 + 10) = 66,3 мм.	Принимаем вылет фрезы из шпинделя 1- 250 мм. По ГОСТ 29116-91 с учетом сборной конструкции принимаем  I) — 100 ММ > 2)пип>
6. Выбор диаметра оправ- ки фрезы:  4* - 0,44Ртт-	(1 = 29,2 мм.  По ГОСТ 9472-90 принимаем д, - 32Н7, размеры шпоночного паза а — 8Ы1;  С1 = 34,8Н12.
7. Выбор числа зубьев.	2 - 0,2 100 •	0,11 • 19.  С учетом сборности конструкции по ГОСТ 5348-69 принимаем г ~ 8.
8. Выбор размеров зубьев и стружечных канавок.	По ГОСТ 14700-69 выбираем ножи клиновые с рифлениями (шаг 1 мм, угол 90°) длиной 1г « 20, толщиной 10 мм с толщиной твер- досплавной пластины 2,5 мм. Ширину кор- пуса фрезы примем В\ - 20 мм, диаметр корпуса В1 — 90 мм, вылет ножей из корпуса по боковым сторонам 2 мм. Форма стружечной канавки упрощенная, с углом г| = 80° (см. рис.4.11, б).  Тогда  1$ут - 1$ 5°/сов 15° - 0,0905;  Гт = 5,17°;  Е = 0,5 • ЮОздп 5,17° + 101$ 15° « 7,2;  Н - 0,5 ♦ 100соз5,17о - (20 + 3) = 26,8 « 27.
9. Точность конструктив- ных элементов фрезы.	По ГОСТ 5808-77 принимаем шерохова- тость передней и задних поверхностей Кг < 1,6, диаметра посадочного отверстия Ва^1,25, опорных поверхностей Кг < 10. Допуски на передний и задний углы равны ±3°. Радиальное биение между соседними зубьями не более 0,04 мм, максимальное не более 0,08 мм. Торцовое биение зубьев не более 0,05 мм. Отклонение от перпендику- лярности торцов ступицы относительно оси отверстия 0,02 мм.
4.2.	РАСЧЕТ ФРЕЗ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ФАСОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ

Фасонные фрезы широко используются в промышленности при

10 5

8

наружной обработке разнообразных фа-
сонных профилей. Они имеют достаточно

простую конструкцию и технологию из-
готовления, при их эксплуатации не тре-
у' буется специального оборудования. Осо-
>5 бенности проектирования фрез подробно

рассмотрены в учебной литературе. Ниже
излагается последовательность их расчета
на конкретном примере.

Таблица 4.9

Расчет дисковой фасонной фрезы
Рис.4.12. Профиль детали

Последовательность расчетов	Результат
1	2
Задание: Спроектировать дисковую фасонную фрезу для обработки профиля (рис.4.12) в детали из стали 40Х НВ 200...229 на станке 6Р82Г.	
1. Выбор инструментального ма- териала.	По табл. 4.1 принимаем сталь Р6М5.
2. Выбор геометрии фрезы. При выборе заднего угла следует учесть, что в произвольной $-й точке профиля  а< = (Р/АНе “ з*п  где Р — наружный диаметр фре- зы; ъ — угол между касательной к профилю в 1-й точке и торцовой плоскостью; т — угол поворота суппорта при косом затыловании. Решение о косом затыловании принимается, если ац < 3...4°.	По табл. 4.2 а - 12°, у =? 10°.
3. Расчет режима резания. Производим как для дисковых фрез. Примем диаметр фрезы 100 мм. Отношение длины оправ- ки к ее диаметру равно 10, 11В = 0,2, период стойкости 120 мин.	По справочнику [20]  & == 5»гтабл	~  = 0,06 • 1 ♦ 0,9 4 ♦ 1 * 1 - 0,054 мм/зуб;  V — Утабл	~  - 33 0,8 0,9 1 0,9 1 1,05 -  = 22,45 м/мин;  п = 1000 22,45/л 145 -  - 49,2 об/мин;  Пет — 50 об/мин;  — 0,054 • 10 - 50 = 25 мм/мин.
4. Выбор диаметра оправки фрезы. Для дисковых фасонных фрез рекомендуется	а = 14,2 • 20°’373 - 43,4 мм. По ГОСТ 9472-90 принимаем <1= 40Н7,
а - 14,2ЛП0’373, где кп — глубина профиля детали. Полученное значение округляют до ближайшего стандартного.	размеры шпоночного паза Ь = 10Н11, С1 - 43.5Н12.	'
5. Выбор диаметра и ширины фрезы. Наружный диаметр фасон- ной фрезы обычно равен  В = 2)1 + 2Н; В1 = (1,6...2)^;  Н = кф + к + г;К = (др/и)^ а, где В1 - (1,6...2)<2 — диаметр ок- ружности, проведенный через основание впадины; Н — высота зуба; кф *= кп + 1—3 мм — высота профиля фрезы; К — величина затылования; г= 1...3 мм — ради- ус закругления впадин; 2 — число зубьев.  Толщина ступицы при этом долж- на соответствовать  а = (В ~ (1 - 2Н)/2 > 0,4<2. Ширина фрезы В — Ъ + 2 с после- дующим округлением по ряду предпочтительных чисел.	К = л • 1001$ 12712 = 5,5 мм;  кф • 20 + 3 = 23 мм;  2)1 = 2<2 = 80 мм;  Л = 23 + 5,5 + 3 = 31,5 мм;  р = 80 + 63 145 мм.  В связи с тем, что фреза фасонная (специальная), допускается несоот- ветствие В = 145 мм ближайшему стандартному значению (160)  а = (145 - 40 - 63)/2 = - 21 > 0,4 40 = 16;  В = 43 + 2 = 45 мм.  В отверстии предусматриваем кар- ман, ширина посадочных шеек  1 = В/4 — 12 мм.
6. Выбор числа зубьев. Ориентиро- вочно г = (1,8.-2,2)Ь/Н для фрез с прямой стружечной канавкой и г = (2,2...2,8)Р/Н для фрез с усиленной формой зуба. В по- следнем случае дно стружечной канавки должно отстоять от ре- жущей кромки на расстоянии Лг > К + г И- 1...4.	В связи с большой шириной фрезы принимаем усиленный зуб:  2 = 2,8 • 145/31,5 - 12,9 « 12;  Н = 5,5 + 3 + 3,5 — 12 мм.
7. Выбор формы и размеров зубьев и	стружечных	канавок  (см. разд. 4.1). Угол впадины 0 выбирается исходя из условий свободного выхода затыловочного резца. Полному обороту затыловоч- ного кулачка соответствует поворот фрезы на угол 360°/з. Поскольку холостой ход обычно соответствует повороту кулачка на 90°, угол хо- лостого хода резца 90°/з . С учетом углов врезания и перебега резца (2...3°) и угла, , определяющего прочность сточенного до предела зуба (15°), получим угол впадины  О « 90°/з + 15...180.  Значение 0 округляется до значе- ний 18, 22, 25, 30°.	Выбираем форму зуба (см. рис.4.2) К — 5,5 мм (см. п. 5);  0 = 90/10 + (15...18) - 30°;  Рк = 0,5 14581П 15° созес 12° « « 90 мм > Ртш = 50 мм.
Большие значения принимаются для фрез с положительными пе- редними углами. В тех случаях, когда профиль фрезы шлифуется, используют двойное затылование с Кг - 1,5К, необходимое для обес- печения выхода шлифовального круга. При этом ширина первого затылования	составляет  с & 0,&я&/2. В этом случае с неко- торой погрешностью диаметр шлифовального круга  Вк = 0,5В ат (180°/з)со8ес а.	
8. Коррекционный расчет фрезы. Выполняется, если у = 0, в сле- дующей последовательности:  т — Взхпу;  81П р/ = ТП/2&; Ча = Р/ - у;  - Кг^/360°; к& = кт “ ДЛь Размеры профиля фрезы в осевом направлении для случая радиаль- ного затылования равны размерам детали. По размерам к$1 проекти- руют также профиль затыловочно- го резца.	В нашем случае для точек 1, 6 получим: т = 12,5895 мм;  В1,б = 72,5 - 20 = 52,5 мм;  81п р1,б = 0,2398;  Р1.6 = 13,87°;  ЧЛ.в = 3,87°;  ДЛ1,6 - 5,5 12 ♦ 3,87/360 = 0,710 мм; &Ф1,в — 20 - 0,710	19,290 мм.  Для точек 4, 5 аналогично:  В4,б = 72,510 = 62,5 мм:  81п р4,5 ~ 0,2014;  4*4,5 — 1,62°;  р4,5 - 11,62°;  Д/и,5 — 0,297 мм;  &Ф4,5 — Ю - 0,297 =* 9,703 мм.
9. Расчет боковых задних углов. Принятие решения о косом заты- ловании.	82 - 45°;  ез = агс1^0,5 = 26,56°;  €5,6 = 0°;  1§а2 - 72,5/62,5 + 5ш45°^12° = 0,1743;  «2 = 9,9°;  1^аз » 0,11; аз = 6,3°.  Для участков 1—2, 2—3, 3—4, 4—5 косого затылования не требуется. Для участка 5—6 вместо косого за- тылования более целесообразно вы- полнить поднутрение с <р1 = 1...2°.
10. Расчет шаблона для контроля профиля фрезы в плоскости пе- редней поверхности  кш1 * Нг 81П \#/81П у.	Лш1,б ~ 52,58тЗ,87°/81п10° = 20,405 мм; &ш4,5 = 62,581п1,6278т10° = 10,175 мм.
11. Расчет полей допусков.  Расчет погрешностей изготовления элементов профиля фрезы можно	Согласно рис.4.10  5&п1,б « 0,5 * 0,084 « 0,042 мкм;
осуществитьв следующей последо-
вательности:

1)	принимаем, как и для фасон-
ных резцов, что допустимая по-
грешность от неточностей заточки
и изготовления фрезы 5Лф состав-
ляет половину от поля допуска на
размер профиля детали 6ЛП, а
погрешность угла заточки бу, вы-
раженная в угловых минутах,
равна минимальной погрешности
обработки &шшп, выраженной в
мкм;

2)	погрешность высоты профиля
равна

8Аф| - [Л/(В - ЛпО ]х
х (Кг • 6у)/(360 • 60).

3)	погрешности осевых размеров
профиля принимаются аналогично
фасонным резцам (см. разд. 3).

4)	погрешности конструктивных
элементов, отклонения формы
и шероховатость рабочих поверх-
ностей фрезы можно принимать
аналогично дисковым фрезам
близких типоразмеров с учетом
влияния биений на точность про-
филя (не более половины ми-
нимальной погрешности).

6&шп1п ЗЙп4,5 —
= 0,5 ’ 0,07 — 0,035 мкм;

5у == 35'.

Для участка 1-6

5*ф1,в = [72,5/(72,5 - 20)] х
х 5,5 • 12 ♦ 35/(360 * 60) = 0,040 мм.

Аналогично

ЗЛф4,5 = 0,017 мм.

Радиальное биение зубьев 0,03 мм,
торцовое — 0,03 мм.

В общем случае возможно несовпадение базовых участков
фрезы и детали. Тогда производят простановку высотных размеров
профиля фрезы от вновь выбранной базы. То же делается на про-
филе детали, после чего производится расчет полей допусков.
5.	ПРОТЯЖКИ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ВНУТРЕННИХ И НАРУЖНЫХ
ПОВЕРХНОСТЕЙ

5.1.	ВЫБОР КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
ПРОТЯЖЕК

1.	Назначение и области применения протяжек различных
схем резания. Протяжки применяются для обработки как внут-
ренних, так и наружных поверхностей с различной формой профи-
ля. Следует отметить, что протяжки, как правило, являются спе-
циальными инструментами, предназначенными для обработки
строго определенных деталей. Например, протяжки для обработки
внутренних поверхностей, разделяют на круглые, шлицевые эволь-
вентные, шлицевые прямобочные, елочные, многогранные, шпо-
ночные, протяжки для отверстий со шпонкой, с плоскостью и др.
Сведения по проектированию таких протяжек имеются в литерату-
ре [5, 17, 2, 41].

В крупносерийном производстве широко применяются про-
тяжки для обработки наружных поверхностей в виде плоскостей,
уступов и т.д. Проектирование таких протяжек не вызывает осо-
бых затруднений. Но для эксплуатации таких протяжек необходи-
мо проработать способы их закрепления и комбинации расположе-
ния на инструментальной плите, устройства для регулирования
высоты рабочей части, крепежные элементы и др., которые рас-
сматриваются в разделе по проектированию инструментальных
наладок. Ввиду ограниченного объема данного справочного посо-
бия, в нем приводятся основные сведения, которые используются
для проектирования различных протяжек и приводятся особенно-
сти проектирования наиболее часто применяемого протяжного ин-
струмента.

Чаще всего протяжки для обработки отверстий состоят из сле-
дующих основных частей (рис.5.1, а): 1 —хвостовая часть; 2 — шей-
ка; 3 — переходный конус; 4 — передняя направляющая часть; 5 —
режущая часть; 6 — калибрующая часть; 7 — задняя направляющая
часть. Для тяжелых и длинных протяжек дополнительно выполняют
опорную цапфу 8 и задний хвостовик 9 (рис.5.1, б).

В учебной и технической литературе [5, 17, 24, 41] подробно
описываются назначение, типы, особенности и области применения
протяжного инструмента. Однако, учитывая, что последовательность
снятия припуска определяет схему резания и конструкцию протяжек,
Рис. 5.1. Основные части протяжек
в данной работе остановимся, в основном, на особенностях и областях
применения протяжек с различными схемами резания.

Существует две схемы резания: одинарная и групповая.

Одинарная схема резания подразделяется на профильную и
генераторную.

При профильной схеме резания (рис.5.2) форма каждого ре-
жущего зуба идентична форме окончательно обработанной поверх-
ности. Подъем на зуб 8? при обработке стали назначается в преде-
лах 0,015...0,04 мм, при обработке чугуна — 0,03...0,1 мм.

При генераторной схеме резания (рис.5.3) припуски снима-
ются параллельными слоями каждым зубом протяжки не по всему
профилю, а лишь по его части. При этом форма каждого зуба
идентична форме предварительно подготовленной под протягива-
ние поверхности и только последние режущие зубья соответствуют
форме окончательно обработанной поверхности. Подъем на зуб 8?
для этой схемы резания можно увеличить до 0,04...0,08 мм при
обработке стали и до 0,1...0,15 мм при обработке чугуна.

Выбор одинарной схемы резания рекомендуется при снятии
общего припуска в пределах 0,8...1,0 мм. Для обработки точных
круглых отверстий применяется профильная схема резания, так
как в этом случае снимаются менее тонкие стружки, вызывающие
меньшие деформации в технологической системе, и обеспечивается
более низкая шероховатость протянутой поверхности.

Генераторная схема резания применяется, как правило, для
шлицевых, шпоночных, пазовых и многогранных протяжек, что
упрощает их изготовление.
Рис. 5.2. Профильные схемы резания при обработке круглых (а),
квадратных (б) отверстий и наружных поверхностей (о, г)
Рис» 5.3. Схемы работы генераторных протяжек при обработке
круглого (а), шлицевого (б) отверстий и наружных поверхностей (в, г)
Наличие стружкоразделительных канавок на режущих зубь-
ях протяжек облегчает ее хорошую сворачиваемость в виток и сво-
бодное размещение во впадине между зубьями,

К недостаткам протяжек, работающих по одинарной схеме, сле-
дует отнести сравнительно невысокую производительность и большую
длину режущей части из-за малых значений &, что приводит к боль-
шему расходу дорогостоящего инструментального материала, уменьшает
жесткость протяжек. Кроме того каждый последующий зуб работает по
наклепанному слою, а наличие ребра жесткости в местах стружкоразде-
лительных канавок затрудняет сворачивание стружки в виток; значи-
тельная ширина среза (для круглого зуба Е&г * приводят к то-
му, что усилия резания при использовании протяжек одинарной
схемы резания достаточно велики.

При групповой схеме резания (рис.5.4) все режущие зубья
разбивают на группы. В группе может быть от 2-х до 5-ти зубьев.
Последний зуб группы является зачистным. Он не имеет стружко-
разделительных канавок, а по размерам на 0,02...0,04 мм меньше,
чем прорезные зубья этой же группы. Прорезные зубья имеют
стружкоразделительные канавки различной формы, располагаемые
в шахматном порядке. Подъем на группу зубьев увеличивают до
0,1...0,3 мм, что позволяет сократить число черновых зубьев и в
делом уменьшить длину протяжки.

При работе протяжками групповой схемы резания возникают
меньшие силы резания, так как последующая группа зубьев работает
не по наклепанному металлу, в стружке отсутствует ребро жесткости,
меньше ширина среза Е& для каждого прорезного зуба. Например
для одного прорезного зуба круглой протяжки Т&1 » хО/2.

У внутренних протяжек групповая схема резания со струж-
коразделительными канавками в виде шлицев получила название
шахматной (рис.5.4, а), при стружкоразделительных канавках в
виде выкружек — переменного резания (рис.5.4, б) и при струж-
коразделительных канавках в виде лыски — многогранной
(рис.5.4, в).

Из указанных схем резания наибольшее применение полу-
чили схемы переменного резания (для круглых, шлицевых про-
тяжек (рис.5.4, а, г) и многогранная (для квадратных, шести-
гранных и др. многогранных протяжек). Объясняется это сле-
дующими обстоятельствами. Помимо указанных преимуществ
для групповой схемы резания, при использовании указанных
схем устраняется опасность повреждения соседних зубьев при
нанесении стружкоразделительных канавок; обеспечиваются
вспомогательные углы аг до б...8°; по вершинам выкружек угол
8 » 130... 160°, что улучшает теплоотвод и тем самым повышает-
ся период стой кости протяжек.

Для шлицевых и шпоночных протяжек переменного ре-
зания (рис.5.4, г, д) характерно наличие двух зубьев в группе.
секции	секции

Рис. 5.4. Принцип работы и конструктивные варианты протяжек
групповой схемы резания
Наружные протяжки применяются для обработки плоско-
стей, пазов, зубьев колес и т.д. К особенностям этих протяжек сле-
дует отнести: сложность их конструкции, включающей корпус,
элементы крепления и рабочую часть; наличие больших задних
углов, выбираемых из условия оптимальности процесса резания;
высокую достигаемую точность обработанных поверхностей, так
как они жестко закрепляются на ползуне протяжного станка. Кон-
струкция протяжки в значительной мере определяется применяе-
мой схемой резания.

При обработке сравнительно широких плоскостей с неболь-
шим припуском А применяют протяжки с профильной схемой
(см. рис.5.2, в, г). Узкие плоскости с большим припуском А целе-
сообразно обрабатывать протяжками с генераторной схемой реза-
ния (см. рис.5.3, в, г). Они могут быть с прямыми и наклонными
зубьями, односторонними и двухсторонними [24]. Последние более
производительны, уравновешивают боковые силы, но требуют и
большей мощности протяжного станка.

При работе односторонними протяжками с наклонными зубьями
возникает составляющая сила Рх (рис.5.5). Угол наклона зубьев
X » 60...850 выбирается таким, чтобы сила Рх прижимала протяжку к
опорной поверхности инструментальной плиты. Величину угла
X можно рассчитать, исходя из условия равномерности протягивания.
Это условие выполняется, когда величина поперечного шага Рп про-
тяжки кратна ширине В обрабатываемой поверхности:

В/Рп = к.

Тогда

ег% = Рп/Ро«в/*Ро,
где Ро — осевой шаг протяжки.

При проектировании наружных протяжек групповая схема
резания применяется реже,

Рис.5.5. Схема действия сил на наклон-
ные зубья протяжки

чем одинарная, так как в
ряде случаев при примене-
нии групповой схемы реза-
ния протяжки получаются
—очень короткими (менее

80 мм) и их трудно монти-
ровать на инструментальной
плите. Если же применяют
групповую схему резания
для наружных протяжек, то
применяют трапецеидаль-
ную схему, когда припуск А
срезается последовательно
двумя-тремя секциями с
подъемом 82 на каждый зуб секции. На рис.5.4, е приведена
схема срезания припуска двухсекционной трапецеидальной про-
тяжкой. На зубьях первой секции протяжки прорезаны трапе-
циевидные пазы с углом профиля 30...45°. После прохода первой
секции припуск А на обрабатываемой детали оказывается разде-
ленным профильными трапециевидными канавками. Зубья второй
секции имеют также подъем на каждый зуб, сплошную режущую
кромку и срезают выступы припуска, оставшиеся после зубьев
первой секции.

Трапецеидальные выступы на прорезных зубьях имеют длину
главных режущих кромок 5...8 мм. Боковые кромки выступов
шлифуются при подъеме заднего конца секции на 1...2 мм на каж-
дые 100 мм длины, что обеспечивает получение бокового заднего
угла, способствующего повышению изностостойкости режущих
выступов.

Для протягивания пазов и нешироких плоскостей (до 25 мм)
применяют наружные протяжки групповой схемы резания, работаю-
щие по схеме П.П. Юнкина (рис.5.4, д). В группе, как правило, два
зуба. Прорезной зуб группы имеет на обоих сторонах фаски под углом
45°, оставляющие режущую кромку с шириной 51 > 5/2. На фасках
выполняют углы «1. Зачистной зуб делается без фасок высотой на
0,02 мм меньше высоты первого зуба. Затачиваются такие протяжки
только по передней поверхности.

При проектировании наружных протяжек, обрабатывающих
радиусные поверхности (см. рис.5.2, г), чаще применяется схема
переменного резания с конструктивными элементами зубьев, ана-
логичными зубьям внутренних цилиндрических протяжек. Затачи-
ваются наружные протяжки переменного резания по передней по-
верхности.

2.	Выбор материалов для изготовления режущей, хвостовой
части, шейки и переходного конуса. Протяжки относятся к слож-
нопрофильному дорогостоящему инструменту, поэтому при проек-
тировании необходимо стремиться к обеспечению возможно боль-
шего срока их эксплуатации, который особенно зависит от пра-
вильного выбора иструментального материала для рабочих частей
протяжек. При этом соединительные (державочные, корпусные)
части протяжек изготавливают из конструкционных сталей, чаще
всего из стали 40Х.

Выбор инструментального материала для рабочих частей про-
тяжек зависит от физико-механических свойств обрабатываемого
материала, формы и размеров обрабатываемых поверхностей, тех-
нических требований на их изготовление и типа производства, .в
котором применяются протяжки. В массовом и крупносерийном
производстве для рабочих частей применяют быстрорежущие стали
марок Р6М5, Р9К5, Р9Ф5, Р9К5Ф5 и др. В мелкосерийном произ-
водстве применяют менее износостойкие инструментальные легиро-
ванные стали ХВГ или ХВСГ, Р6АМ5, Р12ФЗ, при этом внутренние
протяжки целесообразно делать цельными, а не составными. Быстро-
137
режущие протяжки делают цельными в массовом и крупносерийном
производствах, если диаметр протягиваемого отверстия (I < 14 мм.

При протягивании деталей из труднообрабатываемых материа-
лов, жаропрочных и нержавеющих сталей целесообразно применять
протяжки, рабочая часть которых изготовлена из твердых сплавов.
При обработке обычных конструкционных материалов (сталей и чугу-
нов) твердосплавные протяжки следует применять при скоростях ре-
зания не менее 30...50 м/мин, что повышает производительность обра-
ботки примерно в 4 раза, снижает стоимость операции в три и более
раза по сравнению с быстрорежущими протяжками. Одновременно
уменьшаются шероховатость обработанных поверхностей и состав-
ляющие силы резания. Зубья протяжек сравнительно несложной
формы с большими подъемами на зуб или группу зубьев следует ос-
нащать более прочными твердыми сплавами марок ТТ7К12, ВК6М и
др., а с 8г < 0,1 мм — твердыми сплавами марок Т5К10, Т14К8, ВК8
и др.

Формы хвостовых частей протяжек стандартизованы (ГОСТ
4044-70, ГОСТ 4043-70) и зависят от типа протяжек и способа их
крепления в тяговом патроне протяжного станка.

Длина шейки выбирается с учетом того, чтобы обеспечить необ-
ходимую длину протяжки до первого режущего зуба (см. п. 15), а ее
диаметр обычно на 0,3... 1 мм меньше диаметра хвостовой части.

Длина переходного конуса берется в пределах от 10 до 25 мм в
зависимости от размеров протяжки. Меньший диаметр переходного
конуса следует принимать равным диаметру хвостовика, а больший —
диаметру направляющей части.

Допуски на длину шейки и переходного конуса не задаются; эти
размеры являются свободными.

3.	Припуски на протягивание. При обработке отверстий, в том
числе протягивании, используют понятия припуск «на сторону» А и
припуск на диаметр Ао = 2А (рис.5.6). В табл. 5.1—5.3 [41] приводятся
величины припусков для обработки цилиндрических, квадратных
и прямоугольных отверстий, а также припуски на чистовое протяги-
вание прямоугольных канавок.

После выбора припуска подсчитывается наименьший диаметр
предварительного отверстия Ро по формуле

1)о ~ I) ~ Ао,
где 2) — диаметр окончательного отверстия в детали (принимается по
своему минимуму для отверстий 7 и 8-го квалитетов точности и по
максимальному значению для отверстий 11-го и более грубых квали-
тетов точности.

Номинальный диаметр сверла или зенкера <2ин подсчитывается
как <2ин = 2)0 + пк, где ак — допуск, учитывающий уменьшение диа-
метра сверла или зенкера при переточках вследствие наличия обрат-
ного конуса по наружному диаметру (см. табл. 5.1).

Припуски на протягивание дуговых участков на выступах шли-
цевых, рифленых, эвольвентных и других аналогичных отверстий
принимаются такими же, как и для цилиндрических отверстий. Если
же эти участки обрабатываются отдельно от самих шлицевых кана-
вок, например разверткой, то допуски на внутренний диаметр должны
быть не ниже 8-го квалитета точности.

Для квадратных, шестигранных прямоугольных и прочих от-
верстий с профилем, очерченным прямыми линиями, наименьший
диаметр отверстия под протягивание принимается равным диаметру
вписанной окружности.

Величина припуска для обработки наружными протяжками за
один проход принимается минимально допустимой в пределах от 2 до
6 мм на сторону, в соответствии с массой и формой обрабатываемых
деталей. При выборе припусков на протягивание чугунных деталей
следует руководствоваться ГОСТ 26643-85 либо справочниками. Если
же наружное протягивание производится по предварительно обрабо-
танным поверхностям, то припуск на сторону на протяжку составляет
0,25—1 мм.

Во всех случаях, при выборе припуска на протягивание необхо-
димо принимать его минимальное значение. Большие припуски вызы-
вают увеличение длины протяжки, излишний расход инструменталь-
ной стали, снижают производительность обработки и заставляют пе-
реводить в стружку большое количество обрабатываемого металла.

4.	Выбор подачи на зуб и подъема на группу зубьев. Длина
режущей части протяжки определяет производительность обработки.
Она зависит от выбранной схемы резания, а, следовательно, подачи на
зуб или подъема на группу зубьев, шага зубьев, профиля и размеров
стружечной канавки.

Выбор подачи на зуб & или подъема на группу зубьев 8 имеет
решающее значение для процесса протягивания. Чем толще стружка,
снимаемая одним зубом или группой зубьев, тем короче будет про-
тяжка, меньше ее стоимость и выше производительность процесса
протягивания. Однако при срезании чрезмерно толстых стружек рас-
тут силы резания, что может привести к разрыву протяжки, а объем
стружечных канавок может оказаться недостаточным для размещения
стружки, и следовательно, будет низким качество обработанных по-
верхностей. Кроме того, величину наибольшей подачи ограничивают
срывы или сколы металла, появляющиеся при выходе зубьев из изде-
лия, а также задиры на обработанной поверхности.

У протяжек одинарной схемы резания подачи на зуб для всех
зубьев режущей части обычно принимаются постоянными (табл. 5.4),
за исключением нескольких последних зубьев (от 2 до 5), на которых
82 постоянно уменьшается. Эти зубья называются переходными и
необходимы для обеспечения плавности падения нагрузки
на протяжку, что способствует снижению шероховатости обработан-
ной поверхности. Подача на зуб для последнего переходного зуба
должна быть не более 0,010—0,02 мм.
Таблица 5.2

Припуски на протягивание квадратных и прямоугольных отверстий, мм

Больший размер отверстия	Припуск на ширину и высоту отверстия	Допуск на предвари» тельную обработку
10...18	0,8	+0,24
18...30	1,0	+0,28
30... 50	1,2	+0,34
50...80	1,5	+0,40
80.. 120	1,8	+0,46

Таблица 5.3

Припуски на протягивание прямоугольных канавок, мм

Ширина канавки	Припуск	Допуск на предварительную обработку
3...6	0,4	+0,16
6...10	0,6	+0,20
10...18	0,8	+0,24
18...30	1,0	+0,28
30...50	1,2	+0,34

Таблица 5.4

Подачи на зуб для режущих зубьев протяжек одинарной схемы резания

Типы протяжек	Обрабатываемый материал			
	сталь	чугун	алюминий	бронза, латунь
Цилиндрические	0,02-0,04	0,03-0,08	0,02-0,05	0,05-0,12
Шлицевые с прямо» угольными шлицами	0,05-0,08	0,06-0,10	0,04-0,10	0,06-0,12
Шлицевые с треуголь- ными и эвольвентными шлицами	0,03-0,06	—	—	—
Канавочные и шпоночные	0,08-0,15	0,08-0,20	0,05-0,08	0,08-0,20
Прямоугольные и плоские	0,04-0,12	0,06-0,20	0,05-0,08	0,06-0,15
Квадратные и шестигранные	0,02-0,15	0,05-0,15	0,03-0,15	0,05-0,20
Фасонные	0,03-0,07	0,05-0,10	0,03-0,15	0,05-0,20
Для протяжек групповой схемы резания различают черновые
или обдирочные зубья, срезающие основную часть припуска, пере-
ходные или зачищающие и чистовые зубья, обеспечивающие тре-
буемые шероховатость и размеры протянутой поверхности. Черно-
вые зубья работают с подачей от 0,1 до 0,3 мм и больше, зачи-
щающие — с постоянно снижающейся подачей и чистовые с
наименьшей допускаемой подачей (0,01-0,005 мм).

Принятое значение подачи корректируется при проверке про-
тяжки на прочность, на заполнение стружечных канавок и соответст-
вие силы резания тяговому усилию станка.

Из трех максимальных значений подачи принимается наимень-
шая, причем необходимо стремиться получить наименьшую возмож-
ную длину протяжки, что достигается расчетом нескольких вариантов
и выбором наилучшего из них.

Проверочные расчеты приведены ниже, после рассмотрения
профиля зубьев и формы стружечных канавок (см. п. 7, 13).

В отличие от режущих поперечные размеры и форма калиб-
рующих зубьев протяжек всех схем резания одинаковы и соответ-
ствуют форме и размерам готового отверстия. По мере переточек
зубья калибрующей части становятся режущими. Так, например,
после нескольких переточек первый калибрующий зуб будет вы-
полнять работу последнего режущего зуба. В дальнейшем в работу
вступает второй калибрующий зуб и так далее, пока не будет ис-

Рис.5.7. Форма зубьев и стружечных канавок
141
пользована большая часть калибрующих зубьев. В любом случае на
протяжке должно оставаться не менее трех калибрующих зубьев.

5.	Профили зубьев и форма стружечных канавок. Зубья
протяжки должны удовлетворять следующим требованиям:

1)	обеспечивать наибольший период стойкости, что во многом
зависит от величины углов у и а;

2)	форма стружечной канавки не должна препятствовать об-
разованию и свободному завиванию стружки в виток;

3)	объем канавки должен быть достаточным для размещения
стружки;

4)	размеры зубьев должны обеспечивать достаточную их
прочность, виброустойчивость и возможно большее количество
переточек, производимых в основном по передней поверхности
зубьев.

Чаще всего применяются формы зубьев и стружечных ка-
навок, представленные на рис.5.7, где а — двухрадйусные ка-
навки, используемые при обработке пластичных материалов;
б — канавка с плоской спинкой и радиусной передней поверх-
ностью зуба, применяемые при обработке хрупких материалов с
образованием стружки надлома; в — удлиненные канавки с за-
кругленными спинкой и передней поверхностью зубьев и пря-
молинейным участком по дну канавки, используемые при обра-
ботке глубоких отверстий. Размеры стружечных канавок (а, б)
можно рассчитать по соотношениям:

Ло = (0,35 - 0,4)*; г = (0,5 - О,55)йо;

д = (0,3 - 0,35)*; Е = (0,65 - 0,8)*.

Канавки с размерами, рассчитанными по указанным соотно-
шениям, чаще всего используются при изготовлении протяжек и
получили название «основные канавки». Однако в отдельных случа-
ях глубина йо может быть увеличена или уменьшена. Например,
если пространство канавки достаточное для размещения стружки, а
протяжка с основной канавкой не удовлетворяет условиям прочно-
сти, то возможно применение мелких канавок с йо = (0,25-0,3)*.

Нормализованные размеры основных и мелких канавок при-
водятся в табл. 5.5 [41].

У протяжек с наклонными и винтовыми зубьями размеры
канавок следует проставлять в сечении, нормальном к направле-
нию зуба.
Таблица 5.5
Размеры стружечных канавок

Шаг г, мм	Общие размеры		Основная канавка			Мелкая канавка		
	у, мм	Л, мм	ко, мм	г, мм	Га, мм2	ко, мм	г, мм	^а,мм2
4	1,5	2,5	2	1	3,14	1,5	0,8	1,77
4,5	1,5	2,5	2	1	3,14	1,5	0,8	1,77
5	1,5	3,5	2	1	3,14	1,5	0,8	1,77
5,5	2	3,5	2	1	3,14	1,5	0,8	1,77
6	2	4	2,5	1,3	4,92	2	1	3,14
6,5	2	4	2,5	1,3	4,92	2	1	3,14
7	2,5	‘ 4,5	3	1,5	7,07	2	1	3,14
7,6	3	4,5	3	1,5	7,07	2	1	3,14
8	3	5	3	1,5	7,07	2	1	3,14
8,5	3	5	3	1,5	7,07	2	1	3,14
9	3	6	3,5	1,8	9,63	2,5	1,3	4,92
9,5	3	6	3,5	1,8	9,63	2,5	1,3	4,92
10	3	7	4	2	12,6	3	1,5	7,07
11	4	7	4	2	12,6	3	1,5	7,07
12	4	8	5	2,5	19,6	3,5	1,8	9,63
13	4	8	5	2,5	19,6	3,5	1,8	9,63
14	4	10	5,5	2,8	23,8	4	2	12,6
15	5	10	5,5	2,8	23,8	4	2	12,6
16	5	12	6	3	28,3	4	2	12,6
18	6	12	7	3,5	38,5	5	2,5	19,6
20	6	14	8	4	50,3	5,5	2,8	23,8
22	6	16	9	4,5	63,6	6	3	28,3
24	7	16	9	4,5	63,6	6	3	28,3
25	8	16	10	5	78,5	7	3,5	38,5
26	8	18	10	5	78,5	7	3,5	38,5
28	10	18	12	6	113,1	8	4	50,3
30	10	18	12	6	113,1	8	4	50,3

Для фасонных протяжек предъявляются дополнительные
требования к глубине и радиусу дна канавки, особенно тогда, когда
режущая кромка непараллельна дну канавки (рис.5.8). При посто-
янном соотношении между ко и г в отдельных точках режущей
кромки (например, в точке 2) значение угла утш будет чрезмерно
малым и возникнет ускоренный износ зубьев. В этом случае долж-
но удовлетворяться условие:

ко > Утах + Г(1 + ЗШУтт),
где утах — наибольшее смещение участков кромки по высоте зуба
протяжки; утш — наименьшее допустимое значение переднего угла
(для стали Упйп = 5°).
Рис.5.8. Схема к расчету угла утш на зубьях фасонных протяжек

Указанное условие необязательно для шестигранных, квад-
ратных и других протяжек, у которых участки кромок, не парал-
лельные дну канавки, не снимают стружки.

6.	Шаг и количество одновременно работающих зубьев про-
тяжки. Шаг I, т.е. расстояние между двумя смежными зубьями,
так же как и подача на зуб, является важнейшим параметром про-
тяжки. Чем меньше I, тем короче протяжка, ниже ее стоимость,
плавнее ход, выше производительность и качество протянутой по-
верхности. Однако, при уменьшении шага и неизменной толщине
среза возрастает нагрузка на станок и возникает опасность разрыва
протяжки, наблюдается переполнение стружкой межзубых кана-
вок, уменьшается толщина самих зубьев, а следовательно и коли-
чество допускаемых переточек.

Решающими факторами при выборе I для большинства про-
тяжек является количество одновременно работающих зубьев и
степень заполнения стружечных канавок, с чем связаны глубина и
ширина этих канавок, а следовательно, и шаг зубьев.

При конструировании протяжек необходимо обеспечит коли-
чество одновременно работающих зубьев 21 в интервале от 3 до 8 в
зависимости от длины протягивания /из- Меньшее значение этого
интервала относится к коротким отверстиям (12...20 мм), а боль-
шее — к длинным (около 150 мм и более). Чаще всего принимают
= Оиз/*) + 1 равным 4—5 зубьям. Если длина протягиваемого
отверстия мала и 21 = 2...1, то необходимо несколько тонких дета-
лей обрабатывать одновременно (пакетом), когда это возможно.

В случае протягивания прерывистой поверхности, например
отверстия с расточкой, значение Зйпах, подсчитывают по формуле

2&пах — 21 — 2{\ 2{ “ (2р/0 + 1»

где 2$ — количество зубьев, соответствующее длине поверхности
расточки 1Р.
При определении шага зубьев протяжки пользуются зависи-
мостью I »	• Коэффициент т = 1...2 и зависит от величины

характера производства, условий размещения и выхода стру-
жек из канавок и определяет количество переточек.

Для мелкосерийного производства принимают меньшие значе-
ния, для средне- и крупносерийного— т = 1,25... 1,5, для массово-
го — т = 1,75...2, так как чем крупнее серийность, тем выше требо-
вания к стабильности работы протяжек, улучшению условий разме-
щения и выхода стружки из канавок и обеспечению большого
количества переточек. В табл. 5.6 приводятся величины I и с коэф-
фициентом т = 1,5 для разных длин протягивания [41].

Таблица 5.6

Шаги и количество одновременно работающих зубьев при т = 1,5

и, мм	1, ММ	21	/из, ММ	1, ММ	21
Свыше 10 до 12	5,0	3	Свыше 49 до 54	11,0	5
«	12 « 14	5,5	3	« 54 « 60	11,0	6
«	14 « 17	6,0	3	« 60 « 70	12,0	6
«	17 « 19	6,5	3	«	70 « 77	13,0	6
«	19 « 20	6,5	4	«	77 « 83	13,0	7
«	20 « 25	. 7,0	4	« 83 « 90	14,0	7
« 25 « 31	8,0	4	« 90 « 100	15,0	7
« 31 « 33	8,5	4	« 100 « 111	16,0	7
«	33 « 35	9,0	4	« 111 « 125	16,0	8
« 35 « 40	9,0	5	« 125 « 143	18,0	8
«	40 « 45	9,5	5	« 143 « 160	18,0	9
«	45 « 49	10,0	6			

Заметим, что величина шага не должна быть одинаковой, так
как на обработанной поверхности появляются риски. Неравномер-
ность шага колеблется в пределах от 0,8 мм (при I < 8 мм) до 1 мм
(при I > 8 мм), причем достаточно сделать неравномерными шаги
не всех зубьев, а только каждых трех. Обычно на чертежах протя-
жек шаг указывают одинаковой величины, так как ошибки, воз-
никающие при изготовлении зубьев, обеспечивают достаточную
неравномерность шага.

7.	Шаг и объем стружечных канавок. Шаг и размеры стру-
жечных канавок во многом зависят от объема срезаемого слоя и
возможности размещения стружки. Так как виток стружки занима-
ет большее пространство, чем объем срезаемого слоя металла, то
объем активной части канавки Ра (см. табл. 5.5) должен быть всегда
больше объема слоя металла, который превращается в стружку Рс.
Отношение объема канавки к объему металла, срезаемого
каждым зубом, называемое коэффициентом заполнения канавки к,
должно быть больше единицы.

Стальная стружка располагается в наиболее глубокой или
«активной» части канавки, которая примыкает к передней грани
зуба и имеет в сечении форму круга с диаметром, равным глубине
канавки ко. Тогда	= пко2/48г1из- Значение коэффици-

ента &пш1 лежит в пределах 2...5. Меньшие значения /гтт берутся
при обработке материалов, дающих сыпучую стружку.

Минимально допустимые значения коэффициента &т1п при
протягивании различных материалов приводятся в табл. 5.7 [41].

Таблица 5.7

Значения при обработке различных материалов

8г, ММ	Обрабатываемый материал				
	Сталь ов, МПа			Чугун,  бронза, свинцовистая латунь	Медь, латунь, алюминий, баббит
	до 400	от 400 до 700	свыше 700		
До 0,03	3	2,5	3	2,5	2,5
Свыше 0,03 до 0,07	4	3	3,5	2,5	3
Свыше 0,07 до 0,10	4,6	3,5	4	3	3,5

Для протяжек групповой схемы резания ^тт при протягива-
нии стали и чугуна с 8 свыше 0,07 до 0,1 мм составляет 3, с 8
свыше 0,1 до 0,15 мм — 2,5 и с 8 свыше 0,15 до 0,4 мм — 2,2.

Зная /?тш, можно решать обратную задачу, т.е. находить раз-
меры стружечных канавок. Так, например:

а затем по табл. 5.5 выбрать значение предварительно округ-
лив значение йопип до числа, кратного 0,5.

8.	Размеры режущих зубьев и допустимые на них отклонения.
Форма и размеры первого зуба цилиндрических протяжек соответст-
вуют размерам и форме предварительного отверстия. Так, например,
если отверстие под протягивание подготовлено сверлом или зенкером,
то первый зуб протяжки будет круглым, а его диаметр будет равен
с11 - Во, где Во — наименьший диаметр предварительного отверстия.
Таким образом первый зуб не производит резания. Если отверстие под
протягивание будет достаточно точно обработано, то на первый зуб
дается подъем, равный 0,582.
Диаметр последнего режущего зуба по форме и размерам со-
ответствует готовому отверстию, а его диаметр равен размеру
калибрующих зубьев Х>7, т.е. = Р7 (см. рис.5.1).

Промежуточные зубья (между первыми и последними) могут
иметь различную форму режущих кромок соответственно принятой
схеме резания. Поперечные же размеры их для протяжек с замк-
нутыми режущими кромками будет получаться прибавлением к
размеру первого зуба двойной величины 8г или одной величины
подачи для протяжек с односторонним расположением зубьев при
равномерном подъеме на каждый зуб, т.е. + 28г, или в об-
щем виде (1г = ск-1 4- 28г(1 ~ 1).

При расчете размеров переходных зубьев надо учитывать, что
8г для них постепенно уменьшается.

Размеры режущих зубьев в поперечном сечении не влияют на
размер готового отверстия и поэтому их можно считать свободны-
ми. Однако при больших колебаниях этих размеров наблюдается
большая неравномерность нагрузки на зубья, что может вызывать
их поломку. В этой связи отклонения на расчетные диаметры ре-
жущих зубьев с круговыми режущими кромками, за исключением
двух последних, смежных с калибрующими, не должны превы-
шать, значений, указанных в табл. 5.8. Отклонения на размеры
последних двух зубьев такие же, как и для калибрующих.

Таблица 5.8

Наибольшие допустимые отклонения для режущих зубьев
с круговыми кромками, мм

Номинальный диаметр зубьев про- тяжки, мм	Подъем на зуб 8г, мм			
	Свыше 0,02 до 0,04	Свыше 0,04 до 0,06	Свыше 0,06 до 0,10	Свыше 0,10
До 18	-0,010	-0,012	-0,015	-0,018
Свыше 18 до 30	-0,012	-0,015	-0,018	-0,020
Свыше 30 до 80	-0,015	-0,018	-0,020	-0,025
Свыше 80 до 120	-0,018	-0,020	-0,025	-0,030
Свыше 120	-0,020	-0,025	-0,030	-0,035

9.	Количество режущих зубьев и длина режущей части. Для
протяжек с симметричным расположением зубьев (цилиндричес-
ких, шлицевых, квадратных и др.), когда подъем зубьев равномер-
ный число режущих зубьев будет:

зр = Ъ^/28г + (2...3),
где	~	— суммарный подъем режущих зубьев.
Для шпоночных, пазовых, плоских и других протяжек с од-
носторонним расположением зубьев

= ЕЛА/& + (1 ..12)»

где ЕДА - Ап - А1 — суммарный подъем, равный разности между
высотой последнего и первого зуба.

Вторым слагаемым в представленных зависимостях учитывается
уменьшенная толщина среза на переходных зубьях.

Длиной режущей части /5 будет расстояние от вершины первого
режущего до вершины первого калибрующего зуба.

Для протяжек с кольцевыми и прямыми зубьями /5 - 1г?, а
для наружных протяжек с наклонными зубьями под углом X

/5 =	+ В с!^ X,

где В — ширина протяжки; X — угол наклона зубьев.

Если шаг зубьев неравномерный, длину режущей части опре-
деляют непосредственным суммированием шагов всех режущих
зубьев. Отклонение на /5 составляет ±2 мм.

Для протяжек групповой схемы резания количество черно-
вых, переходных и чистовых зубьев определяется в соответствии с
рекомендациями п. 17.

10.	Передние и задние углы. Как любой режущий инстру-
мент, зубья протяжек снабжаются передними и задними углами.
Величина переднего угла выбирается, как и для всех инструмен-
тов, в зависимости от физико-механических свойств обрабатывае-
мого материала. Исключение составляют шпоночные протяжки.
Для них угол у должен быть не более 15°, так как при больших его
значениях может происходить самозатягивание протяжки в обра-
батываемый материал из-за одностороннего расположения сил ре-
зания , что приводит, как правило, к разрыву протяжки. В
табл. 5.9 приводятся значения передних углов, назначаемых в за-
висимости от физико-механических свойств обрабатываемого мате-
риала [41].

Таблица 5.9
Передние углы режущих зубьев протяжек, град.

Обрабатываемый материал	V
Стали углеродистые (10; 15; 20; 25; 30) и малолегированные (15Х; 20Х; ЗОХ; 25Н; ЗОН; 20ХН; ЗОХНЗ и др.); хромомолибде- новая и хромоникельмолибденовая (в прокатанном, отожженном и термообработанном состоянии); нержавеющие и жаропрочные стали; алюминий; баббит; красная медь	20
Стали углеродистые (40; 45; 50) и легированные (40Х; 45Х; 40ХН; 50ХН и др.); ковкий чугун	15
Стали углеродистые и легированные инструментальные; стали; быстрорежущие; чугуны с НВ <150; латунь обыкновенная	10
Чугуны с НЁ > 150; бронзы; латунь свинцовистая	5
Задний угол а на режущих зубьях протяжек для обработки
внутренних поверхностей имеет небольшую величину в пределах
2...3°, что позволяет обеспечивать размеры протянутых поверхно-
стей после нескольких переточек протяжек. Чем меньше толщина
среза, тем больше должен быть угол а и тем больше будет период
стойкости зубьев протяжек, так как при малом значении а, и
большем значении а меньше пятно контакта и силы трения по зад-
ним поверхностям зубьев. Однако при большем значении
а уменьшается число переточек.

Для наружных протяжек угол а выбирают исходя из наи-
лучших условий протекания процесса резания, т.е. в пределах
8... 10°, так как размеры протянутой поверхности обеспечиваются
не размерами протяжки, а настройкой инструмента на протягивае-
мый размер. В табл. 5.10 приводятся рекомендуемые значения
углов а для различных протяжек.

Таблица 5.10
Задние углы для режущих зубьев, град.

Тип и назначение протяжек	а
Круглые, шлицевые, многогранные протяжки для отверстий 7, 8-го квалитетов точности	2-3
То же для отверстий 11-го и более грубых квалитетов точности	3-4
Шпоночные, плоские и наружные протяжки с двух- и трехсто- ронним расположением зубьев	3-7
Наружные протяжки с односторонним расположением зубьев	10

Допустимые отклонения для передних углов ±1°30', для зад-
них ±30'.

На калибрующих зубьях угол а обычно не превышает
0°30'...1°30'. Для сохранения размеров протяжки после перето-
чек на калибрующих зубьях делают круглошлифованные лен-
точки с а = 0° и шириной до 0,2 мм на первом зубе
с постепенным увеличением ее до 0,8 мм на последнем зубе.

По рекомендациям [24] применение на калибрующих зубьях
ленточек с а = 0° нецелесообразно, так как на их поверхности на-
липают частички металлов при разрушении нароста, которые уве-
личивают шероховатость протянутой поверхности. На протяжках
переменного резания такой фаски нет, что улучшает качество об-
работанной поверхности. Сохранение размеров калибрующих зубь-
ев достигается тем, что калибрующие зубья не затачивают, а лишь
доводят, снимая при этом слой толщиной порядка 0,02...0,03 мм,
149
но не при каждой переточке протяжки, а через три-четыре повтор-
ные заточки.

11.	Стружкоразделительные канавки. Деление стружки не-
обходимо осуществлять при протягивании пластичных материалов,
когда образуется сливная стружка. При обработке материалов,
дающих стружку надлома, стружкоразделительные канавки можно
не делать.

Деление стружки по ширине облегчает свертывание ее в ви-
ток, что требует для ее размещения меньшего объема стружечной
канавки, способствует свободному удалению стружки из межзубых
канавок после их выхода с обрабатываемой поверхности детали и
обеспечивает отгибание образующейся стружки от боковых сторон
протягиваемых пазов.

Стружкоразделительные канавки у протяжек одинарной схе-
мы резания наносятся на каждом режущем зубе в шахматном по-
рядке (рис.5.9, а). Профиль стружкоразделительных канавок мо-
жет быть прямоугольным, полукруглым и угловым с углом
Фк = 45...600 (рис.5.9, б). Прямоугольный и полукруглый профили
находят ограниченное применение, так как быстро изнашиваются

&к .1^1.

Рис.5.9. Расположение (а) и размеры (б) стружкоразделительных
канавок профильных протяжек
и на вершинах таких канавок часто образуются трещины. Угловые
канавки имеют угол при вершине более 90° и обладают большей
износостойкостью.

Ширина канавки 5К берется в пределах от 0,6 до 1,2 мм,
глубина Лк от 0,4 до 1 мм, дно канавки закругляется радиусом
Гк = 0,2...0,5 мм, расстояние между канавками от 5 до 10 мм.

Количество канавок можно принять согласно рекомендациям
[41] по табл. 5.11 и 5.12 или определить по формуле

Пк = &/Ьк =Л/(5...Ю),

где Ъ — длина режущей кромки.

Направление канавок соответствует направлению движения
протяжки. Дно канавок должно быть расположено параллельно
задней грани зуба протяжки. Только в этом случае угол оц будет
больше нуля. Однако достичь этого можно лишь при достаточно
большом шаге, когда будет обеспечен выход шлифовального кру-
га, которым прорезают стружкоразделительные канавки. Чаще
всего дно канавки параллельно оси протяжки и угол
аг = 0° (рис.5.9, в).

На зубьях шпоночных и шлицевых протяжек шириной до
10 мм делают по одной канавке, а при ширине зуба менее 6 мм
канавки не делают.

Расстояние Ък’ (рис.5.9, б) от края главных режущих кромок
до первой канавки должно быть не менее 2...2,5 мм, так как при
меньших значениях Ьк' будет ослабленный участок режущей кром-
ки и этот участок быстро изнашивается.

На зубьях протяжек групповой схемы резания стружкоразде-
лительные канавки, которыми снабжаются прорезные зубья, чаще
всего делают в виде выкружек (см. рис.5.4) с обеспечением угла ак
до 6...8°. При этом суммарная длина выкружек на круглых зубьях
составляет ~ яс1/2. Кроме того угол а достаточно велик (8 > 120°),
что способствует хорошему теплоотводу из зоны вершин выкружек
и ослабляет вероятность появления трещин. Как и на зубьях про-
тяжек одинарной схемы резания стружкоразделительные канавки
на прорезных зубьях располагаются в шахматном порядке.
Таблица 5.11
Количество и размеры стружкоразделительных канавок

для круглых протяжек

Диаметр протяжки			Число канавок	Размеры канавок, мм		
				8К	Лк	гк
Свыше 10		До 13	6	0,6-0,8	0,4-0,6	0,2-0,3
»»	13	’’ 16	8	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
»»	16	” 20	10	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
«»	20	” 25	12	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	25	” 30	14	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	30	” 35	16	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	35	" 40	18	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	40	” 45	20	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	45	” 50	22	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	50	" 55	24	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
	55	” 60	28	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
»♦	60	" 65	30	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
	65	” 70	32	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
♦»	70	” 75	34	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
••	75	'' 80	35	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4

Таблица 5.12
Количество и размеры стружкоразделительных канавок для шпоночных,
шлицевых, прямоугольных и плоских протяжек

Ширина зубьев протяжки		Число канавок пк	Размеры канавок, мм		
	5, мм		5К		
Свыше 6 до 8		1	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	8 " 10	1	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	10 ” 20	2	0,8-1,0	0,5-0,7	0,2-0,3
	20 " 30	3	1,0-1,2	0,5-0,7	0,2-0,3
	30 " 45	4	1,0-1,2	0,5-0,7	0,2-0,3
»»	45 " 60	6	1,0-1,2	0,5-0,7	0,2-0,3
	60 " 75	8	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
	75 ” 100	10	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
	100 " 125	12	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4
	125 ” 150	14	1,0-1,2	0,7-0,8	0,3-0,4

12.	Силы резания при протягивании. Силы резания при
протягивании переменные. Наибольшие их значения возникают
при работе круглых протяжек, когда в работе участвует наиболь-
шее количество одновременно работающих зубьев.
Для выбора мощности протяжного станка и проверки про-
тяжки на разрыв, определяют максимальную силу Ртах, возни-
кающую в процессе протягивания:

Ртах ~

где Ср — постоянный коэффициент, зависящий от физико-
механических свойств обрабатываемого материала и формы про-
тяжки (табл. 5.13); 8г — подъем на зуб; Е&/ — суммарная длина
режущей кромки одного зуба; — наибольшее количество одно-
временно работающих зубьев; х — показатель степени при
кс кк — поправочные коэффициенты на величину переднего угла,
применяемой СОЖ и степени износа зубьев (табл. 5.14).

При определении Ртах нужно учитывать вид протяжки. Так,
например, для круглых протяжек

Ртах = Съ82Х&21кгкскъ\
для шпоночных

Ртах = Ср8гХЪ^1кгкски9
для шлицевых

Ртах = Ср8гХЪт121кукски9

где 2) — диаметр протягиваемого отверстия; Ь — ширина шпо-
ночной канавки или шлицевого паза; п — количество шлиц.

В табл. 5.13 приводятся данные, входящие в формулу по оп-
ределению сил резания только для трех видов протяжек. Но ими
можно воспользоваться для определения сил резания и для других
протяжек. Например, для плоских протяжек можно воспользо-
ваться значениями Ср, приведенными для шпоночных протяжек;
для протягивания квадратных и шестигранных отверстий — дан-
ными для круглых протяжек; для треугольных и эвольвентных —
значениями для обыкновенных шлицевых протяжек и т.д.

Силу резания можно рассчитать также исходя из значения
силы резания, приходящейся на 1 мм длины режущей кромки
[24].

При работе плоскими протяжками одностороннего резания с
наклонными под углом т зубьями сила протягивания определяется
по формуле Р = Р2 + Р/х + Р/у В свою очередь

Рг = С98гх^ЬкткгкскК зшт,

где Е& — наибольшая сумма длин режущих кромок, одновременно уча-
ствующих в резании; Ср и х — постоянная и показатель степени, при-
нимаемые такими же, как и для шпоночных протяжек (табл. 5.13); кр
кс, ки — поправочные коэффициенты согласно табл. 5.14; кт — по-
правочный коэффициент. Для стали и чугуна он равен

т°	90	75	60	45
кг	1	1,04	1,08	1Д1

Таблица 5.13

Значения Ср и х в формулах сил протягивания

Обрабатываемый материал			Ср для протяжек			X
Наименование	НВ	Временное сопро- тивление, МПа	шпоночных, плоских, наружных и пазовых	шли- це-вых	круг- лых	
Сталь конструкцией- ная	<200	< 700	1770	2120	7000	
	200...230	700...800	2020	2300	7620	0,85
	>230	> 800	2500	2840	8420	
Сталь легирован- ная	<200	< 700	2020	2300	7620	
	200...230	700...800	2500	2840	8420	0,85
	>230	> 800	2820	3150	10000	
Сталь хромомолибде -новая	250...270	—	—	—	8000	0,80
Сталь хромоикель- молибденовая	280...310	—	—	—	9100	0,87
Чугун серый	<200	—	1150	1250	3000	0,73
	>200	—	1370	1500	3540	

Таблица 5.14
Поправочные коэффициенты на силы протягивания

Переменный параметр	Угол у, град.				Степень затупле- ния прогяжки		СОЖ			
	5	10	15	20	Острая	Затуплен- ная	М	эм	МИ	БС
Обозначение коэффициента	к7						кс			
Для сталей	1,13	1,00	0,93	0,85	1	1,15	1	1	0,9	1,3
Для чугуна	1,10	1,00	0,95	—	1	1,15	1	0,9	—	1
Примечания: Затупление — 0,15 мм для круглых протяжек, до 0,3 мм — для шлицевых и шпоночных протяжек; М — масло ОСМ-3; ЭМ — 10%-ая эмульсия; МИ — масло индустриальное И-12А; БС — без СОЖ.										
Р/х — сила трения, равная Р/х = цРх- Согласно [41], Рх * 0,28Р2с1^т°;
ц — коэффициент трения между телом протяжки и направляющей
протяжного приспособления; ц = 0,12...0,15 при работе с применени-
ем СОЖ и ц = 0,20...0,25 — при работе без СОЖ.

Слагаемое Р/у можно не учитывать, так как оно входит в ве-
личину Р2.

Тогда

Р = СР52ХЕ&(1 + 0,28ц с^т)^с^иАт8тт.

Сила протягивания для двухсторонних прямоугольных про-
тяжек определяется как сумма сил для каждой стороны
(рис.5.10, а):

Р ~ Ср521хЕЬ1(1 + 0,28ц С1§ Т1)&т I	т I +

+ Ср$гПХЕбп(1 + 0,28ц С1^тп)/?Т II 81ПТЦ-

Для трехсторонних протяжек (рис.5.10, б) сила Р будет

Р = СР521ХЕ&12/ + 2Ср5гпхЕЬп(1 + 0,28ц с1§т)/гх81пт.

13.	Проверочные расчеты протяжек. Вопрос о расчете про-
тяжек на прочность усложняется тем, что протяжка при работе
подвергается не только деформации растяжения, но и деформаци-
ям изгиба, кручения и др., появляющимися в зависимости от вида
протяжки или точности ее изготовления. Кроме того, при расчете
протяжек на прочность трудно учесть действительные напряжения,
возникающие в протяжке после ее термообработки, а также кон-
центраторы напряжений, которыми являются стружкораздели-
тельные канавки, отверстия под винты, крепежные элементы и др.

В этой связи проводится упрощенный расчет протяжки на
прочность с учетом главной деформации — растяжения. Условие
прочности в этом случае ведется по наибольшей величине силы
протягивания Ртах, приходящейся на минимальную площадь по-

Рис.5.10. Зубья двух- и трехсторонней протяжки
перечного сечения протяжки Гтт, которая принимается по первой
стружечной канавке или по хвостовой части протяжки в том мес-
те, где она наиболее ослаблена отверстиями или выемками под
крепежные элементы:

СТ = Ртах/^пНп [<?]>

где а — расчетные напряжения при деформации растяжения;
[а] — допустимое напряжение в материале протяжки; Ртш — ми-
нимальная площадь сечения протяжки, принимаемая по дну пер-
вой стружечной канавки или по хвостовой части. Например, для
цилиндрических протяжек

Рт1п = я(Й1 - 26о)2/4 = я(1>0 - 2Ао)2/4,

так как <21 может быть принято равным диаметру предварительно-
го отверстия Яо.

Величина [о] принимается из практических рекомендаций
[41]: для цилиндрических, шлицевых, квадратных и других про-
тяжек, имеющих кольцевые стружечные канавки [а] = 300...350
МПа; для протяжек плоских и с несимметричным приложением
нагрузки (шпоночные, плоские и др.) [о] = 150...200 МПа.

Проверочный расчет по усилию Рхв, допускаемому прочно-
стью приваренного хвостовика ведется по формуле

Рхв “ Рх[ох]>

где Рх — минимальная площадь поперечного сечения хвостовика;
[ох] — допустимое напряжение в материале хвостовика. Для хво-
стовиков из конструкционных сталей, например 40Х, [ох] = 250 МПа.

Кроме того ведут проверку силы Ртах по усилию С, допус-
каемой тяговой силой станка фс. Необходимо, чтобы соблюдалось
условие Ртах где Я = (?сГ|, а Г| к 0,9 — к.п.д. станка.

Наименьшее усилие Рхв или принимается за Рдоп , исполь-
зуемое в расчетах при определении максимальной глубины стру-
жечной канавки по допустимому усилию

Ч =0,5(Яо-1,1^п/[о])

14.	Калибрующая часть протяжек. Поперечные размеры и
форма калибрующих зубьев выполняются такими же как и у по-
следнего режущего (переходного) зуба, что соответствует размерам
и форме окончательно обработанной поверхности.

Для обеспечения наибольшей долговечности протяжек для обра-
ботки внутренних поверхностей размеры калибрующих зубьев выби-
рают с учетом деформации, возникающей при работе протяжки, т.е.:
Яб = йп ± 5, где 5 — остаточная деформация («разбивание» или
«усадка») отверстия.

При протягивании толстостенных отверстий, как правило, на-
блюдается «разбивание» отверстий, а при обработке тонкостенных
отверстий, может проявляться «усадка», когда размеры поперечного
сечения протянутого отверстия будут меньше поперечного размера
калибрующих зубьев протяжки. В последнем случае при расчете Ре
принимается знак плюс.

На основании производственного опыта величину разбивания
ориентировочно принимают 0,005—0,01 мм для протяжек с длиной
режущей части 700...800 и 0,01...0,015 мм для протяжки с большей
длиной режущей части.

При наличии большого количества переходных зубьев, раз-
бивание отверстий при проектировании протяжек можно не учи-
тывать.

Количество калибрующих зубьев, согласно рекомендациям
[41] можно принимать по табл. 5.15.

Таблица 5.15

Количество калибрующих зубьев

Разновидности протяжек	Количество калибрующих зубьев зк
Протяжки для отверстий 7, 8 квалитетов точности	7...8
Протяжки для 11 и более грубых квалитетов точности	5...6
Шпоночные, пазовые и наружные протяжки	4...5

Шаг калибрующих зубьев принимается равным шагу режу-
щих зубьев. Однако при обработке точных отверстий
» (0,6...0,7)2, но не менее 4 мм, так как при этом обеспечивается
лучшее направление протяжки и более точные размеры протянутой
поверхности. Если /к 4 мм, зуб получается недостаточно проч-
ным и недолговечным.

Достижению более высокой точности обработанных поверх-
ностей способствует неравномерность шага калибрующих зубьев.

Длина калибрующей части /б = а при обработке преры-
вистых поверхностей, она должна быть не менее длины расточки
2р, т.е. й = 1р + (2...3)*к. В этом случае количество калибрующих
зубьев рассчитывают по формуле

2к = 1р/$к	(2...3).

Допуск на длину калибрующей части составляет ±1 мм.

15.	Передняя и задняя направляющие части протяжек.
Длина передней направляющей части протяжки должна быть не
менее длины протягиваемого отверстия, т.е. Ц (/из) и составляет
расстояние от конца переходного конуса до первого зуба режущей
части, т.е. включает длину первой стружечной канавки
(см. рис.5.1).
Если протяжка предназначена для обработки глубоких отвер-
стий, то длина направляющей части не должна превышать
(1...1,5)2), но нужна тщательная подготовка отверстия под протя-
гивание.

Чтобы исключить поломку протяжки диаметр направляющей
части принимается равным диаметру предварительного отверстия с
отклонениями по посадке Н7/И7 или Н 7/кб и с допуском на дли-
ну ±1мм.

Длина протяжки до первого зуба рассчитывается в зависимо-
сти от принимаемого патрона для крепления протяжки. На этот
счет существуют рекомендации [41]. Так, например, для быстро-
действующего патрона с ручным управлением (наиболее распро-
страненного)

I = С +	+ Ь + 15,

с = й- и + & + 30,
где 1С — толщина стола протяжного станка; /а — толщина фланца
планшайбы; 1б — толщина фланца приспособления; обычно 30—40 мм;
Ь — длина отверстия; к и и выбираются в зависимости от размеров па-
трона для протяжек, а величина Ъ = 15, 20, 30 мм — от размеров хво-
стовика протяжек. Размер 1& выбирается конструктивно. Для станков с
тяговым усилием = 200 кН можно принимать Ц « 30 мм, а для стан-
ков с^> 200 кН — » 40 мм.

Для быстродействующего патрона с автоматическим управле-
нием (рис.5.11)

I = М + # + Ь + 30,
где М = Р - Отах; -V - /пл + /б + 10.

Величины Р и (Отах выбираются в зависимости от размеров
патрона для протяжек (в табл. 5.16 приведены значения Р, (Отах и
М для быстродействующего патрона); /Пл — высота планшайбы
протяжного станка.

Таблица 5.16

Данные к рис.5.11

Хвостовик 2)1		12	14	16	18	20	22	25	28	32	36	42	50	62	75
Пат- рон	Р	73			77		95		100	108		128		152	176
	®тах	19					22			23		27	28		34
М		54 |		|	58			70	|	78		85		101	100|124		141

Задняя направляющая часть по форме должна соответство-
вать форме окончательно обработанного отверстия. Однако для
упрощения изготовления квадратных, шлицевых, шестигранных
и др. нецилиндрических отверстий задняя направляющая про-
тяжки может иметь упрощенную форму (круглую, призматиче-
скую и т.д.).
Поперечные размеры задней направляющей части берутся в
соответствии с размерами полностью изношенной протяжки. На-
пример, для круглой протяжки 2>7 = 1>т1п> для протяжек с плоской
направляющей Н = Ят1п; В = Втт, где Я и В — высота и ширина
готового отверстия.

Согласно рекомендациям [41] длина задней направляющей
должна быть в соответствии с табл. 5.17.

Таблица 5.17

Зависимость длины задней направляющей от длины
протягиваемого отверстия, мм

Длина протягиваемого отверстия, мм	Др 25	25...30	30...40	40...50	50...70	70...100	Свыше  100
Длина задней направляющей	20	22	25	30	35	40	50

В случае обработки прерывистых поверхностей длина зад-
ней направляющей должна быть больше длины выточки детали.

Допустимые отклонения на диаметр и длину задней направ-
ляющей принимаются такими же как и для передней направляю-
щей.

16.	Комплектные протяжки. Длина протяжки не должна
быть больше предельной величины, которая ограничивается
следующими соображениями:

1)	наибольшим ходом каретки протяжного станка;

2)	производственными возможностями инструментального
цеха;

3)	короблением протяжки при ее термической обработке.

Наиболее распространенными протяжными станками явля-
ются станки с ходом каретки до 1600 мм, хотя отдельные станки
имеют длину хода до 3200 мм.

При изготовлении протяжек в инструментальных цехах или
заводах чаще всего используются фрезерные, шлифовальные, за-
точные и др. станки универсального назначения, которые также
ограничивают общую длину протяжки. По возможностям станоч-
ного оборудования длина протяжки должна быть не более 1500 мм.
Указанное ограничение условное, так как на специальных инстру-
ментальных заводах имеется оборудование, позволяющее обраба-
тывать и более длинные протяжки.

Однако очень длинные и в особенности тонкие протяжки при
термической обработке обычно дают большое коробление, которое
невозможно устранить самой тщательной ее правкой. Поэтому и по
последнему ограничению длина протяжек должна быть не более
1500 мм.
Если припуск велик и нельзя его удалить за один проход ис-
пользуется комплект протяжек. Применение комплекта протяжек
снижает производительность обработки, однако учитывая высокую
эффективность процесса протягивания при снятии большого при-
пуска идут по пути проектирования комплекта протяжек.

При расчете комплектных протяжек желательно, чтобы дли-
ны их были примерно равны, чтобы работа протягивания распре-
делялась бы равномерно, что обеспечивает их примерно одинако-
вый период стойкости. Очевидно, что расстояние до первого зуба
для всех протяжек комплекта будет одинаковым. Каждая протяж-
ка комплекта, кроме последней заканчивается обычно двумя зубь-
ями одинакового размера, что приводит к необходимости увеличе-
ния ее длины на величину 21 в каждой протяжке. Последняя про-
тяжка должна иметь калибрующие зубья, как и у однопроходных
протяжек. Первый зуб комплекта протяжек, кроме первой, имеет
размер, равный размеру последних зубьев предыдущей протяжки.
Это вызывает увеличение длины на один шаг на каждую протяж-
ку, кроме первой.

Таким образом, суммарная длина режущих зубьев всех

Р	10

М______~ 30

Рис.5.11. Быстродействующий патрон для закрепления протяжки

протяжек комплекта будет равна

/5 + /б + 21(} - 1) +	- 1) = /5 + 1в + ЗЩ - 1),
где / — число протяжек в комплекте; 2/(7 - 1) — увеличение дли-
ны за счет одинаковых зубьев в конце протяжки; 1(] — 1) — увели-
чение длины за счет зубьев без подъема в начале протяжек.

Общая длина Ьу каждой протяжки в комплекте

Ьу ~ I + 17 + 1з + [/б +	+ 3/(7* — I)]// < Ьдтах»

Необходимое число протяжек в комплекте определяется из
формулы

7 » (1$ + /б)/(Ьптах “• /о).

Количество протяжек в комплекте определяется как бли-
жайшее целое число, полученное по вышеуказанной формуле.

Если дробная часть 7 мала, необходимо произвести перерасчет
на ограничение числа протяжек в комплекте. Количество зубьев 2;,
приходящихся на каждую протяжку в комплекте определяется по
формуле

2/ = [2р + 2К + 3(/ - 1)]//,
обеспечивающей разделение общего числа расчетных зубьев 2Р и
калибрующих гк приблизительно поровну между отдельными про-
тяжками комплекта.

При протягивании комплектными протяжками канавок, на-
пример шлицевых и шпоночных, а также квадратных шестигран-
ных и им подобных отверстий ширина режущих кромок Ву или
толщина тела Ту отдельных протяжек в комплекте может быть
принята постоянной. Такой вариант годиться, если количество
протяжек в комплекте мало. Обычно же указанные размеры всех
протяжек в комплекте, кроме последней уменьшают на величину
погрешностей при выполнении геометрической формы. Величину
уменьшения Ву или Ту каждой протяжки комплекта определяют,
как ив ~ АВ// или ит = ДТ/7, где ДВ и ДТ — допуски на размер В
или Т протягиваемого отверстия; 7 — количество протяжек в ком-
плекте.

Последняя протяжка комплекта изготавливается по верхней
границе поля допуска протягиваемого отверстия.

Форма и поперечные размеры передней направляющей части
каждой последующей протяжки в комплекте соответствуют форме
и размерам отверстия, обрабатываемого последними зубьями пре-
дыдущей протяжки. Допуски на размеры передних направляющих
комплекта протяжек приведены в табл. 5.18.
Таблица 5.18

Допустимые отклонения для направляющих частей
комплектных протяжек, мм

Поперечные размеры направляющих Х>4, мм	Величины отклонений для протяжек	
	шлицевых, многогранных, прямоугольных и т.п.	шпоночных, плоских с односторонним расположением зубьев
Свыше 6 до 10	-0,07  -0,10	-0,05  -0,08
Свыше 10 до 18	-0,09  -0,125	-0,06  -0,095
Свыше 18 до 30	-0,10  -0,145	-0,07  -0,115
Свыше 30 до 50	-0,12  -0,17	-0,08  -0,13
Свыше 50 до 80	-0,15  -0,21	-0,10 -0,16
Свыше 80 до 120	-0,18  -0,125	-0,13  -0,19

17.	Особенности проектирования протяжек переменного ре-
зания. Особую трудность при расчете протяжек переменного реза-
ния составляет разбивка общего припуска на черновые или обди-
рочные, переходные и чистовые зубья, а так же расчеты связанные
с количеством этих зубьев, количеством и размерами выкружек
на прорезных зубьях.

Припуск на срезание черновыми зубьями определяют, как
разность между полным припуском Ао и припусками, приходящи-
мися на переходные АОп и чистовые Аочис зубья.

Припуск Аоп зависит от величины подачи на каждую черно-
вую секцию, что связано с необходимостью удаления с поверхности
обработанной черновой частью грубых дефектных участков, увели-
чивающихся с ростом подачи. В соответствии с этим припуск на
переходные зубья может быть выбран по табл. 5.19.

Припуск на чистовые зубья составляет 0,14—0,15 мм при
протягивании отверстий по 7-му квалитету точности; 0,10—0,12 и
0,04—0,05 при обработке отверстий соответственно по 8 и 11-му
квалитетам точности.

Количество зубьев в первой черновой секции, как пра-вило, два,
а припуск на нее Лоч1 принимается меньшим, чем на остальные черно-
вые секции

-Аоч1 = (1 ,5...2,5)5>ч/2чс,

где 8Ч — подъем на черновые секции; гчс — количество зубьев в
каждой основной черновой секции.

и Зак 5132
Значение гЧс, кроме первой секции, определяется по
формуле

2чс = Р/Рдоп = СряТЭЗгч^ЗгЙу/гс&и/Рдоп
и округляется до ближайшего большего целого числа.

В соответствии с этим подъем на первую секцию составит по-
ловину АочЬ

Подача на черновые зубья принимается с учетом йтш
(см. п. 1.7) по формуле

5ч = икс? / 4Ащш^из = ^а/^тт^из,
где Р& выбирается по табл. 5.5.

Количество секций в черновой части протяжки гч определяют
по формуле:

гч ~ Аоч/25ч
и округляют до ближайшего целого числа.

Подъем на первую секцию переходной части 5П1 чаще всего
равен половине подъема на зубья черновых секций и в дальнейшем
уменьшается так, что последняя переходная секция срезает слои
толщиной 0,03...0,05 мм. Рекомендуемое число двухзубых секций
указано в табл. 5.19.

Таблица 5.19

Припуск на переходные зубья Аоп в мм и число переходных секций

Подъемы на черновые		Черновые секции из 1-3 зубьев		Черновые секции из 4-5 зубьев	
	секции 5Ч			-4оп	
Свыше 0,04 до 0,06		0,06	1		
	0,06 ” 0,08	0,08-0,10	1	—	—
	0,08 ” 0,10	0,16-0,18	2	0,06	1
к	0,10 ” 0,12	0,22	2	0,08	1
	0,12 ” 0,14	0,24	2	0,08	1
«»	0,14 ” 0,16	0,34	3	0,16	2
•»	0,16 ” 0,18	0,38	3	0,18	2
	0,18 " 0,20	0,46	3	0,22	2
••	0,20 ” 0,22	0,50	3	0,24	2
♦»	0,22 " 0,24	0,52	3	0,24	2
	0,24 ” 0,26	0,64	4	0,34	3
	0,26 " 0,28	0,66	4	0,34	3
••	0,28 " 0,30	0,70	4	0,36	3

Шаг, размеры стружечных канавок, углы а и у берутся таки-
ми же, как и для черновых секций.

Чистовые зубья не разделяются на секции. Для них 5? ®
« 0,02...0,01 мм, причем чем выше точность обработанного отвер-
стия, тем меньше 8г-
Рис.5.12. Форма и размеры выкружек на прорезных зубьях

Шаг зубьев и размеры стружечных канавок такие же, как
для калибрующих зубьев, а угол а - 2°30'.

Количество выкружек на прорезных зубьях и равное им
количество режущих участков может быть подсчитано по формуле

ЛГв — л2)/2сЬрв>

где &рв — ширина каждого режущего участка;
Ьрв = (1,1...1,3) 71) для протяжек диаметром менее 100 мм и
10...12 мм при 2) > 100 мм; — число зубьев в секции.

Значение ЛГВ округляется до ближайшего большего целого
числа.

Ширина выкружек 5В определяется зависимостью

Ъв — 7г2)(Зс	1)/#в*с,

а затем округляется до чисел, кратных 0,5. Форма выкружек
выбирается по рис.5.12, а при 5В < 20 мм или по рис.5.12, б
при Ьв > 20 мм.

Радиус выкружек Нв устанавливается в зависимости от вели-
чины дв, диаметра зубьев 2) с таким расчетом, чтобы глубина вы-
кружек была не менее 35ч, и может быть выбран по табл. 5.20, где
указаны также диаметры 2)к шлифовальных кругов для образова-
ния этих выкружек.

На прорезных, переходных и чистовых зубьях количество
выкружек определяется также, как и для черновых зубьев. Однако
для чистовых зубьев ширина выкружек берется на 2...3 мм мень-
ше, чем на переходных зубьях. Радиус Вв и 2)к для этих зубьев
выбирается также по табл. 5.20.
Таблица 5.20

Радиусы выкружек и диаметры шлифовальных кругов Рк, мм

Диаметры зубьев протяжки, мм

Ширина выкружки Ьв	ДО 10		10-18		18-30		30-50		50-80		80-120		120-180	
		я.		%		Л,		Я,		Я,				
До 3	50	30	50	30										
Свыше 3 до 4	50	30	50	30	60	36								
”	4 " 6	50	30	50	30	60	36	60	36	—	—	—	—	—	—
”	6 " 8	—	—	50	30	60	36	60	36	60	36	1 1	—	—	—
”	8 ” 10	—	—	—	—	60	36	60	36	60	36	70	42	—	—
” 10 ” 12	-у-		—				70	42	70	42	70	42	—	—
” 12 " 15			—				70	42	80	48	80	48	90	54
" 15 ” 20			—				70	42	80	48	90	54	100	60

18.	Методика расчета протяжек. Проектирование конструк-
ций протяжек заключается в выборе рациональной схемы резания,
назначении подачи на зуб 82 или подъема 8 на группу зубьев, оп-
ределении высоты, шага и количества зубьев режущей и калиб-
рующих частей, назначении геометрических параметров, определе-
нии формы и размеров гладких частей для цельных и составных
конструкций, а также их креплений для сборных протяжек. По-
скольку в большинстве случаев проектируются протяжки, рабо-
тающие по комбинированному методу последовательности снятия
припуска с обрабатываемой поверхности, то для различных рабо-
чих частей протяжки может быть применено несколько схем реза-
ния и такие протяжки называют комбинированными.

Методика расчета протяжек, работающих по какой-то одной
схеме резания почти одинаковая и отличается лишь расчетом от-
дельных конструктивных элементов, присущих конкретной протяж-
ке. Очень хорошо и доступно для начинающих и имеющих опыт
проектировщиков протяжек изложена методика проектирования
внутренних протяжек в работе Д.К. Маргулиса [24]. Ниже в качестве
примера приводится методика расчета круглых протяжек переменного
резания с использованием материалов данного справочного посо-
бия, написанного на основании работы А.В. Щеголева [41].

Последовательность проектирования сводится к следующему:

1.	Анализируем исходные данные, куда входят: диаметр и
длина протягиваемого отверстия, шероховатость обработанной по-
верхности, материал детали и его твердость, модель станка, тип
производства.

2.	Отверстие под протягивание обрабатывается сверлом. По
табл. 5.1 определяем припуск А>, а затем диаметр предварительно-
го отверстия 2>0 = 2) - Ао и диаметр сверла <2ИН - 2)0 + ак.
3.	Выбираем материал протяжки в соответствии с рекоменда-
циями (см. выше) и СОЖ. По ГОСТ 4044-70 принимаем размеры
хвостовика, где указывается диаметр 2)1 и площадь наименьшего
поперечного сечения Рх.

4.	Определяем усилие, допускаемое прочностью приваренного
хвостовика Рхв = Рх[<^х], где [ох] принимаем по п. 13, а также усилие,
допускаемое тяговой силой станка с учетом к.п.д. = 0,9, т.е. = 0,9фс,
где <2с — тяговое усилие станка.

В дальнейших расчетах принимаем наименьшее из значений
Рхв и которое обозначим РДОп.

5.	Определяем максимальную глубину стружечной канавки
по допускаемому усилию

Лад = 0,5(Ро - 1Д д/Рдоп/М )•

6.	Шаг черновых зубьев I и наибольшее количество одновре-
менно работающих зубьев принимаем по табл. 5.6.

7.	Профиль основной стружечной канавки выбираем по п. 5
и табл. 5.5, где указывается также площадь активной части ка-
навки Ра.

8.	Подъем на черновых секциях по условиям размещаемости
стружки в канавках при коэффициенте Атш (табл. 5.7)

5*ч = Ра/^тш^из*

После округления 8Ч до сотых долей миллиметра подсчиты-
вают фактическое Йтт = Ра/2из$ч.

9.	По табл. 5.9 и 5.10 назначают углы а и /.

10.	Количество зубьев в первой черновой секции ?Чс1 - 2, в
остальных гчс = Р/Рдоп = СрлРЗч^^сАи/Рдоп-

Значения Ср, х, кр кс, кп принимаем по п. 12. Найденное
значение Зчс округляем до ближайшего большего целого числа.

11.	Производим распределение припуска. Общий припуск
Ао = Ртах - 5 - Ро. Припуск на переходные зубья Аоп и число сек-
ций переходных зубьев 1П принимаем по табл. 5.19, а на чистовые
Аочис — по рекомендациям п. 17. Припуск на черновые зубья
Аоч = Ао “ (Аоп + Аочис). Припуск на первую двухзубую черновую
секцию (п. 17)

Аоч1 = 1,85ч/^чс-

12.	Количество черновых секций (без первой)

Гч = (Аоч — Аоч1)/25ч-

Количество зубьев в черновой части 2Ч = 2Ч1 + 2чс^ч.

Длина черновой части 1Ч =

13.	Количество переходных секций /п принимаем по
табл. 5.19, а подъем на переходные секции 5п — согласно п. 17.
Затем определяем длину переходной части 1п =
14.	Количество чистовых зубьев и их укороченный шаг опре-
деляем как Зчис = Аочис/25>2ЧИС> *чис = 0,7*.

При расчете 2ЧИс принимаем верхнее и нижнее значения 8г
чис, чтобы определить, в каких пределах изменяется 2Чис. Значение
*чис округляем до целого числа.

16.	Размеры стружечной канавки для чистовых и калибрую-
щих зубьев находим по табл. 5.5. Задний угол на чистовых зубьях
(Хчис = 2°30 .

16.	Длина чистовой части Лшс = 2чис*чис.

Длина режущей части 1ъ = 1Ч + 1п + $чис-

17.	Диаметр калибрующих зубьев Ре = Вшах - 5.

Количество калибрующих зубьев 2К принимаем по табл. 5.15.

Длина калибрующей части 1в = гк1к.

Задний угол на этой части (с ленточкой 0,2 мм) ак = 1°.

18.	Ширину режущих выступов, количество выкружек, их
радиус и диаметры шлифовальных кругов для их образования вы-
бираем в соответствии с п. 17.

19.	Длину хвостовика /1, переходного конуса /з, передней Ц и
задней 17 направляющих, длину протяжки до первого зуба /, а также
диаметры их Рх, Р2, Р4 и В? выбираем в соответствии с п. 15.

20.	Общая длина протяжки Ьп = I + + 1$ + /7. Если
Хп > 1200 мм, то следует проектировать комплект протяжек по п. 16.

21.	Центровые отверстия выбираются по ГОСТ 14034—74. Про-
веденные расчеты позволяют вычертить рабочий чертеж протяжки.

5.2.	ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

КВАДРАТНЫХ И ШЕСТИГРАННЫХ ПРОТЯЖЕК

Предварительное отверстие под квадратную и шестигранную
протяжку делают сверлом диаметром Во, равным расстоянию Ттт
между сторонами протягиваемого отверстия, т.е. Во = Тщш. В слу-
чае, если следы предварительного отверстия нежелательны на
плоскостях * обработанного отверстия, Во принимается на
0,3...0,5 мм меньше Т.

Зубья квадратных и шестигранных протяжек чаще всего изго-
тавливают по генераторной схеме резания (см. рис.5.3, а). Главные
режущие кромки 1 имеют форму концентрических окружностей,
диаметр которых (I постепенно увеличивается от первого режущего
зуба к последнему. Для первого зуба <31 - Ро, а для последнего ре-
жущего и всех калибрующих <3П = Рб = Ртах + где Ртах — наи-
больший размер протягиваемого отверстия (диаметр описанной ок-
ружности); 8 — разбивание или усадка отверстия (и. 14).
Рис.5.13. Схема определения
длины режущих кромок

Рис.5.14. Боковые канавки

Прямые стороны 2 (см. рис.5.3) профиля зубьев являются вспо-
могательными режущими кромками. Расстояние Т между ними по-
стоянное для всех зубьев протяжки и равно

Т = Тшах + 5,
где Тщах — наибольшее допустимое расстояние между сторонами
протягиваемого отверстия; 5 — разбивание или усадка по размеру Т.
Допустимое отклонение на размер Т обычно принимают рав-
ным 1/3...1/4 допуска на отверстие со знаком минус. Так как Т
обычно больше Д>, то все зубья с диаметрами от Д> до Т — круглые.
Плоские участки появляются на зубьях, диаметр которых больше Т.
Вследствие того, что Т = сопз!, изменение диаметров зубьев ск
приводит к уменьшению длины главных режущих кромок и увеличе-
нию длины вспомогательных кромок.

Суммарная длина Е& главных режущих кромок на зубе с лю-
бым значением <3/ для правильного многоугольника может быть
определена из геометрических построений (рис.5.13) по формулам:
Ей = лй(1 - 0^/45°)
для квадратного отверстия; для шестигранного —
Ей = л<^(1 - @/°/30°); &1 = агссоз (Т/Й0-

Для уменьшения трения на плоских сторонах зубьев делают
задний угол а « 1°, который располагается после ленточки шириной
0,8... 1 мм.

Глубина стружечной канавки в различных местах поперечно-
го профиля зуба имеет переменное значение: на главных кромках
она полной глубины, а на вспомогательных — уменьшенной. Воз-
можны случаи, когда на плоских сторонах зубьев канавка совер-
шенно исчезает. Чтобы облегчить движение протяжки в отверстии,
168
такие зубья снабжают продольным пазом глубиной до 0,5 мм
(рис.5.14).

Стружечные канавки выполняются дуговыми, что облегчает
изготовление и заточку протяжек. Их размеры можно выбирать по
табл. 5.5 по основному ряду, но на нескольких первых зубьях для
обеспечения прочности протяжки канавки делают мелкими.

Чтобы обеспечить постоянство поперечного сечения среза,
что способствует улучшению плавности работы протяжки, прихо-
дится увеличивать подъем на зуб, так как ширина среза при пере-
ходе от предыдущего зуба к последующему уменьшается. С этой
целью все зубья квадратных и шестигранных протяжек разбивают
на несколько групп — ступеней, с постоянной подачей на зуб в
пределах каждой ступени. Подача 82 на первой ступени наимень-
шая, на последней —наибольшая. Количество ступеней принимает-
ся равным трем для квадратных протяжек при Т < 15 мм и четы-
рем при Т > 15 мм. У шестигранных протяжек делают две ступени
при Т < 20 мм и три, когда Т > 20 мм.

При выборе подачи на зуб 32т и количества зубьев для
каждой ступени руководствуются двумя условиями:

1)	количество металла, снимаемого отдельными ступенями,
должно быть одинаковым;

2)	силы протягивания Рт на первых зубьях должны быть
равны или близкими по величине. В этой связи диаметр первого
зуба каждой ступени йт определяют с учетом подачи на первом
зубе по формуле

где г|т — коэффициент, выбираемый по табл. 5.21.

Таблица 5.21

Значения коэффициента Чт

Номер ступени т	Квадратные протяжки		Шестигранные протяжки	
	3 ступени	4 ступени	2 ступени	3 ступени
I	1	1	1	1
II	1,06	1,045	1,039	1,023
III	1,15	1,105	—	1,058
IV	П	—	1,19	—	—

Сила прртягивания Р\ для первой ступени подсчитывается, по
той же формуле, как и при расчете силы протягивания для цилин-
дрических протяжек:

Р\ —
Для последующих ступеней квадратных и шестигранных
протяжек сила протягивания Рт рассчитывается соответственно по
формулам:

Рпг =	— 5гт)(1 ~

Рт =	~ 5г/п)(1 — ®т°/30°)5;гтХ21&у&сЛи»

Согласно второму условию сила Рт должна быть равна или
близка по своему значению силе Рт-

Величину подачи на зуб для каждой ступени определяют по
формуле 8гт - ^тЗг1- Величина коэффициента при обработке
стали и чугуна выбирается по табл. 5.22.

Рассчитанные значения 8гт проверяются по условиям запол-
нения стружечных канавок.

Таблица 5.22

Значения коэффициента

Номер ступени т	Квадратные протяжки				Шестигранные протяжки			
	3 ступени		4 ступени		2 ступени		3 ступени	
	сталь	чугун	сталь	чугун	сталь	чугун	сталь	чугун
I	1	1	1	1	1	1	1	1
II	1,8	1,98	1,5	1,6	2,3	2,65	1,8	1,98
III	3	3,58	2,3	2,66	—	—	2,95	3,55
IV	—	—	3,8	4,75	—	—	—	—

В табл. 5.23, 5.24 приводятся ориентировочные значения 8гт
для протяжек, работающим по среднеуглеродистым сталям.

Таблица 5.23
Подачи на зуб для квадратных протяжек, мм

Т	8г1	52ц	
14	0,020	0,040	—
17	0,020	0,045	—
22	0,025	0,045	0,075
27	0,030	0,045	0,09
32	0,030	0,060	0,10
36	0,035	0,065	0,115
41	0,035	0,070	0,12
46	0,045	0,075	0,125
50	0,050	0,100	0,15

12 Зак 5132
Таблица 5.24

Подачи иа зуб для шестигранных протяжек, мм

т	8г1	8x11	82щ	$гГУ
9	0,015	0,025	0,04	—
12	0,015	0,030	0,05	—
14	0,020	0,035	0,06	—
17	0,020	0,030	0,04	0,08
19	0,020	0,035	0,05	0,09
22	0,025	0,040	0,06	ОДО
24	0,025	0,040	0,06	0,10
27	0,030	0,050	0,08	0,12
30	• 0,030	0,060	0,09	0,15
32	0,030	0,060	0,09	0,15

Количество режущих зубьев для каждой ступени, кроме
последней определяется по формуле:

где с/тп+1 и 82т — диаметр и подача на первом зубе последующей
ступени; (1т и 8гт — то же на первом зубе рассчитываемой ступени.

Для последней ступени

— ~(^~23гот)+(2-4)>
^гт

где йп — диаметр последнего зуба протяжки.

Дополнительные два-четыре зуба являются переходными с
уменьшающейся величиной Для первой ступени, если она начина-
ется с круглого зуба, добавляется один зуб.

Конструкция и размеры калибрующих зубьев и гладких час-
тей квадратных и шестигранных протяжек подчиняются общим
требованиям к внутренним протяжкам.

Если проектируются комплектные протяжки, то передняя
направляющая всех протяжек комплекта, кроме первой, делается с
плоскими гранями в виде квадрата или шестигранника и должна
удовлетворять условию Тц = Т'шпт» а диаметр по закругленным
углам 2>4/ = (I птш, где Т'птт И й'птт — наименьшие допустимые
размеры последних зубьев предыдущей протяжки в комплекте.
Допуски на Тц и Лц принимают по табл. 5.18.
171

Таблица 5.25

Расчет квадратной протяжки

Исходные данные: материал детали — сталь 40Х; длина протягивания /из = 50 ММ; отверстие предварительно обработано сверлом диаметром Яо = 27 ММ; диаметр по углам протянутого отверстия З60,34; расстояние между сторонами квадрата Т — 270’14; станок — горизонтально-протяжной мод. 7510; максимальное тяговое усилие станка — 100 кН; максимальная длина хода станка — 1400 мм.	
Последовательность расчета	Результат
1	2
1. Выбираем материал режущей части протяж- ки — сталь Р6М5, хвостовика — сталь 40Х (см. разд. 5.1, п. 2).	
2. Количество ступеней зубьев принимаем рав- ным 4, так как Т > 15 мм. Подачу на зуб 821 на первой ступени выбираем по табл. 5.23.	8^ = 0,03.
3. Диаметр первого зуба <21 принимаем равным диаметру Во предварительно обработанного отвер- стия - Ро = Тишг	<21 = 27.
4. Диаметр последнего режущего и калибрующих зубьев  = Не в Рщах б = 36,34 0,02. Значение 6 - 0,015 с округлением до 0,02 выбра- но согласно п. 14, разд. 5.1.	<2П •• 36,32.
5. Расстояние между сторонами зубьев т = Ттах - б - 27,14 - 0,02.	Т - 27,12.
6. Шаги режущих и калибрующих зубьев и чис- ло одновременно работающих зубьев 21 выбираем по табл. 5.6.	1 - 11;  21 = 5.
7. Углы зубьев а и у для обработки стали 40Х выбираем по табл. 5.9, 5.10.	у « 15°; а - 3°.
8. Поскольку протягиваем стальную заготовку, принимаем двухрадиусную форму стружечной канавки. Размеры основной стружечной канавки выбираем по табл. 5.5.	Ло ~ 4;  г = 2;  П - 7;  Ра “ 12,6 ММ2-
9. Сила протягивания на первой ступени  Р1 “  где Ср — 10000; х — 0,85 (табл. 5.13); ку — 0,93;  кс — 1; ки — 1 (табл. 5.14);  Л = 10000 27 О,О30-85 • 5 • 0,93 1 1 < $ -	Р1 - 64030 Н.
= 0,9 100000 = 90000 Н.	
10.	Поперечное сечение протяжки по первой стружечной канавке  - я(<11 - 2Ао)2/4 = 3,14(27 - 2 • 4)2;  по хвостовой части под быстросменный патрон (ГОСТ 4044-70) с диаметром 2>1 - 25 мм:  Е1 — 288,5 мм2.	Е1 — 283,4 мм2.
11. Напряжение в протяжке по первой стружеч- ной канавке  а - Рт/Гт = 64030,5/283,4 - 225,9 МПа < [о] - 300 Мш для инструментальной стали.	с = 225,9 МПа.
12. Коэффициент заполнения стружечной канав- ки на первой ступени  кт - ГаДЯяЬ) - 12/(0,03 ♦ 50) - 8 > ктщ - 3  (табл. 5.7)	кт< 8.
13. Таким образом, первая ступень полностью удовлетворяет всем требованиям. Подача на ос- тальных ступенях:  $г11 =  где принимаем по табл. 5.22;  8гп = 1,5 0,03 - 0,045 мм;  ЗгШ = 2,3 ♦ 0,03 = 0,069 мм;  8гху = 3,8 < 0,03 = 0,114 мм.  Принимаем  52ц = 0,05 мм;	ж 0,07 мм; 8гту — 0,115 мм.	Зги = 0,05 мм;  &ш ~ 0,07 мм;  $г1У = 0,115 мм.
14.	Коэффициент заполнения стружечной канав- ки на остальных ступенях  кп = 12,6/0,05 • 50 - 5,6 > кт - 3,5;  - 12,6/0,07 • 50 ~ 3,6 > йтш = 3,5;  кту = 12,6/0,115 50 = 2,52.  Так как на 4-ой ступени &1У = 2,52 < &т1п = 3,5, решим обратную задачу:  ЙОтт т 1,13’7Зякз&пшх в	кц = 5,6;
= 1,13-^0,115 • 50 • 3,5 = 4,73 ММ.  Примем на 4-й ступени Ло = 5,5. Тогда согласно табл. 5.5 В = 10; г - 2,8; Ра - 23,8 мм2. Тогда  Й1У = 23,8/0,115 • 50 = 4,14,  что больше ^тт = 3,5. Размеры канавок четвер- той ступени принимаем и для калибрующих зубьев.  Для стружечных канавок 1-П1 ступени по табл. 5.5. В = 7 мм; г = 2 мм.	Лш в 3,6;  &1У - 4,14.
15. Диаметры первых зубьев на всех ступенях  ~ 'ПтТ +  где г|т — коэффициент принимаемый по табл. 5.21.  ~ 1 • 27 + 2 • 0,03;  (111 = 1,045 • 27 + 2 • 0,05;  сйп - 1,105 • 27 + 2 • 0,07;  = 1,190 • 27 + 2 • 0,115.  Подсчитанные значения <1т могут быть подверг- нуты небольшой корректировке при составлении таблицы размеров зубьев на чертеже протяжки.	(11 = 27,06 мм;  = 28,315 мм;  (2ш ~ 29,975 мм;  <2гу = 32,36 мм.
16. Количество зубьев в ступенях 1-Ш  3/п = [(^т+1 “ 25»гт+1) “	~ 25>27п)]/23гтп>  31 - [(28,315 - 2 0,05) - (27,06 - - 2 ♦ 0,03)1/2 0,03 + 1 = 20,2 + 1;  зп - [(29,975 - 2 * 0,115) - (28,315 - - 2 0,05)]/2 0,05 = 16,2;  зш = [(32,36 - 2 • 0,115) ~ (29,975 - - 2 ♦ 0,07)]/2(0,07 - 16,3.  Для четвертой ступени количество зубьев  Зщ в [^п ~ (Дт ~ 25>гт)]/25гт + (2...4);  21У = [36,32 - (32,36 - 2 • 0,115)]/2 0,115 + 2.  Дополнительные два—четыре зуба являются пе- реходными с уменьшающейся величиной подачи. Для первой ступени, если она начинается с круг- лого зуба, добавляется один зуб.	21 = 22;  зп = 17;  зш = 17;  ггу = 21.
17. Общее количество режущих зубьев  2р = 2[ + зц + зщ 4- ёпт == 22 + 17 4- 17 4- 21.	зр = 77.
18. Длина режущей части  /§ =» гр1 = 77 • 11.	/5 = 847.
19. Количество калибрующих зубьев гк выбираем по табл. 5.15. Шаг калибрующих зубьев /к при- нят равным шагу режущих зубьев 1, но можно принимать — (0,6 - 0,7)2. Длина калибрующей части  /к “ 2к^к ~ 11 * 5.	*к = 5;  /к = 11 мм;  /б = 55 мм.
20. Определяем тип и размер хвостовика (ГОСТ 4044-70). В нашем случае для хвостовика под быстросменный патрон с автоматическим управлением 1>2 в 25 мм; 2>1 — 19 мм (табл. 5.16). Диаметр шейки хвостовика  Я2 = Р1 - (0,3...1,5) = 25-1.	1>2 = 24 мм.
21. Длина протяжки до 1-го зуба  1 = М 4 ДО 4 /из 4* 30, где М = Р - Фпах; = /пл 4- /б 4- 10. Значения Р, Фтах, /пл берутся из паспорта станка (рис.5.11).  М = 95 - 22 = 73 мм;  /пл = 60 мм.  Значение /б — 30 мм (см. п. 15, разд. 5.1). IV - 60 + 30 4- 10 = 100 мм;  / = 73 4- 100 + 50 + 30 = 253 мм.	/ = 253 мм.
22. Размеры и форма направляющих частей: а) передняя направляющая = 41 с посадкой Ъ7, т.е. 1)4 “ 27Ъ7; длина /4 — /из «• 50 мм.  б) задняя направляющая: />7 = Д, с посадкой Г7, т.е. 1>7 - 27^7; длина /7 = 0,7/Из • 0,7 ♦ 50 мм.	/7 = 35 мм.
23. Общая длина протяжки  Ъп = 1 4- /5 4- /в 4- /7 = = 253 + 847 + 55 4- 35 = 1190 мм.	Ьп = 1190 мм.
24. Пусть возможности инструментального цеха позволяют изготавливать протяжки длиной	
Ьптах = 800 мм. Тогда определим количество протяжек в комплекте  } = (^5 $б)/СЬптах ~~ А>) = - (847 + 55)/(800 - 288) =902/512,  где 1о = 1 + /7. Принимаем две протяжки в ком- плекте.	/ - 1.76;  1-2.
25. Количество зубьев в каждой протяжке ком- плекта  г/ = [(я, + зк + 3(/ - 1)]// = (77 + 5 + 3 • 1)/2.	21 - 42.
26. Примем для первой протяжки 42 зуба, для второй — 43, причем в первую протяжку полно- стью войдут первые две ступени. Длина режущей и калибрующей частей: первой протяжки —  11 = 2^1 в 42 • 11;  второй протяжки —  1п = з/Щ = 43 • 11.  Отметим, что зубья 1-3 первой протяжки — круглые. Объясняется это тем, что допустимое отклонение на размер Т может быть принято равным 1/3-1/4 допуска на отверстие со знаком минус; оно не должно превышать отклонений посадки Н8/Ь9. Поскольку Т обычно'больше все зубья с диаметром от Д до Т — круглые. Плоские участки появляются на тех зубьях, диа- метр которых больше Т.	II — 462 мм;  /п = 473 мм.
27. Количество стружкоразделительных канавок на цилиндрических зубьях пк ~ 14 (табл. 5.11) с размерами 8К = 1; Лк = 0,7; гк = 0,3. На квад- ратных зубьях выполнены 2 канавки до 028,14, для чего необходимо рассчитать Е&1 (см. п. 19, разд. 5.1), чтобы Ь < 5...10 мм. С 028,2 первой протяжки делать по одной канавке до 032 второй протяжки. Размер канавок тот же. Канавки на зубьях располагать в шахматном порядке.	
28. Расстояние между сторонами зубьев первой протяжки  Т1 = Т'п "6х 27,14 0,02 = 27,12—о,оз мм; второй протяжки  Тп = Тт тт ~ 27,09-0,03 мм.	
29. Размеры передней направляющей второй	
протяжки  74/ — Т'пппп = 27,О9_0Д4$ мм;  2>4/ = ^'п! = 80-0Д7 ММ- Допуски выбираются по табл. 5.18.	
30. Общая длина протяжек: первой  1л « 1а + й == 288 + 462;  второй  Ьп •	+ /п = 288 + 473.  Для второй протяжки примем /З.н = 34. Тогда Ьп — 760 мм.	1л = 750 ± 2 мм;  Ьц — 760 ± 2 мм.
31. Допуски на изготовление зубьев протяжки по табл. 5.8. Технические требования принимаются аналогично круглым протяжкам близкого диаметра. Размеры зубьев протяжек приведены в табл 5.26.	

Таблица 5.26

Первая протяжка					
№ зуба	1	2	3	4	5
Размер зуба, мм	27,00	27,06	27,12	27,18	27,24
№ зуба	6	7	8	9	10
Размер зуба, мм	27,30	27,36	27,42	27,48	27,54
№ зуба	11	12	13	14	15
Размер зуба, мм	27,60	27,66	27,72	27,78	27,84
№ зуба	16	17	18	19	20
Размер зуба, мм	27,90	27,96	28,02	28,08	28,14
№ зуба	21	22	23	24	25
Размер зуба, мм	28,20	28,26	28,32	28,42	28,52
№ зуба	26	27	28	29	30
Размер зуба, мм	28,62	28,72	28,82	28,92	29,02
№ зуба	31	32 .	33	34	35
Размер зуба, мм	29,12	29,22	29,32	29,42	29,52
№ зуба	36	37	38	39	40
Размер зуба, мм	29,62	29,72	29,82	29,92	30,00
№ зуба	41	42			
Размер зуба, мм	30,00	30,00			
177

Продолжение табл. 5.26

Вторая протяжка					
№ зуба	1	2	3	4	5
Размер зуба, мм	30,00	30,14	30,28	30,42	30,56
№ зуба	6	7	8	9	10
Размер зуба, мм	30,70	30,84	30,98	31,12	31,26
№ зуба	11	12	13	14	15
Размер зуба, мм	31,40	31,54	31,68	31,82	31,96
№ зуба	16	17	18	19	20
Размер зуба, мм	32,10	32,24	32,47	32,70	32,93
№ зуба	21	22	23	24	25
Размер зуба, мм	33,16	33,39	33,62	34,08	34,31
№ зуба	26	27	28	29	30
Размер зуба, мм	34,54	34,77	35,00	35,23	35,46
Хе зуба	31	32	33	34	35
Размер зуба, мм	35,46	35,69	35,92	36,02	36,12
№ зуба	36	37	38	39	40
Размер зуба, мм	36,19	36,25	36,32	36,32	36,32
№ зуба	41	42	43		
Размер зуба, мм	36,32	36,32	36,32		

5.3.	ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ШПОНОЧНЫХ
ПРОТЯЖЕК

Для протягивания шпоночных канавок в цилиндрических
отверстиях применяют шпоночные протяжки с плоским либо с
цилиндрическим телом.

При работе шпоночных протяжек применяются направляю-
щие оправки. Поперечное сечение протяжки 1 по первой стружеч-
ной канавке с передней частью направляющей оправки 2 и обраба-
тываемой деталью 3, показано на рис.5.15. Профиль прорезаемой
канавки 4 обозначен пунктирной линией. Направляющая оправка
протяжек с цилиндрическим телом имеет цилиндрическое отвер-
стие и паз под шпоночные зубья.

Продольное сечение направляющей оправки 1 с обрабатывае-
мой деталью 2, опорным кольцом 3, опорной плитой станка 4 и
тяговым патроном 5 показано на рис.5.16, где даны обозначения,
используемые при определении длины протяжки.
Рис.5.15. Поперечное сечение протяжки с направляющей частью

Протяжки с плоским телом разделяются на протяжки с
утолщенным телом, когда В > Ъ (рис.5.15) и протяжки с тонким
телом, когда В < Ъ. Первые более жесткие и применяются чаще.

Припуск на обработку А, а следовательно и суммарный подъ-
ем зубьев будет складываться из глубины канавки и стрелки /о
дуги, соответствующей ширине протягиваемой канавки Ь
(см. рис.5.15):

А = ЕЛЛ = *Г - В + /о,
где — расстояние от края отверстия до дна канавки (наиболь-
ший допустимый размер); 2) — диаметр отверстия (наименьший
размер).

Величина стрелки = 0,5(1)-л/Ъ2 -Ь2 ). Значение /о для
наиболее распространенных размеров шпоночных протяжек приве-
дено в табл. 5.27.
Из рис.5.15 видно, что первые зубья работают не всей шири-
ной режущих кромок» пока не углубятся в металл на величину
стрелки.

Ширину тела протяжки В определяют по зависимости

В = Ъ + (2...6).

Высота зубчатой части Ло' 1,25Ло» где Ло — глубина стру-
жечных канавок.

Стружечные канавки на шпоночных протяжках обычно делают
с прямолинейной спинкой зуба (см. рис.5.7, б).

Высота сечения протяжки по первому зубу должна удовле-
творять следующему условию Л1 > Р/В[а] + Ло', которое вытекает
из условия прочности при растяжении протяжки силой Р, дейст-
вующей на площадь поперечного сечения тела и режущего выступа
в той его части, которая лежит ниже дна стружечной канавки.
Силу Р определяем в соответствии с п. 12, а [а] — п. 13. разд. 5.1.
Полученное значение Л1 желательно округлить до стандартной ве-
личины, приведенной в табл. 5.28.

Необходимо стремиться, чтобы высота тела протяжки
Но = Л1 - Ло' была бы не меньше толщины В.

Рис.5.16. Положение шпоночной протяжки на станке
Высота протяжки по последнему режущему зубу и по ка-
либрующим зубьям составляет Лп = Не =	+ ЕДЛ.

В целях уменьшения трения на боковых сторонах зубьев де-
лают поднутрение под углом ф1 = 1...1,5°, а при протягивании
очень вязких сталей (р1 = 2...2,5°. Поднутрение начинается не от
самой вершины зуба, а на расстоянии от нее /в = 0,7...1,0 мм.
Уголки вершин зубьев, закругляют дугой радиусом 0,25...0,3 мм
или делают фаски высотой 0,5... 1 мм с углом 45°.

Допустимые отклонения на ширину тела протяжки прини-
мают по посадке Н7/&6.

Шаги режущих и калибрующих зубьев делают одинаковыми.
Длина последнего калибрующего зуба принимается равной или
большей 1,52. ТогДа = (2К + 0,5)2.

Задняя направляющая часть не делается, так как на выходе

Таблица 5.27

Величина стрелки /о для шпоночных пазов, мм

Ь	Р	Го
3	8	0,29
	10	0,23
	12	0,19
	13	0,17
4	11	0,38
	12	0,34
	13	0,32
	14	0,29
	15	0,27
	16	0,25
5	15	0,43
	16	0,40
	18	0,36
	20	0,32
	22	0,29
6	20	0,46
	22	0,42
	24	0,38
	25	0,36
	26	0,35
	28	0,32

Ь	р	Го
8	25	0,66
	26	0,63
	28	0,59
	30	0,55
	32	0,51
	34	0,48
	35	0,46
	36	0,45
	38	0,42
10	32	0,80
	34	0,75
	35	0,73
	36	0,71
	40	0,63
	42	0,60
	44	0,57
	45	0,56
	46	0,55
	48	0,52
12	38	0,98
	40	0,92
	42	0,88
	50	0,73
	52	0,70
	55	0,66
	58	0,63

ъ	Р	Го
14	44	1,15
	45	1,12
	46	1,09
	48	1,05
	50	1,00
	52	0,95
	55	0,90
	58	0,85
	60	0,83
	62	0,80
	65	0,76
	68	0,73
16	50	1,32
	52	1,26
	55	1,19
	58	1,15
	60	1,10
	62	1,05
	65	1,00
	68	0,95
	70	0,93
	72	0,90
	75	0,86
	78	0,83

ъ	Р	/о
18	58	1,43
	60	1,38
	62	1,34
	65	1,27
	68	1,23
	70	1,20
	72	1,15
	75	1,10
	78	1,05
	80	1,02
	82	1,00
	85	0,96
	88	0,93
20	68	1,51
	70	1,46
	72	1,42
	75	1,36
	78	1,31
	80	1,25
	82	1,25
	85	1,20
	88	1,15
	90	1,12
	92	1,10
	95	1,06
	98	1,03
181
протяжки из обрабатываемого отверстия она поддержи-вается направ-
ляющей оправкой.

Остальные элементы режущей и калибрующей частей, выпол-
няются по общим условиям для протяжек, а величина разбивания
паза по ширине 5ь принимается от 0 до 0,01 мм.

Если зубья шпоночной протяжки изготавливаются по груп-
повой схеме резания то секция состоит, как правило из двух зубьев
(см. рис.5.4, 5).

Общая длина гладких частей протяжки I (рис.5.16) равна
сумме отдельных элементов

I » 1\ — 1з + 1с +	+ 1а + 1в +

где 11 — длина хвостовика (см. ГОСТ 4043-70); 1з — длина входа па-
трона в отверстие станка; 1С — толщина опорной плиты станка; /а —
длина выступающей части опорного кольца; 1а — длина выступающей
части фланца направляющей оправки; /в — длина посадочной части
оправки; — длина, необходимая для беспрепятственного насажива-
ния изделия в том случае, когда работа ведется без отключения про-
тяжки от станка после каждого рабочего хода.

Величину 1з можно принимать равной 0...15 мм, хотя при ра-
боте на относительно крупных станках она может входить в фор-
мулу по определению I со знаком плюс. Размер 1с зависит от типа
станка; размеры 1& и 1а — от конструкции опорного кольца и оправки;

Таблица 5.28

Размеры поперечного сечения плоских шпоночных протяжек
с утолщенным телом для стандартных шпоночных канавок, мм

&	Л1*	В	Но	л **  Ь*т1п
3	6	4	3,5	8
4	9	6	6	13
5	11	8	6,5	16
6	15	10	10	20
8	18	12	12	25
10	22	15	15	30
12	28	18	20	37
14	30	20	22	42
16	35	22	25	48
18	40	26	25	55
20	45	26	25	62
Примечание: *Л1 — высота по первому зубу, соответствует высоте хвостовиков по ГОСТ 4043-70;  -Отт — наименьший диаметр отверстия, в котором может работать протяжка без подкладки				
Рис.5.17. Поперечное сечение
шпоночной протяжки с тонким
телом

размеры 1з и Щ обычно прини-
мают больше длины протягивае-
мого отверстия на 5...15 мм.

В случае, когда работа про-
изводится с планшайбой, при
расчете I учитывается и тол-
щина планшайбы.

Рассчитанное значение I яв-
ляется минимально допусти-
мым. Для протяжек, работаю-
щих без отсоединения, вели-
чина I может быть несколько
уменьшена.

В литературе [41] приводят-
ся различные варианты
оформления хвостовиков, в
том числе с резьбовой частью.

Что касается особенностей

проектирования плоских протяжек с тонким телом, то здесь следу-
ет обратить внимание на расчет высоты первого зуба (рис.5.17)

Л1 > Р/(Ы^1) +
где Р — сила протягивания; [о] — допустимое напряжение в материа-
ле протяжки; Ло — глубина стружечной канавки.

Найденное значение Лг рекомендуется округлять до разме-
ров, приведенных в табл. 5.29, ориентированных на использова-
ние хвостовиков по ГОСТ 4043-70. Указанное значение Втт в таб-
лице обозначает наименьший диаметр, в котором может работать про-
тяжка без подкладки. Размер Ло относится к однопроходным
протяжкам или для первой протяжки комплекта. Остальные элемен-
ты выбираются, как и для протяжек с утолщенным телом.

Таблица 5.29
Размеры поперечного сечения плоских шпоночных протяжек
с тонким пазом, мм

Ьа	*1	Ло'	
12	28	6	38
14	30	6	40
16	35	7	46
18	40	8	56
20	45	10	62
24	50	12	
28	55	12	
32	60	12	
36	60	15	
40	60	15	
45	60	15	
Комплектные шпоночные протяжки с тонким телом проек-
тируются по общим принципам, изложенным в п. 16, разд. 5.1.
Однако в серийном производстве вместо комплекта протяжек ис-
пользуют одну шпоночную протяжку, когда после каждого прохо-
да подкладывают прокладки до получения размера 1х
(см. рис.5.15).

В случае, если используется комплект протяжек, после их
применения, прибегают к калибрующим протяжкам, зубья кото-
рых располагаются на боковых сторонах (рис.5.18). Калибрующие
протяжки применяются при обработке шпоночных канавок с
В = 20...24 мм и больше; припуск на протягивание составляет
0,8... 1,2 мм по ширине паза. Крупные шпоночные протяжки изго-
тавливают сборными со вставными зубьями [41].

5.4.	РАСЧЕТ СЕКЦИЙ НАРУЖНЫХ ПРОТЯЖЕК

Исходные данные. Исходными данными для проведения рас-
чета наружных протяжек являются:

1.	Форма и размеры заготовки до выполнения операций на-
ружного протягивания.

2.	Форма и размеры протянутой поверхности и технологиче-
ские требования на выполнение операции наружного протягива-
ния.

3.	Краткая характеристика материала обрабатываемой заго-
товки.

4.	Технологический маршрут обработки заготовки.

5.	Техническая характеристика протяжного станка и разме-
ры рабочей каретки инструментальной плиты.

6.	Расположение заготовки в приспособлении при выполне-
нии операции наружного протягивания.

Примечание: пункты 1—3 обязательно должны быть указаны в
задании на выполнение курсового или дипломного проекта. Разработку

Рис.5.18. Зубья калибрующей пазовой

маршрута обработки, выбор
оборудования и расположения
заготовки в приспособлении
можно предоставить проекти-
ровщику протяжки.

Расчет секции наруж-
ной протяжки производит-
ся в следующей последова-
тельности.

1.	Разделение протя-
гиваемой поверхности на
элементарные участки.
Протягиваемая наружная
поверхность разделяется на

протяжки
элементарные участки с учетом:

а) простоты конструкций секций наружной протяжки;
б) технологичности секций наружной протяжки; в) наименьшего ра-
бочего хода каретки при выполнении операции наружного протягива-
ния; г) простоты эксплуатации наружной протяжки (установки сек-
ций протяжки в корпусе, регулирования секций, простоты затачива-
ния и др.).

В результате разделения протягиваемой наружной поверхно-
сти на элементарные участки, предварительно устанавливается
последовательность обработки принятых элементарных участков
наружной поверхности, обеспечивающий равномерное и полное
использование мощности привода главного движения протяжного
станка, выполнение технологических требований на обработку
протянутой поверхности, простоту и удобство размещение секций
наружной протяжки и др. Принятый порядок обработки элемен-
тарных участков наружной поверхности определяет расположение
секций в корпусе протяжки. В ходе расчета и конструирования
наружной протяжки принятый порядок обработки элементарных
участков наружной поверхности уточняется.

2.	Расчет припуска под протягивание. Определение припус-
ка под протягивание проводится для каждого элементарного уча-
стка наружной поверхности. В общем случае величина припуска
под протягивание на элементарном участке наружной поверхности
определяется, согласно рис.5.19, по формуле:

А1 = Аг 4- А2 + (0,65...0,75)8н + 8а + А,

где А; — максимальный припуск под протягивание элементарного
участка наружной поверхности; А1 — припуск на механическую
обработку; А2 — высота штамповочного или литейного уклона,
определяемая углом е. Обычно € = 10,7 или 5°. Если деталь предва-
рительно обработана, то А2 - 0. & — допуск на номинальный раз-
мер Н элементарного участка наружной поверхности; 8д — допуск
на припуск (в сторону увеличения припуска); А — зазор между
первым зубом секции протяжки и обрабатываемой поверхностью
на элементарном участке заготовки (принимается равным от 0,1 до
0,3 мм).

3.	Выбор схемы резания. Схема резания устанавливается для
каждого принятого элементарного участка наружной поверхности с
учетом лимитирующих факторов. При выборе схемы резания уточ-
няется порядок и направление срезания припуска и принимается
фактическая величина последнего в соответствии с принятой схе-
мой и направлением срезания. Производится ориентировочное рас-
пределение припуска на черновые и чистовые секции, на режущую
и переходную части и т.д.
4.	Выбор порядка обработки элементарных участков на-
ружной поверхности. Принятый порядок обработки элементарных
участков наружной поверхности определяет расположение секций
наружной протяжки в корпусе. Установление порядка обработки
наружной поверхности производится с учетом следующих факто-
ров: принятой схемы резания на каждом элементарном участке;
максимального использования мощности (тягового усилия) про-
тяжного станка; технологических требований на обработку протя-
нутой поверхности; расположения элементов крепления секций в
корпусе; обеспечения прочности и жесткости крепления секций в
корпусе; технологичности корпуса наружной протяжки; располо-
жения элементов регулирования секций; расположения элементов
крепления и базирования наружной протяжки на инструменталь-
ной каретке протяжного станка и др.

На основе принятого порядка обработки элементарных уча-
стков наружной поверхности определяется предварительное распо-
ложение секций наружной протяжки в корпусе. В ходе расчета и
конструирования уточняются окончательно как порядок обработки
отдельных элементарных участков наружной поверхности, так и
расположение секций в корпусе наружной протяжки.

5.	Выбор профилей зубьев и формы стружечных канавок.
Производится по рекомендациям п. 5.1 (см. рис.5.7, а, б).

6.	Назначение передних и задних углов. Величины углов уста-
навливаются в соответствии с рекомендациями табл. 5.9 и 5.10.

7.	Предварительный выбор толщины среза. Допустимая толщина
среза (подъем на зуб или величина подачи) предварительно выби-

Рис.5.19. Расчетная схема
определения припуска под
протягивание на элементарном
участке наружной поверхности

рается в зависимости от шерохо-
ватости протянутой поверхности,
принятой схемы резания, состоя-
ния режущих кромок зубьев и
других факторов.

Минимально допустимая
толщина среза принимается рав-
ной Япнп = 0,02 мм. Для тщатель-
но заточенных и доведенных зубь-
ев протяжек Лтш может состав-
лять 0,01 мм.

Максимально допустимая
толщина среза при обработке типо-
вых конструкционных материалов
по профильной и генераторной схе-
мам резания с обеспечением тре-
буемой шероховатости протянутой
поверхности приведена в табл. 5.4.

Максимально допустимая
толщина среза, приведенная в
табл. 5.4, справедлива для зубь-
ев секций протяжек с прямолинейным контуром режущего пе-
риметра. Для секций наружных протяжек с криволинейным
контуром режущего периметра максимально допустимая толщи-
на среза определяется по формуле Лщах = байтах,
где ка = 0,60...0,80 — поправочный коэффициент на толщину среза
для секций наружных протяжек с криволинейным режущим пе-
риметром.

Максимально допустимая толщина среза для секций наруж-
ных протяжек с групповой схемой резания переменного резания,
трапецеидальной и др.) при обработке чугуна и стали принимается
до Дтах = 0,3 мм, а в зоне срезания литейных и ковочных укло-
нов — ДО Лтах = 0,5 ММ.

Максимально, допустимая толщина среза, лимитируемая тя-
говым усилием протяжного станка, определяется по формуле:

’ (0,8...0,9)фс 1х
а“аХ ’

где Яс — номинальное тяговое усилие протяжного станка, Н; —
число одновременно работающих зубьев; Ср — постоянный коэффици-
ент; х — показатель степени; ку — поправочный коэффициент на ве-
личину переднего угла зубьев; ЕПтах — наибольший суммарный ре-
жущий периметр зубьев, находящихся в контакте с заготовкой.

Числовое значение коэффициента Ср и показателя степени х
даны в табл. 5.13, поправочного коэффициента — в табл. 5.14.

8.	Высота зубьев, шаг и объем стружечных канавок. Выби-
раются в соответствии с рекомендациями п. 5.1, а затем рассчи-
тывается толщина среза из условия свободного размещения
стружки в канавке по формуле атах === Сйо2/&пнп/из, где С — коэф-
фициент, характеризующий размещение стружки в канавке зуба
при обработке вязких материалов, принимается равным С - 0,785,
а при обработке хрупких материалов С = 1,00.

Окончательное значение толщины среза и шага зубьев, опре-
деляются лимитирующими факторами. Ими могут быть требуемая
шероховатость протянутой поверхности, свободное размещение
стружки во впадине зуба, центрирование протяжки и равномер-
ность действия силы резания, тяговое усилие протяжного станка.

9.	Число режущих зубьев, находящихся одновременно в
контакте с заготовкой. Минимальное число режущих зубьев, на-
ходящихся в контакте с заготовкой, определяет условие центриро-
вания протяжки и* равномерность действия силы резания.

Минимальное число режущих зубьев, находящихся
в контакте с заготовкой зо, определяется по формуле:

2о — ^из/^	0,4.
Допустимое минимальное число режущих зубьев го находит-
ся в пределах от 2 до 6.

Величина шага зубьев при принятом го, определяется по
формуле

I *= ^из/2о + 0,4 мм;

10.	Общее число режущих зубьев. Число режущих зубьев
для обработки принятого элементарного участка наружной поверх-
ности определяется по формуле:

г& в А^г/а 4- (1...2),

где А& — припуск, срезаемый режущими зубьями на данном эле-
ментарном участке; а — принятая толщина среза.

11.	Длина режущей части. Длина режущей части, необходи-
мая для обработки элементарного участка наружной поверхности,
определяется по формуле:

= 1(г^1 ~ 1).

12.	Переходная часть. В ряде случаев при протягивании по
профильной и групповой схемам резания для обеспечения плавно-
сти спада силы резания на выходе из контакта с заготовкой по-
следних режущих зубьев, а также для снижения шероховатости
протянутого элементарного участка наружной поверхности после
режущей располагается переходная часть. Она характеризуется
тем, что толщина среза, приходящаяся на зубья этой части, посте-
пенно уменьшается на величину Да = 0,02...0,01 мм. На последнем
переходном зубе толщина среза должна быть не бо-
лее 0,02...0,01 мм.

Форма и размеры зубьев на переходной части принимаются
такими же, как и на режущей.

Число зубьев на переходной части

2ш = а/Да — 1.

Длина переходной части

1т ~

Припуск, срезаемый зубьями на переходной части

Ат = гт[а - Да(1 + гт)/%1-

13.	Калибрующая часть. Форма и размеры зубьев калиб-
рующей части секций наружных протяжек на элементарном
участке наружной поверхности в поперечном сечении аналогич-
ны по форме и размерам последним режущим (переходным)
зубьям секции.
Передний угол зубьев калибрующей части принимается та-
ким же, как и режущей части.

Задний угол зубьев калибрующей части принимается для
секций без подрегулирования ак = для секций с подрегулиро-
ванием ак = 3...4°.

Число зубьев на калибрующей части секции принимается
в пределах от 2 до 6 в зависимости от обеспечения необходимого
квалитета точности размера, формы, шероховатости протянутой
поверхности и размерной стойкости секций наружной протяжки.

Шаг зубьев на калибрующей части равен шагу зубьев на
режущей части.

Длина калибрующей части определяется по формуле

1x1 =

14.	Длина рабочей части секции. Ориентировочная длина ра-
бочей части секции наружной протяжки, входящих в комплект для
обработки принятого элементарного участка наружной поверхности
в соответствии с приведенными выше расчетами, будет равной

1с1 ~ 1р1 +

Длина рабочей части секций устанавливается после оконча-
тельного определения числа зубьев и может быть уточнена при
разработке конструкции протяжки.

15.	Число секций в комплекте. Число секций, входящих в
комплект для обработки элементарного участка наружной поверх-
ности, определяется по формуле

= (1р1 + 1т + ^кОДтах,
где /тах — максимально допустимая длина секции.

Затем округляется до ближайшего большего числа.

Максимально допустимая длина секции принимается из ус-
ловия обеспечения простоты изготовления. В зависимости от типа
секции максимально допустимая длина принимается в пределах
100...400 мм в соответствии с рядом предпочтительных чисел ли-
нейных размеров по ГОСТ 6636-69. При выборе размеров предпоч-
тение нужно отдавать числам из рядов с крупной градацией.

Предпочтительно принимать длину секций, входящих в ком-
плект, одинаковой.

16.	Длина рабочей части наружной протяжки. Длина рабо-
чей части наружной протяжки определяется в соответствии с при-
нятым порядком обработки элементарных участков наружной по-
верхности и равняется расстоянию между первым зубом секции
для обработки первого элементарного участка и последним зубом
секции для обработки последнего элементарного участка наружной
Рис.5.20. Расчетная схема для
определения максимально допус-
тимой длины рабочей части на-
ружных протяжек

поверхности. При определении
длины рабочей части наружной
протяжки принимается в расчет:

а)	наибольшая длина ком-
плектов секций, работающих одно-
временно;

б)	общая длина комплектов
секций, работающих последова-
тельно;

в)	длина необходимых про-
межутков между комплектами сек-
ций для расположения упоров.

Максимально допустимая
длина рабочей части наружных
протяжек ограничивается длиной
хода рабочей каретки и длиной
рабочей каретки для размещения
протяжки.

Схема для расчета макси-
мально допустимой длины рабочей

части наружных протяжек по огра-
ничивающим факторам приведена на рис.5.20 и зависит от исполне-

ния вертикально-протяжных станков.

Максимально допустимая длина рабочей части наружных про-
тяжек, лимитируемая длиной хода рабочей каретки, определяется
по формуле

Х'тах 1фХ ~	“*	~

где Ьрх — длина хода рабочей каретки; 11 — расстояние от верхней
поверхности обрабатываемой заготовки до первого зуба протяжки
(принимается в пределах от 25 до 40 мм); Ц — величина перебега
последнего зуба протяжки относительно протянутой поверхности
заготовки (принимается в пределах от 10 до 20 мм).

В случае использования станков меньших типоразмеров, чем
следовало бы, максимально допустимую длину протяжки следует
уточнить по длине рабочей каретки станка.

Данные о длинах хода каретки и размерах инструментальных
плит некоторых протяжных станков приведены в табл. 5.29 и
рис.5.21.

В случае превышения длины рабочей части наружной протяж-
ки ее перерасчет производится в следующем порядке:

а)	выбрать протяжной станок другой модели с большим ходом
рабочей каретки;

б)	изменить порядок обработки наружной поверхности протя-
гиванием или технологический процесс обработки протягиваемой
заготовки с уменьшением припуска под протягивание;
в)	совместить работу комплектов секций наружной протяжки
с комплектами секций других элементарных участков наружной
поверхности;

г)	выполнить обработку наружной поверхности за две опера-
ции протягивания.

17. Фактическая величина главной составляющей силы ре-
зания при протягивании и тяговое усилие протяжного стайка.
Наибольшая фактическая величина главной составляющей силы
резания при протягивании определяется в соответствии с располо-
жением секций для обработки элементарных участков наружной
поверхности и равна сумме главных составляющих сил резания
комплектов секций, одновременно участвующих в работе.

Величина главной составляющей силы резания при протяги-
вании элементарного участка наружной поверхности определяется
в соответствии с данными разд. 5.1 (пункт 12) либо по формуле

Р?1 “

где Рг1 — главная составляющая силы резания при протягивании
элементарного участка наружной поверхности, Н; 2\ — число од-
новременно работающих зубьев; Ср — постоянный коэффициент;
а/ — толщина среза зубьев секции на элементарном участке на-
ружной поверхности, принятая окончательно, мм; ЕПйпах — наи-
больший суммарный режущий периметр зубьев, находящихся в
контакте с заготовкой при перемещении протяжки на один
зуб, мм.

Фактическая величина главной составляющей силы резания
при протягивании определяется по формуле

Ргф — ЕРзЬ

где I — число элементарных участков наружной поверхности, про-
тягиваемых одновременно.

В результате проведенных расчетов устанавливается макси-
мальное значение фактической величины главной составляющей
силы резания при протягивании наружной поверхности.

Числовое значение максимальной фактической величины
главной составляющей силы резания при протягивании должно
удовлетворить условию

Ргф (0,8...0,9)<?с>

где ^с — номинальное тяговое усилие протяжного станка, Н.

Исходя из выполнения этого условия производится оценка
пригодности принятого протяжного станка или выбор по тяговому
усилию другого протяжного станка, необходимого для выполнения
операции протягивания наружной поверхности.

Окончательный выбор протяжного станка для выполнения
операций наружного протягивания производится с учетом необхо-
димой длины хода рабочей каретки для разработанной конструк-
ции наружной протяжки.
Таблица 5.30

Паспортные данные вертикально-протяжных станков

Модель станка	Размеры каретки инструментальной пли- ты									Ход станка,  ММ	Тяговое усилие,  кН
	а	В	<4		Н	к	т	п	с		
МП7А712	125	320	18	20	500	18	18	5	45	950	40
МП7А723	160	400	17	26	540	42	18	7	50	1200	63;100
МП7А724	160	400	17	26	540	42	18	9	50	1550	63; 100
МП7А733	200	500	17	26	540	42	22	7	50	1200	160; 250
МП7А734	200	500	17	26	540	42	22	9	50	1550	160; 250
МП7А735	200	500	17	26	540	42	22	11	50	1950	160;250
МП7А736	200	500	17	26	540	42	22	13	50	2450	160; 250

Рис. 5.21. Размеры и расположение инструментальных плит верти-
кально-протяжных станков
6.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ИНСТРУМЕНТОВ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ОТВЕРСТИЙ

6.1.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ СВЕРЛ С ВИНТОВЫМИ
КАНАВКАМИ

Сверла — один из наиболее широко используемы типов ре-
жущих инструментов, подразделяющихся на множество разно-
видностей: центровочные, перовые, спиральные, для глубокого
сверления и др. Наиболее распространены среди них спиральные
сверла, которые можно эксплуатировать в самых разнообразных
условиях. Ниже излагается методология их проектирования, ко-
торую можно с некоторыми поправкам распространить и на дру-
гие типы сверл.

Инструментальные материалы. Рабочая часть сверла из-
готавливается из различных марок быстр режущих сталей и
твердых сплавов, выбор которых может быть осуществлен в соот-
ветствии с рекомендациями [30]. Присоединительная часть (хво-
стовик) для сверл диаметром свыше 8 мм изготавливается из ста-
лей 45 или 40Х и приваривается к рабочей части

Сварной шов

Рис.6.1. Положение сварочного шва на теле сверла

Положение сварного шва показано на рис.6.1 и определяет-
ся размером Г:

Диаметр сверла, мм	14...20	20...32	32...40	40...52
Г, мм	22...30	32	36	40

Твердость рабочей части сверл 62...65 НВСЭ, хвостовика
40...50.

Твердосплавные пластины припаиваются, приклеиваются к
корпусу или крепятся механически.

Геометрические параметры сверл. Геометрия сверла опре-
деляется в первую очередь обрабатываемым материалом
(табл.6.1).
Таблица 6.1
Выбор геометрических параметров сверла, град.

Обрабатываемый материал	2<р	<от	ат
Стали конструкционные и инструментальные			
НВ < 255	118	30	12
НКСЭ 38...43	150	30	8
Чугун			
серый НВ <196	100	30	12
НВ 200...290	118	30	12
НВ 290...400	150	30	12
ковкий	118	30	12
Нержавеющие и жаропрочные стали и сплавы	150	30	8
Титановые сплавы	130	30	12
Медь	130	40	12
Латуни			
свинцовистые	118	10	12
прочие	130	40	12
Алюминиевые сплавы	130	40	12
Листовой алюминий	90	10	12

Задний угол и угол наклона винтовой канавки зависят от
диаметра сверла и могут быть найдены, как

а = а/-^- + 0,79\

Ч<^ + 3,25	/

, 1,624 А

а» = от 1,1—-- .

Ч	й + 3,б7

Расчетные значения а и о округляются до ближайшего це-
лого числа. Угол наклона поперечной кромки сверл диаметром до
16 мм равен \|/ = 45°, свыше 16 мм — 50°. Допуски углов 2(р и а
равны ±3°, угла ш — ±2°, угла \|/ — ±5°.

Наряду с основными углами в конструкциях сверл широко
используют более сложные заточки и подточки режущих кромок,
улучшающие условия эксплуатации сверл. Подробная информа-
ция о них, а также о геометрии сверл для глубокого сверления
приведены в [35].

Конструктивные элементы рабочей части. Сверло имеет
достаточно сложную конструкцию и характеризуется диаметром
и длиной сверла шириной / и высотой ленточки, диаметром
спинки д, центральным углом канавки V и шириной пера В, тол-
щиной сердцевины к (рис.6.2).

13 Зак 5132
Рис.6.2. Конструктивные элементы спирального сверла

В том случае, если после сверла отверстие будет обрабаты-
ваться другим инструментом, диаметр сверла принимают равным
диаметру отверстия с округлением до ближайшего стандартного
значения. Если же отверстие обрабатывается окончательно, то
расчетный диаметр

</р = 2) + В.О. - 0,07378о,

где В, В.О., 8О — диаметр, верхнее отклонение и допуск отвер-
стия. Выбранное значение анализируется с точки зрения запаса
на разбивку

I) + В.О. - 5О > 0,0075
и износ сверла

йр - О + Н.О. > 0,004^0 ,
где Н.О. — нижнее отклонение диаметра отверстия.

Если приведенные условия выдерживаются, то (2р округля-
ется до значения с/, кратному 0,05 для < 14 мм, 0,1 — для
<2р < 32 мм и 0,25 — для <2р < 50 мм.

Допуск на диаметр сверла назначается в соответствии с
ГОСТ 2034-80Е* (для быстрорежущих) и ГОСТ 5756-81Е (для
твердосплавных). По этим же стандартам назначается обратная
конусность.

Ленточка сверла при обработке легких сплавов принимается
равной

/= 1,2 + 0,26821п[й-18+л/(^-18)2 +1}

при обработке других материалов — / = 0,5	. Высота ленточки

обычно составляет 0,025с/; тогда диаметр спинки = 0,95с/.

Центральный угол канавки у = 116° при обработке легких
сплавов, 90...93° — других материалов. Ширину пера В обычно
принимают равной

Я — V

В = & 81П--СОЗ Ш ,

2
где (о — угол наклона винтовой канавки.
______Толщину сердцевины сверла к можно принять равной

а	1,5...12	13...80
к/&	0,18...0,15	0,15...0,13

Для труднообрабатываемых материалов
* = (0,4...0,5)</.

Для повышения прочности и жесткости сверла его сердце-
вина обычно утолщается к хвостовику на 1,4... 1,8 мм на каждые
100 мм длины.

Длина сверла в общем случае равна (см. рис.6.2)

В = Во + (0,3...1)</ + /*кон 4*	^хв»

где Ьо — длина отверстия с учетом врезания и перебега;
(0,3... 1)<2 — запас для выхода стружки из отверстия; 1/кон — дли-
на кондукторной втулки; Ьст — длина стачивания [4, 10];
1/к = 0,5с/ — длина стружечной канавки неполной глубины;

= 8—12 мм — длина шейки; Ьхв — длина хвостовика.

При проектировании комбинированных сверл используется
метод последовательного соединения ступеней в одном корпусе.
Длина В в этом случае находится как сумма длин всех ступеней
отверстия. В этом случае необходимо обеспечить перекрытие об-
рабатываемых участков режущими кромками инструмента, а в
местах стыка режущие кромки инструмента должны перекрывать
ДРУГ друга, так как, в противном случае возможна неполная об-
работка поверхности детали и появление заусенцев. Кроме того,
необходимо придавать определенное направление сходу стружки,
чтобы избежать появления встречных сталкивающихся стружек,
так как это может привести к поломке инструмента. При проек-
тировании ступенчатых сверл и сверл-зенкеров необходимо раз-
делять каналы для отвода стружки, т.е. стружку, отделяемую
первой ступенью сверла направлять по одному каналу, а струж-
ку, отделяемую второй ступенью сверла или зенкером, по друго-
му. Разделение стружки на более узкие и длинные полоски
стружколомательными канавками нежелательно, так как у сту-
пенчатых инструментов эти полоски спутываются в клубок и
опасность поломки инструмента не устраняется. На рис.6.3 при-
ведена конструкция двухступенчатого сверла. Стружка, отделяе-
мая первой ступенью сверла 014,3, направляется по внутренней
части канавки, а стружка от второй ступени 019 поступает в
свой канал, образованный углублением В1 и углом между фаска-
ми 45°. Угол поворота большей ступени относительно меньшей
принимается 22...27°.

Присоединительная часть. Форма хвостовика сверла опре-
деляется его диаметром. Если диаметр конечной ступени не более
6 мм, хвостовик цилиндрический, причем
^хв = ^кон> хв = кон>

^хв ~ 2,б(с?кон +1),

где <2ХВ, <2КОН — диаметры хвостовика и конечной ступени сверла;
кон ~' допуск на диаметр. Значение Ьхв округляется по ряду

В20 ГОСТ 6636-69.

Конические хвостовики следует выполнять в виде конусов
Морзе, с лапками, которые необходимы для съема инструмента со
станка и не должны нагружаться во время работы. Размеры ко-
нусов и лапок стандартизованы (ГОСТ 25557-82). Допускается
использовать также конусы Морзе с резьбовым отверстием, если

Рис.6.3. Комбинированное спиральное сверло
сверло используется на фрезерном станке. Для сверл, работаю-
щих на автоматизированном оборудовании, можно использовать
цилиндрические хвостовики с лыской для зажима винтами и ре-
гулировочной гайкой. Их размеры оговорены ГОСТ 28706-90.

Диаметр конуса Морзе определяется крутящим моментом,
который он должен передать при сверлении с учетом затупления
инструмента. Формулы для определения среднего диаметра кону-
са приведены в разд.4.

Можно воспользоваться также выражением
а = 0,5933Мкр/Ро

где Мкр, Ро — крутящий момент и осевая сила при сверлении,
найденные с помощью справочников.

Проверка сверла на прочность и жесткость. Чтобы сверло
надежно противостояло силам резания, оно должно иметь запас
прочности, превышающий действующие нагрузки. Необходимо
выдерживать следующие соотношения

ЗМК0 < 0,026 • ю1’4т+0’2я' то3;
лр	7	К. Л. 7

ЗР0 < 1ГРат;

Ро <

где т = к/(1; п'- В/й ; В — ширина пера; $ — диаметр спинки;
тк = 1650 МПа — предел прочности материала сверла на круче-
ние; К = 0,22...0,25; г| = 1,67 — коэффициенты, учитывающие
завитость сверла; Р = 0,314е/2 — площадь поперечного сечения
рабочей части сверла; от = 3...3,2 ГПа — предел текучести при
сжатии материала сверла; Е = 225 ГПа — модуль упругости ма-
териала сверла; = 0,0054<24 — минимальный момент инерции
сверла; 1В = Ь - Ьхв — вылет сверла из шпинделя.

Технические требования к изготовлению сверл. К свер-
лам предъявляются достаточно высокие технические требования.
При их назначении целесообразно пользоваться рекомендациями
ГОСТ 2034-80Е.

6.2.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ СБОРНЫХ СВЕРЛ

Спиральные сверла, оснащенные твердым сплавом. Та-
кие сверла применяют для сверления отверстий в хрупких и вяз-
ких труднообрабатываемых металлах. Изготавливаются они с
впаянной пластинкой твердого сплава и монолитные.

При проектировании твердосплавных сверл необходимо
учитывать следующие особенности: 1) длину твердосплавного
сверла принимают на 30...40% меньше по сравнению с быстро-
режущими, так как запас на переточки ограничивается длиной
твердосплавной пластины; 2) диаметр сердцевины к увеличивают
до 0,3<2; 3) уменьшают угол наклона канавок до со = 5...6° на
твердосплавной пластине и до а>-15.».20° на корпусе; 4) для
твердосплавных сверл обычно используют двойную замочку с под-
точкой перемычки.

Конструктивные элементы можно принимать по
ГОСТ 22735—77, 22736—77, технические требования — по
ГОСТ 5756-81Е.

Сверла с МНП. Для обработки коротких (до 2с/) отверстий
на автоматизированном оборудовании широко используются
сверла с многогранными неперетачиваемыми пластинами
(рис.6.4). Такие сверла обладают высокой жесткостью и могут
работать не только как непосредственно сверла, но и растачивать
отверстия, фрезеровать бобышки, подрезать торцы.

В отличие от спирального сверла с двумя симметричными и
идентичными режущими кромками сверла с МНП в зависимости
от диаметра имеют две или три отличающиеся по форме, несим-
метрично расположенные режущие пластины со стружкодробя-
щими канавками. Одна из пластин с углом в плане, близким к
180°, работает у периферии, другая — у центра, а третья, для
больших диаметров, заполняет промежуток между ними. Таким
образом, сверло работает как односторонний расточной резец с
прерывистой режущей кромкой.

Рис.6.4. Конструктивные элементы сверла с МНП

Расположение пластин выбирают с таким расчетом, чтобы
результирующая сила резания на каждом пере была одинаковой
и располагалась параллельно. Закрепление пластин в корпусе
сверла производят винтом с углублением «под ключ». Для сверл
<2 = 65...80 мм предусмотрено использование трех пластин, закре-
пляемых в кассетах, которые, в свою очередь, монтируют в кор-
пусе сверла. Сверление по целому металлу сопряжено с большой
осевой силой и требует соответствующей мощности и жесткости
оборудования. Режимы резания приведены в [11, 34].

В конструкции сверла предусмотрена подача СОЖ в зону
резания через каналы внутри корпуса. Габаритные размеры сверл
можно принимать по ГОСТ 27724—88. Положение гнезд в корпу-
се заданы рис.6.4, табл.6.2.

Таблица 6.2

Основные размеры базовых поверхностей под пластины, мм

Л	Ь	11	*2	*8	/4		^6	а
25	7,4	3,7	3,8	3,6	0,15	4,20	3,8	мз
28	8,9							
30	9,9							
32	9,8	4,4	4,5	4,2		5,14	4,5	
34	10,8							
36	11,8							
38	10,8	5,9	6,0	6,7	0,20	7,14	5,4	М4
40	11,8							
42	12,8							
44	13,8							
46	14,8							
48	15,8							
50	16,8							
52	17,8							
54	18,8							
56	19,8							
58	20,8							
60	21,8							

Пластина — неправильный шестигранник (Ж) с отверстием
специальной формы, по ТУ 48-19-307—80.

Сверла одностороннего резання. Сверла одностороннего
резания с внутренним подводом СОЖ (ружейные) состоят из
твердосплавной режущей части (колоска), припаянной к трубча-
той хвостовой части (стеблю) (сталь 40Х, ННСЭ 41...46) V-
образного сечения < </), соединенного с переходной втулкой
для закрепления на станке (рис.6.5, а). При (1 > 20 мм использу-
ют колосок с припаянной твердосплавной режущей пластиной и
направляющими твердосплавными планками (рис.6.5, б).
Рис.6.5. Сверло одностороннего резания с внутренним подводом СОЖ
(а); с припаянными твердосплавными пластинами (б); варианты
расположения направляющих поверхностей (д—с)

Для обеспечения уравновешенной работы сверла радиаль-
ные составляющие силы резания на левой и правой кромках
должны быть равны. Это условие выдерживается при

^Ф1 СО8ф
/ —— С/	•	— —	—— •

2(^1)0089 + ^9! С039)

Для значений 9 и 91 (табл.6.3) при 9 * 91 I - 0,2с/ мм; при
9 = 91 I = 0,25с/ мм. Обычно для всех значений 9 и 91 принимают
I = 0,25с/, мм.

Таблица 6.3

Значения углов 9 и (рх, град.

Обрабатываемый материал	9	Ф1
Сталь		
= 500...700 МПа	35	25
аЛ = 700...900 МПа	30	20
о* > 900 МПа	40	30
Серый чугун	30	20
Силумин	15	15

Цилиндрическая поверхность монолитного твердосплавного
колоска не должна быть сплошной, а должна иметь «просветы»
для уменьшения трения и прохода смазочного материала
(см. рис.6.5): б — стандартное расположение направляющих уча-
201
стков, пригодное для большинства случаев обработки; в — реко-
мендуется для обработки серого чугуна и отверстий в деталях
гидросистем; г — при более жестких допусках на отверстие; д —
для высокопрочных сталей; е — при жестких допусках на отвер-
стие.

Подают СОЖ в зону резания через отверстия в стебле и в
колоске. Площадь сечения отверстия в колоске определяет коли-
чество жидкости, поступающей к режущей кромке и выносящей
стружку наружу через У-образное корыто в стебле. Когда невоз-
можно увеличить диаметр отверстия, в колоске размещают, если
позволяют габариты, два отверстия параллельно или выполняют
продолговатый (чечевицеобразный) канал.

Пластинчатые (перовые) сверла. Они представляют собой
простейший металлосберегающий режущий инструмент, закреп-
ляемый в оправке (рис.6.6) и предназначены для высокопроизво-
дительного сверления как коротких, так и длинных черновых
отверстий на разнообразном оборудовании, обладающем достаточ-
ной мощностью и жесткостью.

Рис.6.6. Пластинчатое (перовое) сверло

Пластинчатые сверла из быстрорежущей стали работают с
меньшей скоростью резания, чем спиральные, но с значительно
большей подачей. С увеличением подачи создаются более благо-
приятные условия для выхода стружки. Практически подача мо-
жет достигать 1,26 мм/об. Работу пластинчатых сверл характери-
зует возникновение больших осевых сил, поэтому обработку
крупных диаметров рекомендуют производить за два перехода:
сперва сверлом меньшего диаметра 4?1 = (0,5...0,65)<2, а затем
сверлом окончательного диаметра й. Пластинчатые сверла не тре-
буют предварительной зацентровки заготовки, поэтому для
уменьшения увода инструмента следует направлять сверло по
кондукторной втулке в начальный период сверления. Торец кон-
дукторной втулки должен отстоять от торца заготовки на рас-
14 Зак 5132
стоянии (1/4...1/3)<2. Условия обработки пластинчатыми сверла-
ми приведены в табл.6.4, основные размеры оговорены
ГОСТ 25526—82.

Таблица 6.4

Ограничения в работе пластинчатых сверл в зависимости от глубины
сверления Ьо

1*0	Уменьшение, %		Подача СОЖ в зону резания при сверлении	
	скорости	подачи	горизонтальном	вертикальном
за	—	—	+*	4-*
4а	V.	—	+*	+*
5а	5	5	+	4-
ва	5	5*	+	4-
за	10	5	+	4-
юа	12	10	+	4-
12а	15	10	4-	—
15а	17	10	4-	—
20а	20	20	+	—
зоа	30	25		—
Примечания: 1. Вертикальное сверление отверстий глубиной Хо > 10с? не- допустимо.  2. Для отверстий глубиной Ьо > 4с? подачу СОЖ в зону реза- ния следует сочетать с воздушной струей под давлением 0,3...0,4 МПа.  4- Принудительная подача СОЖ присутствует.  - Принудительная подача СОЖ отсутствует.  * Подача СОЖ также поливом.				

6.3.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЗЕНКЕРОВ

Зенкеры (рис.6.7) в отличие от сверл, имеют большее коли-
чество режущих зубьев и направляющих ленточек (обычно 3—4),
обладают большей жесткостью и не имеют перемычки, что позво-
ляет уменьшить разбивку обработанного отверстия и угол наклона
оси. Различают хвостовые и насадные цельные и сборные зенкеры.

Последовательность проектирования зенкеров и сверл в це-
лом аналогична.

Стандартные зенкеры изготовляют в двух исполнениях: зен-
кер № 1 — для промежуточной обработки отверстий под после-
дующее развертывание и зенкер № 2 — для окончательной обра-
ботки отверстий. В обоих случаях допуск на диаметр зенкера рас-
считывают из условия обработки отверстия
по 11-му квалитету.
Рис.6.7. Конструктивные элементы зенкеров

Чтобы избежать брака, необходимо выполнять максималь-
ный диаметр инструмента меньше максимального диаметра от-
верстия. Для этого надо занизить верхнее отклонение поля до-
пуска на изготовление инструмента е§ относительно верхнего от-
клонения поля допуска отверстия Е8 на величину максимально
возможной разбивки Ртах. Величину РтЯУ обычно принимают
около 1/3 поля допуска отверстия 7, 8 и 9-го квалитетов для раз-
верток и 1/4 поля допуска отверстия 11-го квалитета для зенке-
ров. Схема полей допусков зенкера приведена на рис.6.8. Пре-
дельные отклонения диаметров зенкеров и допусков на изготов-
ление приведены в табл.6.5 [35].

Число канавок зенкера назначают минимальным при уда-
лении больших технологических припусков и максимальным при
повышенных требованиях к точности обработки отверстия. Длину
рабочей части и общую длину зенкера принимают с учетом усло-
вий работы (см. разд.6.1).

Конструкция цельного зенкера обычно принимается по
ГОСТ 12489—71, а сборного — по ГОСТ 2255—71, 3231—71.

Хвостовые зенкеры изготовляют диаметром 14... 50 мм с
числом зубьев 3...4. Насадные зенкеры изготовляют диаметром
30...80 мм обычно с четырьмя зубьями. Конструктивное оформ-
ление зенкеров подробно рассмотрено в [11, 34, 35 и др.].

Главный угол в плане ф для зенкеров из быстрорежущей
стали назначают: при обработке стали — 60°; при обработке чу-
гуна 45° или 60°; для подрезки торца — 90°. Для зенкеров, осна-
щенных твердым сплавом, следует принимать ф = 60°, а для дву-
зубых зенкеров ф - 75°.

Рис.6.8. Схема полей допусков зенкера

Таблица 6.5

Допуски на изготовление зенкеров

Диаметр отвер- стия, мм	Зенкер № 1	|			|	Зенкер № 2		
	Предельные отклонения и допуск, мкм					
	верхнее сз	нижнее е1	допуск - 1таа	верхнее ез	нижнее ег	допуск 1та3
10...18	-210	-245	35	+70	+35	35
18...30	-245	-290	45	+85	+40	45
30...50	-290	-340	50	+100	+50	50
50...80	-350	-410	60	+120	+60	60
80...100	-420	-490	70	+140	+70	70
205

Таблица 6.6

Передние углы зенкеров, град.

Обрабатываемый материал	Инструментальный материал	
	Быстрорежущая сталь	Твердый сплав
Латунь, алюминий и его сплавы	25...30	—
Мягкая сталь	15...20	—
Сталь средней твердости	81..12	0
Чугун средней твердости	6...8	5
Твердые сталь, чугун	0...5	-5

Передний угол назначается с учетом свойств обрабатывае-
мого материала (табл.6.6).

Задний угол а у зенкеров принимают 8... 10° на режущей
части и до 5...6° на направляющей, при этом большие значения
углов соответствуют более высоким скоростям резания.

Угол наклона винтовой канавки делают равным 10...30°.
Для обработки твердых материалов угол о принимают меньшим,
чем для вязких; при зенкеровании чугуна — до 0°. Угол наклона
главной режущей кромки X принимают равным 5...10°. Для твер-
досплавных зенкеров рекомендуется X = 12... 15°.

Профили поперечного сечения зенкеров могут иметь раз-
личную форму (рис.6.9). Размеры канавок приведены в табл.6.7.

Рис.6.9. Профили поперечного сечения зенкеров
Таблица 6.7

Параметры профиля винтовых канавок зенкеров
в нормальном сечении, мм

а	/л	г	Зенкер 2 = 3				Зенкер с г = 4									
			Из бы- строре- жущей стали		С пла- стинами твердо- го спла- ва		Из быстрорежущей стали					Из твердого сплава				
			П1	Г	1>1	Г	к		<1	Р	Е	к	В1	С1	Р	Е
10	1,0	0,3	4,8	5,2	—	—	2,5	11,5	6,5	2,2	2,1			—		
12	1,0	0,3	4,8	5,6	—	—	2,5	11,5	7,3	3,1	3,6			—		
14	1,0	0,4	5,6	6,5	—	—	2,5	11,5	7,3	3,2	4,0			—		
16	1.0	0,5	6,4	7,5	—	—	2,5	11,5	7,3	3,8	4,2			—		
18	1,2	0,5	7,2	8,4	—	—	2,5	14,0	8,9	4,9	4,9	—	—	—	—	—
20	1,2	06	8,0	9?	9,2	11  3	2,5	140	84	54	50					
22	1,2	06	9,0	103	9,6	11,8	2,5	140	89	59	51					
25	1,5	0,6	10,0	11,7	11,5	14,4	2,5	17,5	10,5	7,0	5,6	—	—	—	—	—
28	1,5	0,7	12,0	13,2	15,6	11,3	3,5	21,0	11,6	7,0	6,4	6	19	10	3,7	7,0
30	1,5	0,8	13,0	14,0	17,4	12,4	3,5	21,0	11,6	7,2	6,5	6	19	10	4,3	7,2
32	1,8	0,8	13,5	15,0	18,5	13,3	3,5	24,0	14,6	9,2	7,8	6	22	11	4,9	7,4
35	1,8	0,8	—	—	20,0	14,6	4,2	24,0	14,6	9,8	8,2	6	22	11	5,7	7,7
40	1,8	—	—	—	—	—	5,1	33,0	19,0	11,0	10,1	6	30	13	7,2	8,2
45	2,0	—	—	—	—	—	5,4	33,0	19,0	11,7	10,3	6	30	13	8,6	8,6
50	2,0			—			5,4	38,5	22,0	14,0	11,8	8	35	15	8,6	10,5
55	2,0	—	—	—	—	—	6,0	38,5	22,0	14,9	12, 1	8	35	17	10,7	10,9
60	2,0	—	—	—	—	—	6,0	38,5	24,2	17,0	13, 3	8	35	17	11,5	11,5
65	2,5	—	—	—	—	—	6,5	38,5	26,1	18,3	15, 0	8	35	20	12,9	11,9
70	2,5			—			7,0	38,5	26,1	19,2	15, 0	8	35	20	14,3	12,4
75	2,5	—	—	—	—	—	8,0	55,0	31,3	21,0	16, 9	10	50	22	14,3	14,3
80	2,5	—	—	—	—	—-	8,2	55,0	31,3	21,6	17,1	10	50	22	15,8	14,7

* Параметры с^.р для зенкеров Р 25 мм с пластинами твердого сплава ана-
логичны быстрорежущим зенкерам.

Для. зенкеров, оснащенных твердым сплавом, необходимо
определять положение гнезда под пластину- С целью использова-
ния корпусов зенкеров для обработки различных материалов рас-
положение пазов под ножи рассчитывается таким образом, чтобы
геометрия режущей части наилучшим образом удовлетворяла ус-
ловиям обработки. В этом случае оптимальную геометрию обеспе-
чивают заточкой зуба по передней поверхности. Положение паза
определяется продольным и поперечным передними углами
уПр = уп и углом врезания пластины 0.

В этом случае

= 1еупрСО8уп;

*еупр =	= 4ёУ№1П(р + 1§Хсоз<р;

1&Удг =	- €&Л,созф)/з1Пф;

1^Уп = ^^СОЗф ~ 1^Л,51Пф,
где уп — главный передний угол, X — угол наклона главной ре-
жущей кромки.

С небольшой погрешностью можно принять 0 = со. Чтобы
выдержать вычисленные величины углов, необходимо определить
смещение паза под пластину относительно оси в торцовом сече-
нии (рис.6.10):

Е = е +	= 0,5с/з1пуп +

где Ь — длина режущей части зенкера.

Рис.6.10. Схема расчета смещения паза под нож
в корпусе сборного зенкера
Положение паза зависит от знаков углов уп и со. Расстояние
от оси зенкера до дна паза под пластину

Н = 0,5<* - Ъ + р,
где с/ — диаметр зенкера; Ъ — ширина пластины; р =
= 0,1...0,2 мм — припуск на шлифование инструмента по диаметру.

При проектировании зенкеров с многогранными пластина-
ми положение гнезд под пластины определяется, как для расточ-
ных инструментов (см. разд.З). При использовании клиновых
ножей с рифлениями положение гнезд определяется аналогично
фрезам (см. разд.4).

Присоединительная часть хвостовых зенкеров рассчитыва-
ется аналогично сверлам, посадочное отверстие насадных —

по формуле йср= 1,4Мкр/Ро с учетом конусности отверстия
1 : 30 и с последующим уточнением по ГОСТ 9472—90.

Технические требования назначаются с учетом ГОСТ 1677—
75, 12509—75.

6.4.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ РАЗВЕРТОК

Цилиндрические развертки бывают хвостовые и насадные,
цельные и насадные сборные. По способу применения развертки
подразделяют на машинные и ручные, а по принципу регулиро-
вания размера постоянные и регулируемые.

Основные типы машинных разверток приведены на
рис.6.11. Конструктивное оформление разверток подробно рас-
смотрено в [11, 35].

Важнейшим конструктивным параметром является диаметр
развертки. При его выборе необходимо учитывать разбивку от-
верстия во время обработки и уменьшение диаметра развертки
при переточках. В связи с этим поле допуска на диаметр разверт-
ки следует смещать к верхнему пределу поля допуска отверстия
(рис.6.12). Допуски на диаметр доведенных разверток приведены
в ГОСТ 13779—77. Можно руководствоваться также следующей
рекомендацией [30]:

верхнее положение размера развертки должно быть меньше
верхнего размера отверстия на 0,15 поля допуска отверстия; поле
допуска на развертку примерно равно 0,35 поля допуска отвер-
стия.

Пример. Определить исполнительные размеры инструмен-
тов для обработки отверстия 015К7 в сплошном материале.

Решение., 1. Составим технологический маршрут обработки
детали. Согласно табл.6.8 для обработки отверстия 015К7 необ-
ходимо выполнить сверление, предварительное зенкерование,
предварительное и окончательное развертывание.
^з1:ЗО

Рис.6.11. Разновидности машинных разверток:
а — с цилиндрическим хвостовиком; б — с цилиндрическим
хвостовиком и шейкой; в — с коническим хвостовиком;

г — насадные
2. Назначим

межоперационные
припуски. По
табл.6.8	найдем

припуск под окон-
чательное развер-
тывание 0,06 мм;
под предваритель-
ное 0,12 мм; под
зенкерование —
1,12 мм.

3.	Поле допус-
ка для отверстия
015К7 по ГОСТ
25347-82 верхнее
отклонение
0,006 мм, нижнее
отклонение —
0,012 мм, поле до-
пуска 0,018 мм.

Таблица 6.8

Межоперационные припуски и количество операций
для обработки отверстий

Квалитет отверстия	Диаметр отверстия, мм	Припуск, мм					
		Индекс операции					
		I	II	III	IV	V	VI
7,8	7...10	+	—	—	—	0,25	0,05
	11	4-	—	—	—	0,24	0,06
	12...18	4-	—	1,12	—	0,12	0,06
	19...28	+	—	2,25	—	0,18	0,07
	30	4-	7,5	2,25	—	0,18	0,07
	32	4-	9	2,71	—	0,21	0,08
	34	4-	11	2,71	—	0,21	0,08
	35	+	12	2,71	—	0,21	0,08
	36	+	13	2,71	—	0,21	0,08
	38	4-	15	2,71	—	0,21	0,08
	40	4-	17	2,71	—	0,21	0,08
	42	4-	19	2,71	—	0,21	0,08
	44	4-	21,5	2,71	—	0,21	0,08
	45	4-	22	2,71	—	0,21	0,08
	46	4-	22,8	2,71	—	0,21	0,08
	48	4“	25	2,71	—	0,21	0,08
	50	4-	26	3,71	—	0,21	0,08
9	7»..11	4-	—	—	—	—	0,08
	12...15	4-	—	1,12	—	—	0,18
	16...18	+	—	1,57	—	—	0,18
	19...28	4-	—	2,25	—	—	0,25
	30	+	7,5	2,25	—	—	0,25
	32	4-	9	2,71	—	—	0,29
	34	4-	11	2,71	—	—	0,29
	35	+	12	2,71	—	—	0,29
	36	4-	13	2,71	—	—	0,29
	38	4-	15	2,71	—	—	0,29
	40	+	17	2,71	—	—	0,29
	42	+	19	2,71	—	—	0,29
	44	+	21,5	2,71	—	—	0,29
	45	+	22	2,71	—	—	0,29
	46	4-	22,8	2,71	—	—	0,29
	48	4-	25	2,71	—	—	0,29
	50	+	26	2,71	—	—	0,29
11	7...11	4-	—	—	0,3	—	—
	12...16	4-	—	—	1,3	—	—
	16...18	4-	—	—	1,75	—	—
	19...28	4-	—	—	2,5	—	—
	30	4-	7,5	—	2,5	—	—
	32	+	9		3	—	—
	34	4-	11	—	3	—	—
	35	4-	12		3	—	—
	36	4-	13	—	3	—	—
	38	4-	15	—	3	—	—
	40	4-	17	— —	3	—	—
	42	4-	19	—-	3	—	—
	44	4-	21,5	—	3	—	—
	45	4-	22	—	3	—	—
	46	4-	22,8	—	3	—	—
	48	4-	25	—	3	—	—
	50	4-	26	—	4	—	—

Примечания: 1. Обозначение индекса операции: I — сверление; П — рас-
сверливание; III — зенкерование предварительное (зенкер
№ 1); IV — зенкерование окончательное (зенкер №2); V —
развертывание предварительное (развертка № 1); VI — раз-
вертывание окончательное (развертка № 2).

2. Знак «—» означает отсутствие операции»

4.	Поле допуска на диаметр чистовой развертки: верхнее
отклонение ниже верхнего отклонения отверстия на 0,15 - 0,018
0,003 мм; поле допуска на развертку равно 0,35 ♦ 0,018
« 0,006 мм. Исполнительный размер развертки, проставляемый
на чертеже 015 ± 0,003.

5.	Определим исполнительные размеры остальных инстру-
ментов. Для этого от нижнего отклонения поля допуска оконча-
тельной развертки отнимем припуск на обработку ею и учтем по-
ле допуска на диаметр предшествующего инструмента. Для пред-
варительной развертки таким образом получим 014,937-о,ооб*
Для зенкера с учетом таблицы 6.5 имеем 014,811-о,о35> а для
сверла 013,656_о О4з = 013,6-0,043. В последнем случае диаметр
сверла округлен до ближайшего меньшего стандартного значения,
а допуск принимается как для вала 9-го квалитета точности.

Число зубьев цельных разверток для вязких металлов опре-
деляют по формуле з = 1,5л/й + 2, для хрупких металлов
2 = 1,б7<? + 4, для сборных разверток г - 1,2 7^, где (1 — диа-
метр развертки. Число зубьев принимать четным, чтобы измере-
ние диаметра развертки можно было проводить микрометром.

Передний угол у для разверток из быстрорежущей стали
принимают 0...100, а для твердосплавных разверток у = 0...150.

Задний угол принимают небольшим — 6... 12°. Чем пластич-
нее обрабатываемый материал, тем больше должен быть угол а.

На калибрующей части развертки выполняют цилиндриче-
скую фаску / = 0,05...0,25 мм.

На развертке предусматривают заборную часть длиной
(рис.6.13, а), калибрующую часть /2 с цилиндрическим /4 и кони-
ческим /3 участками. Конус на длине /3 выполняют для уменьше-
ния трения и предотвращения разбивки отверстия. Разность диа-
метров на участке /3 составляет 0,03...0,05 мм.

Длина заборной части развертки

= (1,3...1,4)/ ♦ с^ф + 1...3.

Длина рабочей части хвостовых машинных разверток

/ = (0,8...3)</;

насадных

I = (0,6...0,8)</.

Длина цилиндрической части машинных разверток вместе с
заборным конусом

/4 = (0,5...0,7)б/,
где * — припуск под развертывание на сторону.
Общая длина развертки

1г = I + 1т 4- /хв,
где /ш, /хв — длины шейки и хвостовика.
Рис.6.13. Конструктивные элементы развертки

Конструктивные элементы разверток для обработки сталей
и чугунов принимаются по ГОСТ 1672—80, 11172—70, 16086—
70, 16087—70; для обработки алюминиевых сплавов — по
ГОСТ 19267...19269-73*, 20388...2039—74, 21527—76, 28321—89.

Рис.6.14. Профили поперечного сечения разверток

При развертывании отверстий с большим (до 1 мм) припус-
ком на обработку используют развертки с кольцевой заточкой
(рис.6.13, 0). В этом случае заборный и обратный конусы отсутст-
вуют. Рабочая часть развертки состоит из направляющей фаски
(2...3)х45°, двух кольцевых поясков длиной I = 2...3 мм и калиб-
рующего участка. Диаметры поясков равны соответственно
= (1 - 0,2;	= 4 - 0,5 с допуском 0,03. Задний угол на торцах

поясков отсутствует, радиус их сопряжения с цилиндрическими
участками не должен превышать 0,05 мм.

Таблица 6.9

Размеры профиля стружечных канавок разверток (к рис.6.14)

Номиналь- ный диаметр развертки, мм	Тип канав ки	Чис- ло зубь- ев	/, мм	/1, мм		р,°	в, мм	г, мм
				номи- нальный	до- пуск			
3-5,5	А	6	0,08-0,15	0,25-0,40	0,2	85	—	0,3
5,5-10		6	0,1-0,2	0,5-0,7	0,2	85-90	—	0,5
10-20		8	0,1-0,25	0,6-1,0	0,3	75-80	—	0,5
20-28	Б	8	0,15-0,3	1,0-1,2	0,4	—	25	0,75
28-34		10	0,2-0,4	1,3	0,5	—	20	1,0
34-45		12	0,2-0,4	1,4-1,6	0,6	—	15	1,0
45-50		12	0,25-0,5	1,7-1,8	0,6	—	20	1,0

Формы зубьев в торцовом сечении по калибрующей части
приведены на рис.6.14, размеры — в табл.6.9.

При проектировании разверток со вставными ножами рас-

стояние от оси корпуса до дна паза

Н = 0,5с/созу - В + п^5° - Дзес5°,
где В — ширина ножа у большего торца; п — вылет ножа на

торце развертки; Д — зазор
между дном паза и ножом;
5°— угол наклона дна паза
относительно оси корпуса.

При обработке вязких
материалов и прерывистых
поверхностей следует изготов-
лять развертки с наклонными
или винтовыми зубьями. Раз-
вертка с наклонными зубьями
позволяет более эффективно
уменьшать шероховатость по-
верхности. Угол наклона зубь-

Рис.6.15. Схема разбивки шага
зубьев развертки

ев принимают 10...45°. Чем
вязче материал, тем больше
следует задавать угол наклона.

Для исключения огранки

отверстия окружной шаг зубьев развертки делают неравномерным
(рис.6.15). Параметры углового шага следует принимать в соот-
ветствии с табл.6.10.

Развертка исправляет при обработке форму отверстия, но на-
правление оси отверстия при этом не исправляется. Поэтому для
крепления разверток следует использовать самоустанавливаю-
щиеся патроны, что позволяет уменьшить влияние погрешностей
вращения шпинделя станка на точность обрабатываемого отвер-
стия.

Присоединительная часть развертки проектируется как для
зенкера, технические условия принимаются по ГОСТ 5735-81,
16088-70.

Таблица 6.10

Размеры углового шага зубьев развертки

Угловой шаг	Число зубьев				
	4	6	8	10	12
	87’55'	58’02'	41’53'	33’15'	27’33'
	92’05'	59’53	44’05'	34’32'	28’28'
	—	62’05'	46’06'	36’00'	29’34'
«4	—	—	47’56'	37’28'	30’30'
	—	—	—	38’45'	31’25'
(0б	—	—	—	—	32’30'

Развертки с крутой спиралью. По сравнению с развертка-
ми, имеющими прямые зубья, данные развертки работают более
плавно и с меньшей радиальной силой. Они имеют больший объ-
ем стружечных канавок и увеличенную длину режущих кромок
калибрующей части, одновременно участвующих в работе. Это
улучшает качество обработки, повышает период стойкости в 1,5—
2 раза по сравнению с обычными развертками. Направление зубь-
ев выбирают обратным по отношению к вращению развертки для
исключения ее самозатягивания и заедания в отверстии. Угол
наклона зубьев о = 60... 70°. Такие развертки используются для
обработки сквозных отверстий, число зубьев

2 = (к 4(1	+ 7П,

где к = 1,45...1,95 — коэффициент, учитывающий крутизну спи-
рали (меньшие значения принимаются при меньших углах со);
тп - 1...2 — коэффициент, учитывающий свойства обрабатывае-
мого материала.

Профиль зубьев в нормальном сечении (рис.6.16) определя-
ется условиями размещения стружки в канавках. Рекомендуется
Л = 0,2<2; г = О,33й; 0 = 90° - у - р, где Р — угол спинки профиля

в нормальном сечении; у = 5...80 — передний угол. Ширина лен-
точки / изменяется от 0,4 для диаметра развертки 5 до 2,0 для
диаметра 50 мм.

Рис.6.16. Конструктивные элементы
развертки с крутой спиралью

Однокромочные раз-
вертки. Такие развертки
(рис.6.17) сочетают свойства
режущие-выглаживающего и
самоцентрирующего инстру-
мента [11, 37]. В корпусе
развертки 1 прихватом 4 и
винтом 5 закрепляют двух-
стороннюю неперетачивае-
мую пластину 3 из твердого
сплава или быстрорежущей
стали, регулируемую в ради-
альном направлении двумя
винтами 6 через сухари 7. В
осевом направлении пласти-

ну фиксирует штифт 2. Винт
5 с правой и левой резьбой
при разборке приподнимает

прихват 4 и сохраняет его в таком положении до последующей
затяжки. К корпусу 1 припаяны две, три или четыре твердо-

Рис.6.17. Однокромочная развертка

сплавные планки
8. При любом со-
четании одна из
направляющих
планок диамет-
рально противопо-
ложна режущей
пластине, что спо-
собствует измере-
ниям при регули-
ровании, а сам
факт наличия на-
правляющих пла-
нок обеспечивает
самоцентрирование
инструмента и ис-
ключает	его

«увод». Планки 8
шлифуют концен-
трично оси строго по цилиндру с шероховатостью зеркальной по-
верхности Ва < 0,05 мкм.

Геометрия пластины приведена на рис.6.18. Пластины с за-
борной частью под углом (р - 3° предназначены для прецизионной
обработки отверстий с точностью по 6-му квалитету с минималь-
ной шероховатостью поверхности при глубине резания до 0,15 мм
(припуск на диаметр 0,3 мм), но допускается глубина резания
I = 0,25 мм. При <р = 3° с увеличением I может быть увеличена
подача, а с уменьшением I — увеличена скорость резания с одно-
временным ухудшением шероховатости обрабатываемой поверх-
ности.

Пластины с углом заборной части ф > 75° предназначены
для развертывания отверстий с худшей по сравнению с ф = 3° ше-
роховатостью поверхности с точностью по 7-8-му квалитетам с
большой глубиной резания (I > 1 мм), т.е. грубо подготовленных
отверстий. В этом случае необходимо направление инструмента
по твердосплавной кондукторной втулке диаметром
<2В = (I + (3...5) мкм. Для хрупких обрабатываемых материалов,
дающих короткую стружку (чугун, сталь ов > 900 МПа) у = 0°;
для стали ов = 700...900 МПа у = 6° и для материалов, дающих
длинную сливную стружку (алюминиевый сплав, сталь
ов < 700 МПа) у = 12°. У пластины с геометрией I при у = 12° на
длине I = 7 мм дополнительно подтачивают переднюю грань под

Заборную часть с углами
ф = 3°, фх - 30° применяют
в исключительных случаях
при обработке отверстий с
весьма ограниченным вы-
ходом инструмента. Для
работы на токарных авто-
матах рекомендуются за-
борные части с ф = 3° и ф1 =
15°. Для предохранения
корпуса развертки от по-
вреждения при случайном
контакте на рабочей подаче
с дном глухого отверстия
или со случайно увеличен-
ным припуском на обработ-
ку торец режущей пласти-
ны имеет задний угол ат и

углом X = 6° (левый скос).

Рис.6.18. Пластина однокромочной
развертки
выступает из корпуса на 0,2 мм. В свою очередь, вершина забор-
ной части опережает вершину фасок на торце планок на
0,3...0,5 мм, т.е. превышает 1/2...2/3 подачи, мм/об (рис.6.19, а).

Расстояние, в мм, от торца корпуса развертки до центра от-
верстия под упорный шрифт

К = 1п + 0,5</шс*®[(90° +)/2] - 0,25,
где /п — длина пластины, мм; — диаметр штифта, мм; $ —
толщина режущей пластины, мм; ат =10° — задний угол на
торце пластины.

Режущую пластину устанавливают с превышением над направ-
ляющими планками на величину Д = 0,02 мм (Д = 0,01...0,04) мм
и с обратным конусом 5 - 0,01...0,02 мм на длине пластины. Та-
ким образом, установочный диаметр развертки
<2Н = А (рис.6.19, б), где — диаметр по направляющим
планкам. Превышение режущей пластины над направляющими
планками смещает ось рабочей части развертки относительно оси
хвостовика, т.е. оси развертываемого отверстия на величину

„ А(ав-А)-В2

2В

где В - 0,5йнзи145°; А = Вс^22°30'.

Рис. 6.19. Схема к расчету однокромочной развертки
Теоретический диаметр отверстия йо >
а0 = ^и2 +4Е2 .

Однако, учитывая малость величины Е, можно принять
= <2И = <2Н + §. Учитывая эксцентриситет А/2 и Е, развертку за-
крепляют в плавающем патроне. Размеры б/и и е/н выбирают из
следующих соображений: (1И = ^ошах “ д';	= (1и- 8, где (2отах —

максимальный диаметр развертываемого отверстия; Д'— гаран-
тированный запас на разбивание инструмента (Д' = 0,01 мм).

Например, пусть требуется развернуть отверстие 02О+0»021,
тогда

с/и = 20,021 - 0,011 = 20,01 мм;

<4 = 20,01 - 0,02 = 19,99 мм.

Для отверстий грубее 7-го квалитета точности Д'> 0,01, с
тем чтобы обеспечить получение отверстия близко к среднему от-
клонению. Размеры (1И и Д маркируют на корпусе в качестве ука-
зания для монтажа пластины в процессе эксплуатации развертки.
Превышение режущей пластины над направляющими планками
и ее обратный конус измеряют индикаторами с микронной ценой
деления или на специальном контрольном приборе, установив
инструмент в центре. В качестве эталона используют диаметр
планки (нулевое положение стрелки индикатора). Размер <2И и 8
можно измерять непосредственно рычажным микрометром с це-
ной делений 2 мкм. Пользоваться обычным микрометром недо-
пустимо, так как это приводит к выкрашиванию режущей кром-
ки. При смене или перевороте режущей пластины рекомендуется
пользоваться следующими правилами.

Отвернув оба регулировочных винта 6 (см. рис.6.17) при-
мерно на один оборот, открепляют винтом 5 прижимную планку
4, извлекают пластину 3 из гнезда и тщательно продувают его
сжатым воздухом. После этого следует вставить пластину 3 до
упора в штифт 2 и сухари 7, подтянуть винтом 5 прижимную
планку 4 и приступить к непосредственному регулированию раз-
мера развертки. Для этого, расположив инструмент так, чтобы
вершина заборной части пришлась против измерительной поверх-
ности индикатора, винтом 6, первым к торцу, подают пластину
до деления индикатора, соответствующего размеру Д. Далее, вто-
рым винтом 6 подают заднюю часть пластины до деления инди-
катора, соответствующего размеру Д - 8. После этого, еще раз
проверив размер Д, окончательно затягивают винт 5 (см.
рис.6.17, сечение А-А). Пользуясь пассиметром, последовательно
измеряют размер (Зи (см. рис.6.19, б) и размер - 6в конце пла-
стины.

Подача СОЖ под давлением от 1 до 3 МПа в зону резания
через каналы с теле инструмента позволяет повышать режимы
резания и улучшить условия обработки. Рекомендуемые подачи
лежат в пределах 0,2...0,5 мм/об, скорости резания изменяются
от 2 до 100 м/мин при обработке сталей и чугунов и до
1000 м/мин при обработке силумина [37].
7.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
РЕЗЬБООБРАЗУЮЩИХ
ИНСТРУМЕНТОВ

7.1.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЕТЧИКОВ

Рис.7.1. Элементы машинного метчика

Метчики (рис. 7.1) — наиболее широко распространенные ин-
струменты для нарезания
внутренних резьб. Это один
из наиболее стандартизован-
ных видов инструментов,
для которых ГОСТами обу-
словлены как размеры от-
дельных конструктивных
элементов, так и ряд конст-
руктивных разновидностей
метчиков. Выбор метчика
стандартной или специаль-
ной конструкции следует
производить на основании
сравнения	технико-

экономических показателей
спроектированного и стан-
производства. При этом мет-

чики специальных конструкций должны иметь ряд стандартных
конструктивных элементов, обусловленных ГОСТами.

Материал рабочей части машинных метчиков определяется
условиями его эксплуатации (табл. 7.1)^ хвостовик изготавлива-
ется из сталей 45, 40Х. Для ручных метчиков используются
углеродистые (У11, У НА) или легированные (9ХС) инструмен-
тальные стали.

Число зубьев метчика выбирается в зависимости
от обрабатываемого материала и диаметра резьбы согласно
табл.7.2.

и

дартного метчиков с учетом типа

Таблица 7.1

Выбор материала рабочей части метчика [9]

Марки инструментального материала	Область применения
Р6М5, Р6МЗ	Нарезание резьбы в сталях, цветных ме- таллах
Р9К5, Р6М5К5	Нарезание резьбы в материалах с повышен- ными физико-механическими свойствами
Т15К6	Нарезание резьбы в закаленных сталях
ВК10-М, ВК8, ВК6	Нарезание резьбы в чугуне
Р9М4К8, Р9К5, ВК6-М	Нарезание резьбы в титановых сплавах
Таблица 7.2

Выбор числа зубьев метчика

Материал	Чйсло зубьев				
	2, 3	3	4	4...6	6
	Диаметр резьбы, мм				
Сталь, ковкий чугун	—	3...16	18...30	33...39	42...52
Серый чугун, бронза, латунь	—	3...7	8...30	33...39	42...52
Легкие сплавы	3...4	4...16	18...39	—	42...52
Труднообрабатываемые материалы	3...8	8...16	> 16	—	—

При нарезании резьбы в отверстии, имеющем пазы, парал-

лельные оси отверстия, метчик рекомендуется делать с нечет-

ным числом зубьев г > 5.

Рис.7.2. Профиль поперечного
сечения метчика

Форма канавки должна обеспечи-
вать свободное размещение стружки,
содействовать ее легкому отводу, не
допускать налипания и спрессовыва-
ния в канавке. Наиболее широко
встречается двухрадиусная форма
канавки (рис.7.2). Ее размеры при-
ведены в ГОСТ 3266-81, можно поль-
зоваться также данными табл.7.3.

С учетом, того, что профили
фрез для стружечных канавок нор-

мализованы, на чертеже метчика можно оговорить номер про-
филя фрезы. Длина заборной части зависит от сбега резьбы
(длины резьбы с неполным профилем) и допустимой толщины
среза а (табл.7.4.)

Таблица 7.3

Размеры стружечной канавки метчика, мм

Число перьев	Ос*	г	И
3	(0,4...0,45)й	0,65с?	0,125с/
4	0,5<*	(0,52...0,55)с?	(0,1...0,125)с?
* Меньшие значения принимаются для больших диаметров.			
Рекомендуемая толщина среза, мм

Толщина среза	Обрабатываемый материал		
	Чугун	Сталь, ковкий чугун	Труднообрабатываемые материалы
Рекомендуемая	0,04...0,07	0,03...0,05	0.016...0.045
Предельная	0,15	0,15	0,06
Примечание: Ие допускается как превышение предельной величины толщины среза, так и снижение по сравнению с минимально рекомендуемой величиной.			

Если длина сбега резьбы 11 известна, то длина заборной части
метчика принимается равной ей. Тогда угол заборной части (угол в
плане <р)

21г ’

а = (Р/2)^ф;

где <$т в <^св — (0,1...0,3 мм); <2СВ — диаметр сверла под резьбу, при-
нимаемый согласно [1]; можно воспользоваться также формулой
^св = & “ Р.

Если толщина среза будет превышать предельное значение,
указанное в табл.7.4, необходимо увеличить число зубьев метчика
или применить комплект из двух или более метчиков. Когда длина
сбега резьбы чертежом детали не оговорена, или нарезается резьба
в сквозном отверстии, то угол в плане ф и длина заборной части
определяются следующим образом. По имеющимся рекомендациям
(см. табл.7.2.) устанавливаются число зубьев г и толщина среза а,
затем определяют угол ф по формуле:

Ф = 02/Р,
и длину заборной части:

11 = (<2 -	)/21§ф.

С целью сокращения номенклатуры инструмента рекоменду-
ется применять метчики со следующей унифицированной длиной
заборной части:

11 « (2...3)Р — для глухих отверстий;

11 == (4...6)Р — для сквозных отверстий.
Длина калибрующей части /2 • 1з - 11, где 1з — длина рабочей
части, принимаемой по табл.7.5. При обработке деталей с поперечны-
ми прорезями длина калибрующей части должна превышать длину
прорези не менее, чем на 6Р.

Для уменьшения трения калибрующая часть должна иметь
обратную конусность по всему профилю резьбы (табл.7.6).

Размеры хвостовика следует определять по табл. 7.7, 7.8.

Таблица 7.5

Выбор длины рабочей части метчика мм

с/, мм	Шаг резьбы, мм										
	0,50	0,75	1,00	1,25	1,50	2,00	2,50	3,00	3,50	4,00	4,50
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
3...4,5	12						—				
5	16						—				
6	7	18	18	18	—	—	—	—	—	—	—
8	18	18	20	20	—	—	—	—	—	—	—
9	18	18	20	20	—	—	—	—	—	—	—
10	18	18	20	20	24	—	—	—	—	—	—
12	18	18	25	25	28	—	—	—	—	—	—
14	18	18	25	25	30	30	 "	—	—	—	—
16	17	18	20	28	—	30	30	—	—	—	—
18	—	20	28	—	30	36	36	—	—	—	—
20	20	20	28	—	30	36	36	—	—	—	—
22	20	20	28	—	36	40	40	—	—	—	—
24	—	25	32	—	86	36	—	45	—	—	—
25	—	—	32	—	36	36	—		—	—	—
27	—	25	32	—	40	40	—	45	50	—	—
30	—	25	32	—	40	40	—	45	50	—	—
33	—	25	32	—	40	40	—	—	50	—	—
36	—	—	32	—	—	40	—	60	—	60	—
39	—	—	36	—	40	40	—	60	—	60	—
40	—	—	—		40	40	—	60	—	—	—
42	—	—	36		40	40	—	60	—	60	60
45	—	—	36		45	45	—	65	—	65	65
48	—	—	36	—	45	45		65	—	65	—
60	—	—	—	—	45	45	—	Гб5	—	—	—
52	—	—	36	—	45	45	—	70	—	70	—
Выбор обратной конусности

Обрабатываемый материал	Обратная конусность на 100 мм длины, мм
Конструкционная сталь	0,05...0,08
Алюминиевые сплавы	0,2...0,3
Труднообрабатываемые материалы	0,08...0,1

Таблица 7.7

Размеры хвостовиков, мм

(1	8	к	е	41	е/о	б/ш	/к	С?2	Г
3	2,50	5	3,44	3,15	7	2,15	—	—	—
4	3,15	6	4,35	4,0	8	2,8	—	—	—'
4,5	3,55	6	4,87	4,5	8	3,15	—	—	—
5	4,0	7	5,42	5,0	9	3,55	6	4,5	4,5
6	5,0	8	6,85	6,3	11	4,5	7	5,5	4,5
7	5,0	8	7,65	7,1	11	5,3	14	5,0	4,5
8	6,3	9	8,65	8,0	13	6,0	15	5,5	4,5
9	7,1	10	9,65	9,0	14	7,1	15	6,0	4,5
10	8,0	11	10,78	10,0	15	7,5	16	7,0	4,5
12	10,0	13	13,38	9,0	—	—	17	8,0	4,5
14	11,2	14	15,18	11,2	—	—	19	10,0	4,5
16	12,5	16	17,18	12,5	—♦	—	20	11,0	6,0
17	14,0	18	19,21	12,5	—	—	20	11,0	6,0
18	14,0	18	19,21	14,0	—	—	22	12,0	6,0
20	16,0	20	21,41	14,0	—	—	22	12,0	6,0
22	18,0	22	23,81	16,0	—	—	24	14,0	6,0
24; 25	20,0	24	26,71	18,0	—	—	26	16,0	6,0
27; 30	22,4	26	30,21	20,0	—	—	28	18,0	6,0
33	25,0	28	33,75	22,4	—	—	32	20,0	6,0
36	28,0	31	37,75	25,0	—•	—	34	22,0	6,0
39; 42	31,5	34	42,75	28,0	—	—	36	25,0	6,0
45	35,5	38	47,75	31,5	—	—	40	29,0	6,0
48; 50	40,0	42	53,3	31,5	——	—	40	29,0	6,0
52	40,0	42	53,3	35,6	—	—	45	33,0	6,0

15 Зак 5132
Таблица 7.8

Погрешности квадрата, мм

Размер квадрата »5, мм	Предельные отклонения
ДО 3	-0,04 -0,10
свыше 3 до 6	-0,045  -0,12
« 6 « 10	-0,06  -0,15
« 10 « 18	-0,07  -0,18
4 18 << 30	-0,08  -0,21
« 30 « 50	-0,09  -0,25

Хвостовики метчиков, предназначенные для быстросменных па-
тронов, делают в исполнении 2 (рис. 7.3), простых — в исполнении 1.
Диаметр хвостовика метчиков </ > 12 мм для обеспечения его свобод-
ного выхода из отверстия обрабатываемой детали принимается мень-
ше внутреннего диаметра резьбы метчика на 0,25...1,5 мм. С целью
устранения поломок у мелких метчиков диаметр хвостовика делается
толще или равным наружному диаметру метчика.

Для экономии инструментального материала хвостовик у
метчиков </ > 10 мм делается из стали 40Х с последующей его
сваркой с рабочей частью. Расстояние Ц (см. рис. 7.1) от переднего
торца заборной части метчика до места сварки с хвостовиком уста-
навливается в зависимости от диаметра резьбы.

Рис.7.3. Формы хвостовиков метчиков
При (1 = 10...24 мм — /4 = /з + 11, но не более 28 мм.
При (I = 27...30 мм — Ц = 1з + 15, но не более 42 мм.
Общая длина метчика

Ъ ~ I + /1 + 1о + /в у

где I — длина резьбы с полным профилем; /о — расстояние
от вспомогательного инструмента до детали, принимаемое
с учетом свободного выхода стружки от 10 мм и более
в зависимости от диаметра метчика; — длина вхождения мет-
чика во вспомогательный инструмент [19]; V = (1...3)Р — вели-
чина выхода калибрующей части метчика из сквозного отвер-
стия. Если Ь будет меньше рекомендуемой ГОСТ 3266-81, ее
следует увеличить до стандартной.

Длина хвостовика

2хв — 2/ ”” /з,

где 1з — длина рабочей части.

Передний угол метчика принимается согласно табл. 7.9, задний
согласно табл. 7.10, создается путем затылования. У метчиков с не-
шлифованным профилем затылование производится только по забор-
ной части; его величина

К « пс1 аа/з,

где аа — задний угол на периферии метчика.

У метчиков со шлифованным профилем резьбы целесообразно
также производить затылование и по калибрующей части с
К — 0,015...0,02 мм, если затылование происходит по всей ширине
зуба, или с К = 0,02...0,04 при затыловании на 2/3 ширины зуба.
При затыловании на всю ширину зуба уменьшается трение, но
снижается количество возможных переточек. Поэтому этот способ
используют при более высоких требованиях к качеству обработки.

Вместо затылования допускается изготовлять метчики с уве-
личенной обратной конусностью в пределах 0,16...0,2 мм на 100 мм
длины. Метчики с винтовыми канавками могут быть изготовлены
без затылования по профилю. С шагом резьбы менее 2,5 мм допус-
кается затыловать только по среднему диаметру.

Степень точности метчика выбирается в зависимости от точ-
ности нарезаемой резьбы, вида посадки и физико-механических
свойств обрабатываемого материала по данным табл.7.11.
Таблица 7.9

Выбор переднего угла метчика

Обрабатываемый материал	У, град.
Серый чугун, бронза, твердая сталь	5
Конструкционная сталь, латуни Л59, Л62	8...10
Автоматные и малоуглеродистые стали	10...15
Латунь Л68	15
Алюминиевые и магниевые сплавы	15...30
Стали 2X13, 1Х12Н2ВМФ	7...10
Стали Х18Н9Т,Х15Н9Ю, 1Х21Н5Т	5.,.8

Таблица 7.10
Выбор заднего угла метчика, град.

Обрабатываемый материал	Отверстия	
	сквозные	глухие
Чугун, бронза, латунь, конструкционные стали	4...7	2...5
Алюминиевые сплавы	б...6	3...4
Труднообрабатываемые материалы	6...8	4...6

Таблица 7.11
Выбор степени точности метчика

-Резьба детали		Метчик	
Тип резьбы	Степень точности	Степень точности при обработке	
		стали и чугуна	легких сплавов
С натягами	2Н4В; 2Н5В; 2Н4С; 2Н 5С	Н1	Н1
С посадкой скольжения	4Н5Н	Н1	Н1
	5Н6Н	Н1; Н2	Н1
	6Н	Н2; НЗ; Н4	Н1
	7Н	НЗ; Н4	Н1
С зазором	66	О1; 02	Н2
	70	02	О1
Под метал- лопокрытие	4Н5Н	Н2	02
	5Н6Н	Н2	—

К размерам профиля резьбы относятся размеры наружного <1,
среднего <^2 и внутреннего йх диаметров, а также шаг Р и угол
профиля а с указанием точности их изготовления. Формулы для
расчета полей допусков приведены в ГОСТ 16925-73, а также в
[30]. Исполнительные размеры метчиков приведены в ГОСТ 17039-71.

Если у нарезаемой резьбы предусмотрено антикоррозийное
или упрочняющее покрытие, то диаметры резьбы метчика (е/; Л;
4/2) увеличиваются на удвоенную величину покрытия.

Технические требования к метчикам принимаются по соот-
ветствующим ГОСТам.

Последовательность расчета метчика приведена в таблице
7.12

Таблица 7.12

Исходные данные: резьба М16х1,5-7Н; Р - 16,00 мм; Р« 1,50 мм; а — 60°; длина резьбы / = 30 мм, характер резьбы — глухая; обрабаты- ваемый материал — сталь 40Х; тип метчика — машинный.	
Последовательность расчетов	Результат
1	2
1. Выбор инструментального материала (табл.7.1).	Рабочая часть — сталь Р6М5, НВСъ 63...66; хвостовик — сталь 40Х, НВСэ 40...42
2. Выбор числа зубьев (табл. 7.2).	г = 3.
3. Выбор формы и размеров стружечной канавки (табл.7.3, рис.7.2).	<%с - 7,2 мм; г = 10,5 мм; П = 2,0 мм.
4. Определение длины заборной части.	Принимаем  а = 0,10 мм;  1&Ф = 0,2;  Ф = 11°;  <2СВ = 16 - 1,5 = 14,5 мм;  11 = 4,5 мм.
5. Определение длин рабочей и кали- брующей частей и обратной конусности.	/з = 30 мм;  1г - 25,5 мм; Обратная конусность — 0,05...0,08мм.
6. Определение размеров хвостовика.	/к = 20 мм; 4/2 в 11,0 мм; г = 6,0 мм;  8 = 12,5 мм; к = 16 мм.
7. Расчет общей длины метчика.	Ь = 30 + 15 + 48 = 93 < 102 мм. Принимаем Ь — 102 мм по ГОСТ 3266-81.  /хв - 72 мм.
8. Выбор геометрических параметров (табл.7.9, 7.10 ).	у = 8°;  а = 4°;  К = (л ♦ 14,2 ♦	4°)/3 « 1 мм.
9. Выбор степени точности метчика (табл.7.11).	Степень точности НЗ.
10. Определение размеров профиля резь- бы.	По ГОСТ 17039-71 принима- ем  а - 16,093;  с?2 - 15,131;  (11 - 14,286;  1,5 + 0,010;  а/2 « 30° + 25'.
11. Назначение технических требований.	Шероховатость профиля резь- бы, передней и задней по- верхностей ЯзЗ,2; шерохова- тость хвостовика Яа1,6; до- пуск заднего угла ±1°; перед- негоугла ±2°; биение профиля относительно оси 0,02 мм.

Приведенная выше последовательность расчетов сохраняется
для всех разновидностей метчиков, однако могут быть дополнения
и изменения. Так, можно предусмотреть наличие у метчика винто-
вой канавки. Угол ее наклона выбирается согласно табл.7.13.

Таблица 7.13
Выбор угла о, град.

Обрабатываемый материал	Ов, МПа	(0
Сталь	> 1100	10
Сталь	800-1000	20
Сталь	<800	30
Алюминиевые сплавы	—	40

При проектировании метчиков с корригированным профилем
задаются корригированным углом профиля, например г = 55°, а
затем находят обратную конусность метчика (рис.7.4):

5 = <р|Ле(а/2) с1§(е/ 2)—1 ],
где а — угол профиля нарезаемой резьбы.

Часто используют не один метчик, а комплект. Для ком-
плекта, состоящего из трех метчиков, диаметры резьбы опреде-
ляют в зависимости от номинального диаметра. Для резьбы
(I = 3...52 мм наружный и средний диаметры первого и второго
метчиков определяются по формулам:

Л -	- (0,52...0,55)Р; с/п =	- (0,17...0,16)Р;
а

Рис.7 Л. Элементы корригированного
метчика

Й21 = <22Ш - 0,15Р;
Й2П = <^2П1 - 0,07Р.

Здесь и далее индексы I, II
и III обозначают параметры
соответственно первому, вто-
рому и третьему метчику
в комплекте.

Допуски на изготовление
принимают для наружного
диаметра чернового (первого)
метчика по 12-му квалитету,
для промежуточного (второго)
по 11-му квалитету.

Наибольший внутренний

диаметр всех трех метчиков комплекта определяется по формуле:

<2ц — <2п! ~ <2цп = <21 - (0,05...0,06)Р.

Наружные и средние диаметры для комплекта, состоящего из
двух метчиков, определяются в зависимости от номинального диа-
метра резьбы при <2 < 3 мм:

<21 = <2п ~ 0,2Р; <221 = #2П ~ 0,18Р;

при <2 = 4... 12 мм:

с2г « <2п - 0,ЗР; Й21 ~ <2211 - 0,15Р;

при (I = 14...52 мм:

<21 = <2п ~ 0,4Р; Й21 в <2211 _ 0,12Р.

При проектировании метчиков для конической резьбы длина
режущей части равна

<2 =;—~Г~7о<1 + ^’

где Н1 — высота профиля резьбы по ГОСТ 25229-82;

<р « 12... 15° — главный угол в плане; — конусность резьбы;
у « 0,1...0,2 — дополнительная величина.

Число перьев метчиков диаметром до 1 " равно 4, а свыше

1X " — 6. Длина рабочей части

1з = I + 12 + (6...7)Р,

где I — длина резьбы.
Размеры метчиков и профиля резьбы принимаются
по ГОСТ 6227-80Е.

7.2.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЬБОНАРЕЗНЫХ
ГРЕБЕНОК

Резьбонарезные гребенки представляют собой круглые фа-
сонные резцы с кольцевыми витками, расположенными парал-
лельно торцам. Профиль кольцевой нарезки должен соответство-
вать профилю нарезаемой резьбы. Конструктивное исполнение гре-
бенок должно соответствовать ГОСТ 2287-88 (плоских) и
ГОСТ 21761-76 (круглых).

7.3.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
РЕЗЬБОВЫХ ФРЕЗ

Насадные многониточные фрезы. Насадные резьбовые фрезы
(рис. 7.5) преимущественно используются для обработки коротких
наружных резьб невысокой точности. Они имеют высокую произ-
водительность и могут нарезать резьбу любого диаметра с данным
шагом.

При выборе материала фрезы можно руководствоваться реко-
мендациями табл. 7.1.

Наружный диаметр фрезы находят, как

I) = 2/ст — с/,

где /ст — расстояние между шпинделями резьбофрезерного станка.
Значение I) округляется до рекомендуемого ГОСТ 1336-77, но не
должно быть меньше 40 мм, т.к. в этом случае выгоднее использо-
вать хвостовые фрезы.

Рис.7.5. Насадная резьбовая гребенчатая фреза
Для В > 70 мм на торцовых плоскостях фрезы выполняются
буртики диаметром ей = 0,61).

Диаметр отверстия под оправку ей = (0,3...0,5)Л
с округлением до стандартного значения по ГОСТ 9472-90. Соот-
ветственно определяются размеры шпоночного паза.

При наличии выточки, которая выполняется когда длина
фрезы превышает 20...25 мм, ее диаметр равен <2В = <20 + 1...3.

Длина резьбовой части фрезы

1р - Ь + (3...4)Р,

длина буртиков 2...3 мм. Тогда общая длина фрезы

Г/ф — 1р + (2...3).

Длина посадочной части отверстия 11 = 0,25Хф,
но не менее 8 мм.

Задний угол фрезы обычно равен а = 8...100. Передний угол
выбирается согласно табл. 7.14.

Таблица 7.14
Передние углы резьбовых фрез, град

Обрабатываемый материал	У
Сталь с Ов > 800 МПа; твердая латунь; бронза; чугун	0
Сталь средней твердости; титановые сплавы	3...5
Мягкая сталь; легкие сплавы	10

Выбор числа зубьев фрезы зависит от плавности фрезерования,
числа допустимых переточек и наименьшего диаметра шлифовального
затыловочного круга. Исходя из того, что фреза должна выдержать
к « 10-12 переточек при съеме за одну переточку д = 0,2...0,5 мм, а
после всех переточек толщина зуба равна около 2/3 общей величины
стачивания, получим толщину зуба при вершине Р & 1,7кд. Ширина
стружечной канавки обычно равна 0,3...0,4 окружного шага, который,
в свою очередь, можно найти, как То« 2,5Ад. Тогда число зубьев
г « лЛ/То.

Для повышения равномерности фрезерования используют
винтовые стружечные канавки с углом о = 5... 10°. Шаг винтовой
канавки Рк « яЛ с1^ со.

Полученное число зубьев необходимо проверить исходя из
возможности шлифования профиля. Предельно допустимый диа-
метр шлифовального круга

ЛкЛах = 0,5Л 81П(180°/г)сО8есаа,

и обычно равен 50...70 мм.

Тогда угол выхода шлифовального круга

16 Зак. 5132
81П ф =--—----зш а а ,

а допустимое число зубьев фрезы 2' — 180°/ф'.

Для проверки плавности фрезерования найдем угол контакта
фрезы с заготовкой

зш8 = 2

ГЛН1
^В(В+Л)'

Считая, что одновременно в контакте должно находится не
менее двух зубьев, получим 2" — 360°/5. Окончательно принятое
число зубьев должно удовлетворять соотношению г” < 2' < г, или
хотя бы 2* < 2. Выбирается наименьшее значение 2пнП.

К элементам конструктивного оформления зуба и впадины отно-
сятся высота зуба Н = (0,3...0,5)Т, где Т = лР/^тш; радиус закругле-
ния впадины г « 0,2Т; угол впадины 0 « 18° при Р < 1,5 мм;
0 = 22° при Р — 1,5...2,5 мм; 0 « 30° при Р > 2,5 мм. Величина затыло-
вания К =	Кг = 1,5А'.

Профиль витков в диаметральной плоскости соответствует
профилю резьбы по ГОСТ 9150-81. Согласно ГОСТ 1336-77 фрезы
выполняются двух степеней точности: Е и Н. Фрезы, изготовлен-
ные со степенью точности Е рекомендуются для нарезания резьб 7,
8 степени точности, а со степенью Н — для резьб 8 степени точно-
сти по ГОСТ 16093-81.

Элементы профиля резьбы измеряются по передней поверхно-
сти. При переднем угле у = 0° высота головки профиля резьбы фрезы
равна &атт = 0,288Р; &атах = 0,288Р + 8, где 8 = 0,032л/Р — допуск
на неточность изготовления фрезы. Высота ножки к/ в 0,325Р.

При наличии переднего угла необходимо пересчитать разме-
ры резьбы, заданной в диаметральной плоскости в размеры, на
передней поверхности по формулам:

? у —	~ 2&аппп )81п(Р1 ~~У) ф

апйп ~	2з1пу

= [Р-2(Лв+й/)]зт(₽2-₽1).

. Л 1>81пу

8тВ1 =-----------
8Шр2 =

Решу

Р-2(йо+Л/):

ат _ 2(йа+Л/)зту а

8 2 _[Р-2(йа+й/)]8т(р2-у) ё2'

Технические требования к резьбовым фрезам принимаются
согласно ГОСТ 1336-77.

Последовательность проектирования насадной гребенчатой
фрезы приведена в табл.7.15

Таблица 7.15

Исходные данные: резьба 64хЗ-8е; (12 — 62,051 мм; <21 — 60,752 мм; Н\ = = 1,623 мм; а — 60°; Ь = 30 мм; обрабатываемый материал сталь 40Х; станок — резьбофрезерный автомат 5К63.	
Последовательность расчетов	Результат
1	2
1. Выбор инструментального материа- ла (табл. 7.1).	Сталь Р6М5 НВСэ 63...66.
2. Определение диаметра фрезы и бур- тиков (/ст = 70 мм).	В = 270 - 64 = 76 мм; По ГОСТ 1336-77  В = 80 мм;  <2б = 0,6 ♦ 80 = 48 мм.
3. Определение диаметра отверстия под оправку.	= 0,4 80 = 32Н7;  с/в = 34;  Ъ = 8Н11;  С1 = 34,8Н12 (ГОСТ 9472-90).
4. Определение длины резьбовой части фрезы и посадочной части отверстия.	/р = 30 + (3...4) • 3 = 40 мм; /1 = 0,25 • 40 = 10 > 8 мм.
5. Выбор углов заточки (табл.7.13 ).	а = 10°;  У “ 5°.
6. Выбор числа зубьев фрезы и диа- метра затыловочного круга.	к = 10;  = 0,5 мм;  То = 12,5 мм;  Р = 8,5 мм;  2 = 20;  Вктах = 36 « 50 ММ.  Принимаем ВКтах в 50 мм; ат ф' = 0,2894; ф' = 16,8°;  г' = 10;  81п6 = 0,2069; 5 = 13,2°; г" = 26;  2тт — 2( = 10.
7. Выбор конструктивных элементов впадины и зуба фрезы.	Т — 25 мм;  Н = (0,3...0,5)Т = 10 мм; г = 5 мм;  О = 30°;  К = 4,43 « 4,5 мм;  К1 = 7мм.
8. Определение профиля витков в диа- метральной плоскости резьбы.	По ГОСТ 9150-81 принимаем ка - 0,864;  5=0,046; к/ = 0,975 мм; Степень точности фрезы — Е.
9. Коррекция размеров резьбы с уче- том у * 0.	81пР1 = 0,0891; Р1 = 5,11°; зт р2 = 0,0913; р2 = 6,24°; Лотт = 0,868 мм;  к/ = 0,979 мм; 4§(а/2) - 0,5790; а/2 = 30°04'« 30°.
10. Назначение технических требова- ний (по ГОСТ 1336-77).	Шероховатость профиля резь- бы и посадочного отверстия ,25; биение наружного диаметра 0,05 мм; биение опорных торцев 0,02 мм; бие- ние профиля 0,03 мм; по- грешность шага ±10 мкм; по- грешность половины угла про- филя ±20'.

Хвостовые многониточные фрезы. Хвостовые резьбовые
фрезы (рис.7.6.) используется для нарезания внутренних резьб
большого диаметра, как сквозных, так и глухих, преимущественно
на станках с ЧПУ. Их можно использовать также для обработки
наружных резьб при соответствующем конструктивном изменении
режущей части.

Последовательность расчетов приведена в табл.7.16.

Рис.7.6. Хвостовая резьбовая гребенчатая фреза
237

Таблица 7.16

Исходные данные: резьба М48х1—8Н 2) в 48,000 мм; Рз = 47,350 мм; Р1 = 46,917 мм; Р 588 1,00 мм; Нг = 0,541 мм; а « 60°; 1 = 20 мм; обраба- тываемый материал сталь 45.	
Последовательность расчетов	Результат
1	2
1. Выбор инструментального материала (табл. 7.1).	Р6М5 НВСЭ 63...66.
2. Определение наружного диаметра резьбовой части фрезы: (1 — (0,3...0,5)Р> и диаметра шейки за резьбовой частью (Зш = <2 - ЗН1 с последующим уточнени- ем по размеру конуса Морзе. Номер ко- нуса Морзе принимается по эмпириче- ской формуле ЛГ - ОДР.	4 — (0,3...0,5) ♦ 48 в 20 мм;  18,4 мм; # = 0,120 = 2.  Принимаем конус №2 по ГОСТ 25557-82. В связи с тем, что максимальный диа- метр конуса 18 мм, принима- ем = 16 ММ.
3. Определение длин фрезы: длина резь- бовой части  1Р = Ь + (2...5)Р;  длина шейки /ш в (1...2)с/ длина хвосто- вика /Хв принимается по ГОСТ 1336-77; общая длина фрезы  Рф ” /р /ш “Ь кв»	/р = 20 + 5 • 1 = 25 мм;  /ш = 25 мм;  кв “ 69 мм;  Рф = 25 + 25 + 69 = 119;  Рф - 120 мм за счет удлине- ния шейки
4. Назначение углов заточки фрезы (задний угол обычно равен 1О...120, пе- редний принимается по табл.7.9.	а « 10°; у=5°.
5. Выбираем число зубьев фрезы 2 = 1,5д/с2 с округлением до ближайшего целого числа.	г = 1,5^20 » 6 .
6. Назначаем элементы конструктивно- го оформления зуба: высота зуба  Н - (0,4...0,5)Т, где Т —	радиус закругления впади-  ны г — (0,15...0,22)Т; щирина стружеч- ной канавки  С - 2г + (Я - г)<<(0 - г); угол впадины О ~ 30...45°, при этом ширина пера Р > 0,5Т;  К -  Кх = 1,52С	Т = 10,5 мм;  Н «04 мм;  г = 1,5 мм;  0 = 40° ;  С ~ 4,5 мм;  Р = Т = 6 > 0,5Т;  К * 2 мм;  К\ = 3 мм.
7. Допустимый диаметр шлифовального круга для затылования  2)к = 0,5</81п(180/з)со8есаЛ.	1>к = 76 мм.
8. Высота головки профиля резьбы при у = 0 равна Яатш • 0,325Р;  &атах “ ^ат!п + $1 +* $2, где 81 = 0,01Р — допуск на гарантиро- ванный зазор §2 « 0,02Р — допуск на износ. Высота ножки &/тт т 0,288Р.	^ат1п = 0,325 мм;  Латах ~ 0,355 ММ;  Л/тт = 0,288 ММ.
9. При наличии переднего угла у > 5° производится перерасчет размеров про- филя аналогично насадным резьбовым фрезам.	ап Р1 = 0,0883; Р1 = 5,07°; йпр2 = 0,0894; р2 = 5,13°; Латт ~ 0,334 мм; Л/т1п “ 0,277 мм; 1^(а/2) = 0,5814;  а/2 = 30°10'.
10. Технические требования к резьбовым фрезам	принимаются	согласно  ГОСТ 1336-77: шероховатость профиля и посадочного отверстия К?1,25; биение опорных торцев 0,02 мм; биение профиля 0,03 мм; биение наружного диаметра 0,05 мм погрешность шага +10 мкм; по- грешность половины угла профиля ±20'.	

Дисковые резьбовые фрезы. Дисковые резьбовые фрезы
(рис. 7.7) предназначены для предварительного нарезания трапе-
цеидальных резьб с большим шагом и нарезания витков червячных
фрез.

Рис.7.7. Дисковая резьбовая фреза
Расчет производится в следующей последовательно-
сти.(Табл.7.17)

Таблица 7.17

Расчет дисковой резьбовой фрезы

Исходные данные: резьба Тг60х12—7е; — 60,000 мм; (12 — 54,000 мм; (1з = 47,000 мм; Р = 12,00 мм; Н\ = 6,000 мм; а = 30°; а = 0,500 мм; Тс/з - 0,709 мм; станок — резьбофрезерный Е310А.	
Последовательность расчетов	Результат
1	2
1. Выбор инструментального материа- ла (см. табл. 7.1).	Р6М5 НПС„ 63...66.
2. Наружный диаметр фрезы  2) = 21ст ~ (%*	<2 = 2 - 70 - 60 = 80 мм.
3. Диаметр отверстия под оправку с/о = (0,25...0,4)2),  с округлением до стандартного значе- ния по ГОСТ 9472-90.  Соответственно определяют размеры шпоночного паза. Диаметр буртика или кольцевой проточки по торцу  = (0,6...0,7)2).	с1о = (0,25...0,4)30 - 27Н7;  Ъ = 8Н11;  01 - 29,8Н12;  (2б = 50 мм.
4. Для обеспечения более плавной работы фрезы ее боковые режущие кромки смещены друг относительно друга на половину шага. Поэтому чис- ло зубьев на боковой конической по- верхности фрезы 2б “ (2,5...3)л/в , а на периферии 2п = 236-  Плавность работы проверяем по формулам  . _	аН1  вше = 24	;  у2)(2) + ф  г' = 360°/8.  Должно быть обеспечено соотношение 3' < Зб.	Зб = 20; §1п8 — 0,3586;  8 - 23,3°;  з' ® 16; Принимаем  Зб = 20;  Зд ““ 40.
5. Задний угол на периферии прини- мается а = 8...10®, на боковых кромках осе = 3°. Передний угол у = 5°.	а = 10°;  аб = 3°;  Г - б°.		
6. Один из зубьев фрезы — контроль- ный, с двумя боковыми режущими кромками. Для него указывается тол- щина по линии среднего диаметра расстояние измеряемой ширины от вершины зуба ка и ширина контроль- ного зуба на вершине т :	п = 1;  ^<о = 6/я- 54 = 0,0354; а) = 2,25°;  Тв = 10^60+0,5 6 +
В</2 “ [(Р + Тв)соз а>]/2 - 0,2Тв;  ка = 0,5//1 + лс + Т(2з;  тп « В&2 - 2ка (а/2);  где Тв =	+ 0,5пР + 257? — до-  пуск на толщину витка резьбы; п — число заходов резьбы; со — Р/тп/г; а — угол профиля резьбы; а — зазор по вершине резьбы.  Ширина остальных зубьев по верши- нам  7П1 = (0,6...0,7)тп.  Расстояние от линии среднего диаметра до основания зуба к/ = /21/2; полная высота зуба 4 ка + к?.	+ 25>/б =* 0,132 мм;  Вс12 = 1/2 >(6 + 0,132)соз2,25 — 0,2 0,132 = 3,036 мм;  Ла = 6/2+ 0,5+ 0,709 = 4,209 мм;  т = 3,036 - 2 4,2091^ 15° = = 1,015 мм;  пи = 0,7 мм;  к/ = 3 мм;  ка = 4,1 мм.
7. Рабочая толщина фрезы С = В<$2 + 2к?1%(а/2).  Общая толщина  В « С + 2...4 мм, при наличии буртиков  Вб = В + 2...4 мм.	С = 3,036 + 2 3^15° = 4,476 мм;  В = 12 мм.
8. Углы впадин по периферии 0 = 50...650, на боковых поверхностях 0б = 70...800. Глубина впадин принима- ется такой чтобы происходило взаим- ное перекрытие зубьев по периферии на д — (0,1...0,2)тп.	©п - 60°;  ©6 == 75°;  9 = 0,1 мм.
9. Для получения равномерной лен- точки по лезвиям фрезы на чертеже необходимо указать углы установки делительной головки. Для боковых зубьев угол  А — Ах — Аг;  1^А1 = соз (860°/г)с1§ (а/2);  знгАг -	(36О°/2)с1$0 81пА1.  Для контрольного зуба  А' = Ах' - Аг';  1&АГ - соз (360°/г)с1^ (а/2);  зшАг' -	(360°/з)с1^ 0 81пАГ.	= 3,9999; А1 = 84,4°; 81пЛ2 “ 0,1167; Аг = 7,45°; 1^А1’ - 4,12; АГ = 84,85°; зшАг' = 0,0573; Аг' = 3,65°; А' « 81°.
10. Технические требования к дисковым резьбовым фрезам можно принимать аналогично дисковым фасонным фрезам. Шероховатость передней, задней поверх- ностей и поверхности посадочного отвер- стия /Ы,25 радиальное биение режущих кромок и профиля 0,05 мм; биение опор- ных торцев 0,02 мм.	
7.4.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЕТЧИКОВ-РАСКАТНИКОВ

Метчики-раскатники следует применять при получении резь-
бы в деталях из цветных и черных металлов, обладающих высокой
пластичностью. К таким материалам относятся: алюминий и его
сплавы, медь, латунь, бронза с повышенным содержанием меди,
цинк и его сплавы, низкоуглеродистые и высокопластичные не-
ржавеющие и жаропрочные стали.

Наибольшая допустимая длина раскатывания в зависимости
от обрабатываемого материала может быть определена по
табл. 7.18.

Таблица 7.18
Допустимая длина раскатываемой резьбы, мм

Обрабатываемый материал	Временное сопротивление ов, МПа	Относительное удлинение 6,%	Наибольшая длина резьбы
Алюминиевые сплавы АЛ2, АЛ9	до 300	8	5<2, но не более 25Р
Стали 10, 15, 20; алюминиевые сплавы Д1, Д1Т, Д16 и др.	400...500	15...25	2,5-3(2, но не более 15-18Р
Сталь А12; сталь 35; латунь ЛС 59-1Т	450...600	8	2<1, но не более 10-12Р
Нержавеющие и жаропрочные стали	более 600	20	1,5(2, но не более 8-ЮР

При обработке сталей целесообразно применять раскатники
для получения резьбы в отверстиях диаметром до 16 мм, при обра-
ботке цветных металлов — до 36 мм.

Особенно целесообразно применение раскатников при полу-
чении резьб в деталях, изготовленных из тонкого листа с длиной
нарезки менее диаметра, т.е. когда нарезается не более 2...4 вит-
ков.

Проектирование раскатников производится в следующей по-
следовательности.

1.	Выбор инструментального материала. Для изготовления
раскатников применяются быстрорежущие стали Р18, Р12М, Р12,
Р6МЗ, Р6М5, Р9К5 и другие. При раскатывании резьб в стальных
деталях наибольшую стойкость обеспечивает сталь Р18, но по-
скольку она дефицитна, ее следует заменять одной из вышеприве-
денных марок. При получении резьб в деталях из цветных метал-
лов можно применять углеродистые и легированные инструмен-
тальные стали, например У12А, 9ХС, ХВГ и другие.
2.	Выбор числа граней и параметров рабочего профиля
раскатника в поперечном сечении. Трехгранные раскатники сле-
дует применять при получении резьб диаметром до 6 мм. Такие
раскатники создают более благоприятные условия для проникно-
вения СОЖ.

Для изготовления резьб диаметром 6...20 мм рекомендуется
применять шестигранные раскатники, а для резьб более 20 мм —
восьмигранные; четырехгранные раскатники следует применять толь-
ко при нарезании точных резьб 4Н5Н.

В поперечном сечении рабочей части раскатник затылован и
имеет огранку (рис. 7.8). Такая форма позволяет уменьшить пло-
щадь контакта рабочей поверхности инструмента с обрабатываемой
деталью и создает лучшие условия для попадания СОЖ в зону об-
работки.

Величина огранки метчика-раскатника К « 0,04с/, а ради-
ус кривизны р: для 3-гранных р = <2/2,72; для 4-гранных
р = <2/3,28; для 6-гранных р « <2/3,94; для 8-гранных
р ~ <2/4,72.

Допуск на величину р принимается для 3-гранных — 0,4р;
для 4-гранных — 0,6р; для 6-гранных — 0,7р; для 8-гранных —
0,8р.

Для лучшего подвода СОЖ рекомендуется на каждой грани
нерабочих участков профиля метчика-раскатника делать продоль-
ные канавки: шириной в О,15<2, глубиной = 0,5Р и радиусом
г = Лк.

Рис.7.8. Конструктивные элементы бесстружечного метчика
3.	Определение среднего, внутреннего и наружного диамет-
ров. Средний диаметр

^2 =(^2 + 0,06Р^Р)_§ср •

Внутренний диаметр для раскатников, работающих по прин-
ципу «замкнутого» контура,

в (ЙГ 4- О,6е)-о,4е-

Для раскатников, работающих по принципу «открытого»
контура,

<21тах = (М + 0,145Р).

Наружный диаметр

й = (^-0,76Р)_а,

где	— соответственно средний и внутренний диаметры рас-

катываемой резьбы; е — допуск на внутренний диаметр резьбы
изделия по ГОСТ 16093-70; 8Ср и 5 — допуски на изготовление
соответственно среднего и наружного диаметра метчика-
раскатника; 8Ср = 8 = 0,01 мм для диаметров до 10 мм;
8Ср == 8 = 0,015 мм — для диаметров свыше 10 мм.

Отклонение половины угла профиля резьбы метчика-
раскатника рекомендуется принимать аналогично отклонениям
метчика.

4.	Выбор параметров заборной части. По форме исполнения
заборной части метчики-раскатники можно разделить на две
группы:

1)	с конической полнопрофильной резьбой (см. рис. 7.8);

2)	с цилиндрической резьбой, с конусом по наружному диа-
метру (витки срезаны под углом ф), т.е. когда заборная часть вы-
полнена как у режущих метчиков — без полного профиля.

Наиболее простой и распростаненной является вторая
форма.

Рекомендуемые углы заборного конуса при обработке раз-
личных материалов — 1...2® для сквозных и 10...150 для глухих
отверстий. Для получения резьбы в высокопластичных цветных
металлах рекомендуется применять вторую форму исполнения с
углом ф = 45°.

5.	Определение длины заборной и рабочей частей. Длина
заборной части

12 « (^ “	Ф,

где 5=5 йо ~ 0,15Р — диаметр переднего торца раскатника; <^о — -
диаметр отверстия под раскатывание, равный
1,210,3849й 0,57735

ск = сг1 0,5----+--------

° V I р р

I _.2(лс 0.3849Й 0,57735
+6Х-. 0,0 ч-----------------

! II	р	р

Длина рабочей части раскатника
1з ~ 11 + $2,
где 11 — длина калибрующей части; при

Р, мм	0,5	0,5...1	> 1
11	(15...20)?	(1О...15)Р	(8...10)Р

6.	Определение диаметра отверстия детали под раскатыва-
ние резьбы. Следует производить по табл. 7.19. Более подробно эти
сведения приведены в ГОСТ 18844-73.

Таблица 7.19

Диаметры отверстия под раскатывание

Резьба		Диаметр отверстия под резьбу, мм	
(И, мм	Р, мм	номинальный	допуск
3	0,5	2,72	+0,03
4	0,7	3,63	+0,04
5	0,8	4,58	+0,05
6	1,0	5,48	+0,06
8	1,25	7,34	+0,07
9	1,25	8,34	+0,07
10	1,5	9,20	+0,07
12	1,75	11,06	+0,08
14	2,0	12,90	+0,08
16	2,0	14,90	+0,09
18	2,0	16,90	+0,09
20	2,0	18,90	+0,09

7.	Определение прочности поперечного сечения раскатника
(проверочный расчет). Раскатник во время работы испытывает де-
формацию скручивания. Из-за малой величины затылования попе-
речное сечение раскатника с достаточной для практики точностью
можно приравнять к круглому стержню с диаметром в опасном
сечении

— с/ - 21^Г.

Касательное напряжение при кручении определяется по фор-

муле:
Мкр г -1
ттах = -ЙГ’<М’
Р

где Мкр — крутящий момент, Нмм; И^р ~ 0,2(^тт)3 — момент со-
противления, мм3; Ттах -170 МПа — допускаемое напряжение для
быстрорежущей стали.

Действительный крутящий момент определяется по формуле:
МКр - СмйР1’*5^ /^2)тФ~°’65^о,

где См — коэффициент, характеризующий материал обрабатывае-
мой детали (табл. 7.20); /Изд — длина резьбы; т — показатель сте-
пени (табл.7.20); кк — коэффициент, учитывающий наличие у рас-
катников смазочных канавок; при наличии канавок кк = 0,7...0,8,
при отсутствии канавок к* - 1; ко — коэффициент, зависящий от
СОЖ.

Таблица 7.20
Коэффициенты и показатели степени для расчета крутящего момента
при раскатывании

Материал	Твердость НВ	См	т
Сталь 10	137	1,4	0,9
Сталь 20	158	2,0	0,9
Медь М3	50	0,82	1,5
Алюминий АО	до 40	0,52	1,5
Дюралюминий Д1	до 118	1,0	1,3

При раскатывании резьб в деталях из легких сплавов реко-
мендуется применять масло индустриальное (ко - 1,8), в деталях
из сталей — сульфофрезол с добавками олеиновой кислоты
(ко = 1). При работе без охлаждения ко = 3.
8.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ЗУБОРЕЗНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

8.1.	ЧЕРВЯЧНЫЕ ФРЕЗЫ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС

8.1.1.	НАЗНАЧЕНИЕ И ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ

Червячные фрезы могут применяться для нарезания прямо-
зубых и косозубых колес главным образом внешнего зацепления.
Одними и теми же червячными фрезами можно нарезать колеса с
любым числом зубьев как с корригированным, так и с некорриги-
рованным профилем. По точности обработки они разделяются на
прецизионные и фрезы общего назначения. Последние могут быть
как черновыми, так и чистовыми. После чернового зубофрезерова-
ния зубчатое колесо подвергается чистовой обработке фрезой, дол-
бяком или шевером, поэтому при проектировании черновых чер-
вячных фрез следует предусматривать припуск на последующую
чистовую обработку. Кроме того, при проектировании фрез для обра-
ботки колес под последующее шевингование необходимо использо-
вать модифицированные профили зубьев червячной фрезы. Чисто-
вые и прецизионные фрезы всегда выполняются однозаходными.
Черновые фрезы для повышения производительности процесса
целесообразно выполнять многозаходными.

При расчете зуборезных инструментов используется стандар-
тизованная система условных обозначений (по ГОСТ 16530-83 и
16531-83). Наиболее употребляемые из них приведены ниже:

а — делительное межосевое расстояние;

—	межосевое расстояние;

с — радиальный зазор;

(I — делительный диаметр зубчатого колеса;

(1а — диаметр вершин зубьев;

с1ъ — основной диаметр;

(I/ — диаметр впадин;

йи) — начальный диаметр;

(1У — диаметр произвольной концентрической окружности;

й — высота зуба;

йа — высота головки зуба;

й/ — высота ножки зуба;

йа — коэффициент высоты головки зуба исходного контура;

1пу ау — ау - ау — эвольвентный угол, соответствующий
точке профиля на окружности

т — модуль;
тп — модуль нормальный;

тпе — модуль торцовый;

р — шаг зубьев;

рь — основной шаг зубьев;

рх — осевой шаг зубьев;

р2 — ход зуба (шаг стружечной канавки);

г — радиус делительной окружности;

гъ — радиус основной окружности;

Гю — радиус начальной окружности;

8 — толщина зуба по дуге делительной окружности;

Зпу — нормальная толщина зуба на поверхности цилиндра
диаметра

«ла — нормальная толщина зуба на поверхности вершин;

8У — окружная толщина зуба на окружности диаметром

и — передаточное число (отношение числа зубьев колеса к
числу зубьев шестерни);

х — коэффициент смещения исходного контура;

2 — число зубьев;

а — угол профиля исходного контура;

аа — угол профиля на окружности вершин;

—	угол зацепления;

—	торцовый угол зацепления;

— угол профиля в точке на окружности диаметра

Р, Ра, рь, Р«?, $у — соответственно угол наклона линии зуба
на поверхности делительного цилиндра, на поверхности вершин,
на основном цилиндре, на начальном цилиндре, на соосном ци-
линдре диаметра йу\

ру — радиус кривизны профиля зуба в точке на окружности
диаметра йу\

Индексы для величин, относящихся к инструменту или ста-
ночному зацеплению — 0, к шестерне (зубчатому колесу передачи
с меньшим числом зубьев) — 1, к колесу (зубчатому колесу пере-
дачи с большим числом зубьев) — 2, к нормальному сечению — п,
к торцовому сечению — I.

8.1.2.	ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

Для проектирования фрезы необходимо знать: 1) модуль
нормальный колеса тп; 2) угол профиля нарезаемого колеса а;
3) коэффициент высоты головки зуба й**; 4) коэффициент ради-
ального зазора С*; 5) угол наклона линии зуба колеса р и направ-
ление зуба; 6) точность нарезаемого колеса и нормы бокового зазо-
248
ра; 7) назначение фрезы (черновая, чистовая); 8) материал обраба-
тываемой детали и его твердость.

8.1.3.	РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ НАРЕЗАЕМОГО
КОЛЕСА

Приведем универсальные формулы, пригодные для расчетов
конструктивных параметров косозубых колес при любых значени-
ях угла наклона линии зуба Р, вплоть до Р - 0, т.е. для прямозу-
бых колес.

Торцовые шаг и модуль:

рг = р/соз Р = лтп/соз Р; тг - т/соз р.

Делительный диаметр колеса:

(1 == ШЗ/СОЗ Р = Ш12.

Высота головки зуба колеса:

Ла = (Ла* + х)т.

Диаметр окружности вершин зубьев:

йа = тг/соз Р + 2(ка + х)т.

Коэффициент радиального зазора:

с = с*соз р.

Высота ножки зуба колеса:

Л/ = (Ло* + с* - с)т.

Коэффициент смещения (для некорригированных колес
х = 0):

XI = X СОЗ р.

Толщина зуба на делительном цилиндре:

81 - (%/2 + 2х 18 а)/п/соз р.

Торцовый угол профиля:

= 18а/соз р.

8.2.	РАСЧЕТ ЧИСТОВЫХ И ЧЕРНОВЫХ
ЧЕРВЯЧНЫХ ФРЕЗ ОБЩЕГО НАЗНАЧЕНИЯ

Определение конструктивных элементов и геометрических
параметров фрезы. При проектировании червячных фрез в соот-
ветствии с исходными данными и требованиями к обрабатываемым
деталям расчеты необходимо проводить в следующей последова-

тельности:

1.	Выбрать материал режущей части (марку быстрорежущей
стали или твердого сплава), а для сборных конструкций также
материал корпуса [16],

2.	Решить вопрос о конструктивном исполнении инструмен-
та: фреза цельной или сборной конструкции и точность ее изготов-
ления. В зависимости от назначения и размеров червячные фрезы
изготавливаются классов точности ААА, АА, А, В, С и Б и реко-
мендуются соответственно для нарезания зубчатых колес 5, 6, 7, 8,
9 и 11-й степеней точности.

Проектированию червячных фрез сборных конструкции
должна предшествовать тщательная проработка по созданию новой
или выбору уже имеющейся конструкции исходя из технологиче-
ских возможностей ее изготовления и требуемой точности.

3.	Определить наружный диаметр фрезы по табл.13.22, 13.23,
13.24; 13.34; 13.35 [30] или по ГОСТ 9324-80Е*.

Наружный диаметр фрез сборных конструкций можно также
принять по паспортным данным станка, на котором будет выпол-
няться обработка, рассчитав другие конструктивные параметры
(размеры зуба, форму и размеры стружечных канавок, величину
затылования и др.)* С учетом метода крепления зубьев, прочерчи-
ванием определить диаметр корпуса инструмента (рис.8.1).

У сборных фрез для исключения второго затылования и

Рис.8.1. Определение конструктивных
элементов червячной фрезы
графическим методом

обеспечения выхода шлифо-
вального круга при затыло-
вании зубьев диаметр корпу-
са выполняется на 2Ку
меньше наружного диаметра
фрезы. При углах стружеч-
ной канавки 0 = 25...300,
диаметр корпуса фрезы мож-
но приближенно определить
по формуле:

С^кор — Ла “*

Ку = 7Г^а^аа/1,22и,

где Ку и 2И — условная вели-
чина затылования и число
зубьев фрезы; аа — задний
угол на вершине фрезы.
Корпус червячных фрез служит для размещения и крепления
гребенок или режущих зубьев. Корпуса сборных фрез выполняются
из сталей ЗОХ, 40Х, 40ХНМА и др., обеспечивающих при термиче-
ской обработке твердость ННС3 40...45.

Корпус имеет продольные, параллельные оси пазы в количе-
стве, соответствующем числу зубьев фрезы. Ширину паза выпол-
няют равной толщине зуба В1 (рис.8.2) по 7-му квалитету точности
в системе отверстия при закреплении реек в корпусе с помощью
конических шайб и крепежных гаек 1 или больше толщины зуба
при закреплении реек с помощью клиньев. Точность расположения
пазов определяется допустимыми отклонениями разности окруж-
ных шагов опорных сторон. Эти отклонения регламентированы
ГОСТ 9324-80Е*. Пазы для установки затылованных зубьев моду-
лем до 4 мм имеют параллельные стороны, а для зубьев с т > 4 мм
стенку паза, противоположную опорной, как и на зубе, выполняют
с поднутрением под углом 5° для гарантированного поджима реек
к основанию паза (рис.8.2). Толщина зуба В1 определяется из ус-
ловий прочности и принимается в пределах 7...12 мм. Высота уста-
новочной части зуба Ах должна быть не менее 10...15 мм. Режущая
часть зуба для обеспечения наибольшего числа переточек увеличи-
вается по отношению к установочной. Вылет режущей части огра-
ничен прочностью зуба под действием силы резания. Конструктив-
но величина В2 принимается в пределах 10... 16 мм, что обеспечи-
вает 10... 18 переточек. Наименьший размер Ь по вершине перето-
ченного зуба не должен быть меньше 5...6 мм. Переход от передней
поверхности режущей части к державочной оформляется в виде
плоскости под углом 30°. Радиус перехода равен 2...3 мм. Высота
зуба по передней поверхности равна полной высоте профиля плюс
2...3 мм. Таким образом, полная высота затылованного зуба опре-
деляется (рис.8.2) по формуле

Н1 -	+ к + Х/3,

где К — величина затылования.

Толщина корпуса от дна канавки до отверстия по услови-
ям прочности должна быть не менее 15 мм.

4.	Число зубьев фрезы:

а)	для черновых фрез:

20 = 360°/(р;

б)	для чистовых фрез:

20 = 1,3(360°/ф),
где соз ф = (<1а - 2Ьо)/с1а; Ло — высота зуба фрезы.

Полученное расчетом значение го округляется до ближайше-
го целого числа.

5.	Передний угол на вершинной режущей кромке уа для чис-
товых и прецизионных фрез принимается равным 0°. Для черно-
вых фрез его можно принять в пределах уа = 10...150.

Рис. 8.2. Схемы установки затылованного зуба
в корпусе червячной фрезы
6.	Задний угол на вершине зуба аа == 10... 12°. Принятое значение

Рис.8.3. Элементы стружечной
канавки и зуба цельных
червячных фрез

Оа проверяется расчетом заднего
бокового угла осе:

<Хб = аа81П апО-

Минимальное значение аб
должно быть не менее 3°. Если
для принятого значения аа по-
лучено значение аб < 3°, необ-
ходимо увеличить аа и снова
выполнить проверку.

7.	Величины затылования
на вершине зуба определяются »
по формулам:

К = Яа/ЯО*,

Кг = (1,3... 1,7)^.

с последующим округлением до чисел, кратных 0,5.

Для сборных фрез определяется только величина К,

8.	Элементы стружечной канавки цельных фрез (рис.8.3):

а)	глубина канавки

Н = ко + (2Г + #1)/2 + гз;

б)	радиус закругления дна канавки принимается кратным
0,5 мм (гз = 1,0; 1,5; 2,0...3,0);

в)	угол профиля канавки 0 в зависимости от рекомендуемых
[30] одно- или двухугловых фрез принимается равным: 22°, 25°,
30°. Величина ® выбирается из конструктивных соображений;

г)	толщина зуба у основания С должна соответствовать условию
(рис.8.3):

С > (0,8...1,0)Я.

Если С < 0,8Я, зуб будет недостаточно прочным и величину С не-
обходимо скорректировать;

д)	при шлифовании зуба по профилю шлифованная часть зу-
ба должна иметь длину не менее 1/3 окружного шага или 2/3 дли-
ны зуба по дуге наружного диаметра фрезы. Если длина шлифо-
ванной части зуба будет меньше указанной, то значительно
уменьшается срок службы фрезы. При выборе этой величины не-
Рис.8.4. Графическое определение длины
шлифованной части зуба и диаметра
шлифовального круга

253
обходимо подобрать ориентировочно размеры шлифовального круга
и проверить чтобы при затыловании он не врезался в соседний зуб.

Диаметр шлифо-
вального круга определя-
ется по формуле:

0,5<2а8ш (180°/г)/81п аа,
где <1а — наружный диа-
метр фрезы; (180°/*) —
угол контакта шлифоваль-
ного круга с затылуемым
зубом фрезы.

Определение длины
шлифовальной части зуба и
диаметра круга рекоменду-
ется дополнительно выпол-
нить графическим построе-
нием (рис.8.4).

9.	Длина рабочей
части фрезы рассчитывает-
ся по формуле:

= 2Лос^апо + лхтппо,
где Ло — высота зуба фрезы.

Значение х в зависимости от модуля принимается по табл.8.1.
Для больших модулей коэффициент х меньше.

Таблица 8.1
Величина коэффициента х в зависимости от модуля

Модуль ТПп, мм	1...2	2...5	5...15	15...24
X	13...7	5,6...3,5	3...2	1,8...1,4

При нарезании колес с очень большим числом зубьев или ко-
созубых колес с углом наклона зуба более 20° на фрезе выполняет-
ся заборный конус длиной 1К = (5...7)тпо и углом конуса
фк = (7... 10)°.

10.	Полная длина фрезы Ь - 1л + 2/б, где /б = 3...5 мм — длина
буртика.

11.	Диаметр буртика с/б =	- 2Н - (1...2) мм.
12.	Диаметр отверстия под оправку рассчитывается по фор-
муле:

б/отв = 20шт10$,373«

Полученное значение округляется до ближайшего больше-
го стандартного в соответствии с ГОСТ 9472—90. Там же выби-
раются размеры шпоночного паза с отклонениями.

13.	Диаметр выточки в отверстии равен = <^отв + 2 мм.

14.	Длина шлифованной части отверстия с каждой стороны:
/1 = (0,2...0,3)г.

15.	Диаметр начальной окружности для фрез с нешлифован-
ным профилем

б/— б/д 2/^д0	О,57Г.

Для фрез со шлифованным профилем

(I = аа - 2као “ (0,25...0,3)7С

16.	Угол подъема витков фрезы по начальной окружности

зшуто = потпо/(19

где по — число заходов фрезы; по - 1 для чистовых и прецизион-
ных фрез; по > 1 для черновых фрез.

Определение размеров профиля фрезы в нормальном сече-
нии.

17.	Расчетный профильный угол исходной рейки в нормаль-
ном сечении адо = ад.

18.	Модуль нормальный тпо =

19.	Шаг по нормали (между соседними профилями зубьев
фрезы) рпо = лтпо-

20.	Расчетная толщина зуба в нормальном сечении на дели-
тельной прямой для чистовых фрез —

$д0 52 РпО ~

для черновых фрез —

ЗдО = рпО — (5д 4" ДЗф),

где Зд — толщина зуба колеса по дуге делительной окружности
с учетом необходимого бокового зазора в передаче 8д = кт/2 - Дзу;
Д$у — величина утоныпения зубьев нарезаемых колес для образо-
вания бокового зазора после чистовой обработки. Значение Д$у
принимается по табл.8.2. Л$ф — припуск под последующее чисто-
вое фрезерование (табл.8,3). Для чистовых фрез Д$ф = 0.
21» Расчетная высота головки зуба чистовой фрезы
као = 1,25тпо- Высоту головки зуба черновой фрезы для улучшения
условий работы вершин зубьев чистовых фрез целесообразно делать
больше высоты головки зуба чистовой фрезы: као = 1,ЗОтпЛо»

Таблица 8.2

Величина утоньшения зубьев нарезаемых колес для образования
бокового зазора

7П, ММ	1,0	1,25-2,75	3,0-4,26	4,5-5,5	6,0-6,5	7,0-8,0	9,0	10,0
Азу, мм	0,08	0,09	0,10	0,11	0,12	0,13	0,14	0,15

Таблица 8.3

Припуск на толщину зуба под чистовое фрезерование зубчатых колес

т, мм	2-4	4-6	6-8	8-10	10-14	14-20
Дзф,мм	0,4	0,6	0,8	1,0	1,2	1,5

22. Высота ножки зуба фрезы к/о = 1,25/ПпО.

23. Высота зуба фрезы

ко = као + к/о.

24.	Радиус закругления на головке и ножке зуба
гг = Г2 = (О,25...О,3)тЛо.

25.	Размеры канавки для облегчения шлифования профиля
зубьев фрезы (рис.8.5) с модулем больше 4 мм принимаются:
кК = 0,5...2 мм; гк = 0,5...1,2 мм; ЬК = О,4тппо-

26.	Шаг по оси между двумя витками ро - Рпо/созуто-

27.	Ход витков по оси фрезы Н = поро-

28.	Направление витков фрезы уто* пра-
вое — если колесо прямозубое или с пра-
вым наклоном зубьев; левое — если колесо
с левым наклоном зубьев.

29.	Направление винтовых стружечных
канавок: при © - у^о < 4° фрезы могут вы-
полняться с осевыми (прямыми) и винтовы-
ми канавками; при ш > 4° — только винто-
выми с направлением, противоположным
направлению витков фрезы.

Рис.8.5. Размеры канавки 30. Осевой шаг винтовой стружечной
для облегчения канавки (подсчитывается только для фрез с
шлифования профиля винтовыми канавками)
зубьев фрезы


рг = 11(1	(0.

31.	Угол установки фрезы на станке

\|/ = Р ± (0,

где Р — угол наклона зуба на делительной окружности колеса.

Знак (+) берется при разноименных направлениях витков фрезы
и зубьев колеса, знак (-) — при одноименных.

Расчеты, связанные с контролем профиля на микроскопе.

32.	Проекция шага на осевую плоскость (с точностью
0,001 мм)

Рх = РпОСОВ (О.

33.	Проекция толщины зуба на осевую плоскость

$х = ЗпОСОЗ (0.

34.	Размеры профиля зубьев фрез по передней поверхности (у
черновых фрез с положительным передним углом уа):

1)	высота головки зуба ЛаОу = &аО/созуа;

2)	полная высота зуба Лоу = Ло/соз уа;

3)	угол профиля зуба осу = апосоз уо.

35.	Углы правой и левой сторон профиля в осевом сечении
затылованных зубьев чистовых червячных фрез рассчитываются по
формулам: для правой стороны профиля

с^ахпр = с*е<ХхО + Кго1р2\
для левой стороны профиля:

ОСхлев = с1$ ССхО ±

где го — число зубьев фрезы; К — величина затылования.

Верхний знак в формулах — для правых фрез, нижний —
для левых.

с!§ ахО = с1& а соз ш,
где а — угол профиля.

36.	Остальные элементы конструкции фрезы выбираются по
ГОСТ 9324-80Е или из конструктивных соображений.

37.	По ГОСТ 9324-80Е* определяются допуски на все элемен-
ты червячной фрезы и технические требования к ее изготовлению.
17 Зак 5132

39,5+0.5

Профиль зубьев в нормальном сечении
рп^ 31,416±0,01

Рис. 8.6. Рабочий чертеж червячной фрезы

сл
38.	Выполняется рабочий чертеж червячной фрезы (рис.8.6) с
учетом всех требований к рабочим чертежам, на котором приво-
дится табл.8.4.

Таблица 8.4

Таблица к чертежу червячной фрезы

Модуль	т, мм
Угол исходного контура	а°
Число заходов	п
Угол подъема витков	т°
Направление витков	
Шаг зубьев по нормали	РиО» ММ
Толщина зубьев по нормали	зп0, мм
Угол наклона стружечных канавок	а>
Шаг стружечных канавок	Рг> ММ
Расчетный диаметр	<2, мм
Класс точности фрезы по ГОСТ9324—80*	
Накопленная погрешность окружного шага стружечных канавок	^Р0
Направление стружечных канавок	Ае
Отклонение профиля зуба	/д»
Винтовая линия фрезы на одном обороте	/р$
Винтовая линия фрезы на трех оборотах	/РЗЗ
Профиль передней поверхности	Л
Предельные отклонения шага	/рхО
Накопленная погрешность шага на длине любых трех соседних шагов	/рхЗО

8.3	. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ЧЕРВЯЧНЫХ ФРЕЗ
ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ КОЛЕС

ПОД ШЕВИНГОВАНИЕ

Общие сведения. Фрезы для получистовой обработки колес,
подвергаемых шевингованию отличаются от червячных фрез обще-
го назначения модификацией профиля. Цель модификации —
обеспечить такое распределение припуска на боковой поверхности
зуба нарезаемого колеса, которое создавало бы оптимальные усло-
вия для работы шевера.
1*5*0

_

Рис.8.7. Формы модификации профиля зуба червячной фрезы
под шевингование

Известны и применяются для различных случаев несколько
видов модификаций [27]. Для колес с модулем от 1 до 12 мм наи-

Рис.8.8. Форма зуба колеса,
нарезанная фрезой
с модифицированным профилем

более широкое распространение
получила модификация, показан-
ная на рис.8.7 и характеризую-
щаяся наличием усиков (протубе-
ранцев) на головке зуба рейки и
фланка (утолщение) на ножке.

В результате обработки та-
кой фрезой зубья имеют неболь-
шое подрезание у основания и
срезание на головке (рис. 8.8).
Подрезание зуба исключает из
резания вершину зуба шевера и

тем самым устраняет возможность заклинивания его зубьев во впа-
дине зубьев колеса, а срезание головки устраняет образование на
ней заусенцев во время шевингования. Фрезы под шевингование по
сравнению с чистовыми имеют толщину зуба, уменьшенную

на припуск под шевингование Дзш (табл.8.5).

Таблица 8.5

Припуск на толщину зуба под шевингование зубчатых колес

Нормальный модуль, мм	1...3	3...5	5..Д2
Д$ш, мм	0Д0...0Д2	0Д2...0Д5	0Д5...0,20
Технические требования на червячные фрезы с модифици-
рованным профилем соответствуют ГОСТ 9324-80Е*, а допусти-
мые отклонения модифицированного профиля приведены в
табл.8.6.

Таблица 8.6

Допуски и предельные отклонения параметров модифицированного
профиля червячных фрез

Элементы профиля фрезы	Допускаемые отклонения (мм) при модуле				
	1...2,5	2,75...4	4,25...6	6,5...1О	11...12
Шаг по нормали рп0	±0,012	±0,016	±0,020	±0,025	±0,032
Толщина зуба $п0	±0,020	±0,025	±0,032	±0,040	±0,050
Угол профиля ап0	±9'	±8'	±7'	±6'	±5'
Длина усика Су	±0,16	±0,20	±0,25	+0,30	±0,40
Высота усика ау	±0,015	±0,020	±0,025	±0,030	±0,040
Расстояние до начала фланка е	—	±0,20	±0,25	±0,30	±0,40
Угол фланка аф0	—	+ 3°	+3°	+3°	+3°

Для расчета фрез под шевингование требуется знать допол-
нительные сведения о передаче, в которой будет работать нарезае-
мое колесо:

1)	число зубьев сопряженного колеса гз;

2)	межосевое расстояние в передаче аи&2\

3)	наименьший радиальный зазор между вершиной зуба ше-
вера и дном впадины зубьев колеса в процессе шевингования (при-
нимается равным Дс = (0,1...0,15)тп.

Определение размеров усиков и фланка.

Размеры усиков должны быть такими, чтобы подрезание
зубьев колеса в зоне ножки не распространялось бы на активную
часть профиля зуба (рис.8.9). Предельной точкой начала подреза-
ния является точка В, отстоящая от точки А начала активной час-
ти профиля колеса по линии зацепления на расстоянии, равном
припуску под шевингование на сторону Д5ш/2 (см. табл.8.5). Точка
С профиля фрезы, которая контактирует с точкой В профиля коле-
са по линии зацепления является точкой начала усика фрезы. Ее
положение определяется величиной

Йу = каО - (Г151па1 - рА1 ~ Дз/2)зша1,
Рис.8.9. Определение размеров усиков червячной фрезы
где и — радиус делительной окружности нарезаемого колеса; ах —
угол профиля нарезаемого колеса; рА1 — радиус кривизны профиля
зуба в точке А, равный

РА1 = аш12зта1 -	-г^2 ;

где Га2 и гь2 — радиусы окружностей вершин и основной сопряженно-
го колеса; — межосевое расстояние в передаче.

На рабочем чертеже фрезы вместо Лу проставляется размер Су
(см. рис.8.7):

Су = ку/соз аЛо — для фрез с винтовыми канавками;

Су = ку/соз ахо — для фрез с осевыми канавками.

Высота усика ау берется с таким расчетом, чтобы зуб колеса
не был слишком ослаблен подрезанием:

ау = Лзш/2 + (0,05...0,07) мм.

Радиус закругления головки зуба выбирается в зависимости
от радиального зазора Дс между головкой зуба шевера и окружно-
стью впадин зубьев колеса:

Гу = Лс/(1 ~ 81П(ХпО).

Размер Ь (см. рис.8.7, а) определяется с таким расчетом, что-
бы усик по всему контуру имел положительные задние углы, что
достигается в том случае, когда угол наклона любого участка усика
к плоскости вращения фрезы составляет более 5°. Если прямоли-
нейный участок усика Ъ получается меньше 0,5 мм, то допускается
оформление усика по рис.8.7, б.

Фланкирование профиля зуба фрезы должно обеспечить сре-
зание головки зуба колеса в следующих пределах (рис.8.10): для
колес с модулем т > 2,0 мм принято д = 0,1...0,3 мм;
/ = 0,5...0,8 мм; для колес с т < 2,0 мм фланкирование не приме-
няется.

При расчете фланка необходимо определить угол фланка (Хфо
и расстояние от делительной прямой рейки до начала фланка йф
(см. рис.8.7). Угол фланка обычно принимают равным
афо = апо + (8... 10). Значение йф определяется из уравнения:

-^уаф1о ’шуа^ +шуафй.)

Ф	2(*е«ф4о-*8С4о)

где (11 — делительный диаметр нарезаемого колеса; а?о — угол
профиля исходной рейки в торцовом сечении колеса:

*8сио = ^аЛо/со5р1;

афео — угол профиля рейки, образующей фланк, в торцовом сече-
нии колеса:

афЮ = афо/соз рг,

— угол профиля зуба колеса на окружности диаметра &с на
эвольвенте, полученной от основной рейки:

сов а*? - <21соз а*о/^с, Лс = (1а1 - 2/;

Лф^с — угол профиля зуба колеса на окружности диаметра йс на
эвольвенте, полученной от рейки фланка (рис.8.10),

соз аф$с = <21 соз аф^о/^с.

Для прямозубых колес а*о = а«о и
ОСфЮ = Оф0.

Размер фланка /, проставляемый на
чертеже (см. рис.8.7) равен

I = (ЙдО + Лф)/соз аЛо.

Технические требования и рабочий
чертеж фрезы оформляются так же, как и

Рис.8.10. Схема срезания для чистовых червячных фрез (см.
головки зуба колеса рис.8.6).
8.4	. РАСЧЕТ ЧЕРВЯЧНЫХ ФРЕЗ ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ
ЧЕРВЯЧНЫХ КОЛЕС

8.4.1.	ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ФРЕЗАМ

Процесс нарезания червячного колеса в заключительной
стадии должен соответствовать процессу зацепления колеса
с основным червяком. Для этого необходимо: обеспечить совпа-
дение основных параметров червячной фрезы и червяка (мо-
дуль, делительный диаметр, число витков, угол профиля); соот-
ветствующим образом спрофилировать затылованную фрезу, т.е.
придать боковым режущим кромкам необходимую форму; обес-
печить совпадение межосевого расстояния в последней стадии
нарезания колеса с межосевым расстоянием в собранной чер-
вячной передаче.

В машиностроении используются конволютные, эвольвентные
и архимедовы червяки, в соответствии с чем фрезы проектируются
на базе конволютных, эвольвентных и архимедовых червяков.

Форма червяка находится в зависимости от условий установ-
ки резца на станке.

Если резец, имеющий в сечении форму трапеции, установить
на станке так, чтобы при у = 0° передняя поверхность проходила
через ось червяка, то при нарезании получится винтовая поверх-
ность, которая в сечении, перпендикулярном оси червяка, даст
кривую — архимедову спираль. Червяк с такой винтовой поверх-
ностью называют архимедовым.

Если тот же резец повернуть на угол подъема винтовой линии
червяка, то при нарезании получится винтовая поверхность, которая
в сечении, перпендикулярном оси червяка, даст кривую — конволю-
ту (удлиненную или укороченную эвольвенту окружности), а червяк
называется конволютным.

Если резец установить ниже центра оси обрабатываемого чер-
вяка, то при нарезании получится
винтовая поверхность, которая в
сечении, перпендикулярном оси
червяка, даст кривую — эвольвен-
ту окружности, и червяк называ-
ется эвольвентным.

На практике наибольшее
распространение получили архи-
медовы червяки. Червячные коле-
са чаще всего, нарезаются червяч-
ными фрезами (рис.8.11) представ-
ляющими собой копию исходного
производящего червяка.

Рис.8.11. Схема нарезания
червячного колеса: 1 — фреза;

2 — заготовка колеса
По своему назначению червячные фрезы делятся на черновые
и чистовые. Чистовые фрезы обязательно шлифуют по профилю. В
зависимости от подачи различают два типа фрез: работающие с
тангенциальной и с радиальной подачами. Фрезы работающие с
тангенциальной подачей снабжаются конической заборной частью,
фрезы работающие с радиальной подачей ее не имеют.

Тангенциальная подача предпочтительнее, так как позволяет
выдерживать постоянным межосевое расстояние, обеспечивает бо-
лее высокое качество поверхности зубьев и их точность. Поэтому
рекомендуется по возможности использовать фрезы с тангенциаль-
ной подачей.

При применении радиальной подачи должно выполняться
следующее условие: число зубьев нарезаемого колеса 22 и число
заходов фрезы по не должны иметь общих множителей.

Черновые фрезы можно применять как с радиальной, так и с
тангенциальной подачей.

8.4.2.	ОСОБЕННОСТИ УСТАНОВКИ И ЭКСПЛУАТАЦИИ
ЧЕРВЯЧНЫХ ФРЕЗ

Особенностями установки и эксплуатации червячных фрез
при нарезании червячных колес являются:

1)	отсутствие продольной подачи фрезы вдоль оси колеса,
применяются только радиальное или тангенциальное направление
подачи;

2)	ось фрезы располагается перпендикулярно оси колеса;

3)	при нарезании колеса положение оси фрезы должно совпа-
дать с положением оси червяка в процессе его зацепления с колесом;

4)	межцентровое расстояние в процессе обработки колеса при
тангенциальной подаче и в момент окончательного нарезания при
радиальной подаче должно совпадать с номинальным межцентровым
расстоянием червячной пары;

5)	количество переточек фрезы ограничено величиной ради-
ального зазора, допускаемого в червячной передаче;

6)	передвижки фрезы не допускаются;

7)	фрезы для червячных колес — специальный инструмент, сов-
падающий по всем параметрам с червяком пары.

8.4.3.	ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА
ЧЕРВЯЧНОГО КОЛЕСА

1)	обрабатываемый материал;

2)	расчетный модуль червяка т;

3)	коэффициент диаметра червяка д по ГОСТ 2144-93 или [13];

4)	число заходов (витков) червяка 21;

5)	тип червяка (архимедов, эвольвентный и т.д.);
6)	параметры исходного червяка по ГОСТ 19036-94;

7)	межосевое расстояние или коэффициент смещения хх;

8)	передаточное число и или число зубьев червячного колеса 22;

9)	точность червячной передачи (ГОСТ 3675-81).

8.4.4.	РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ЧЕРВЯКА,
СОПРЯГАЕМОГО С НАРЕЗАЕМЫМ КОЛЕСОМ
(ГОСТ 19650-74)

1.	Делительный диаметр = дт.

2.	Начальный диаметр ~ (д + 2х\)т.

Если задано межосевое расстояние а^, значение хх определя-
ется как

Х1 =	- 0,5(22 + д}-

3.	Делительный угол подъема линии витка ух :

= 2\1 д*

4.	Начальный угол подъема линии витка ую :

^УХО =

5.	Высота витка червяка Л1 =	= 2,2ти.

6.	Высота головки витка Л«х = кат - т.

7.	Диаметр вершин <1ах = <21 + 2ка1-

8.	Диаметр впадин й/х = Ла1 - 2Лх.

9.	Расчетный шаг р\ = ш, ход витка рг\ - Р121*

Основные размеры цилиндрического червяка показаны на
рис.8.12.

18 Зак 5132

Рис.8.12. Основные размеры
цилиндрического червяка
8.4.5.	РАСЧЕТ АРХИМЕДОВОЙ ЧЕРВЯЧНОЙ ФРЕЗЫ

Выбор конструкции червячной фрезы.

В практике используются фрезы для чистовой обработки или
для предварительной обработки под чистовое фрезерование или под
шевингование. При предварительной обработке возможно приме-
нение фрез, работающих с радиальной и тангенциальной подачей.
При предварительной обработке под шевингование и при чистовой
обработке возможно применение радиальной подачи многозаходной
фрезы при условии, что число заходов и число стружечных кана-
вок фрезы, а также число зубьев червячного колеса не имеют об-
щих множителей.

Для однозаходных фрез должно выполняться условие: 20 > 10
для фрез 2 класса точности и зо 8 для фрез 3 класса точности.

Для чистовой обработки предпочтительней является танген-
циальная подача фрезы при соблюдении условия:

221у11 + а1/т

™ х1~ (^ЛпХ^/т+гГ

Для архимедовой фрезы ах1 = 20°.

В зависимости от принятого направления подачи определяет-
ся конструкция червячной фрезы:

а)	фреза с заборным конусом при применении тангенциаль-
ной подачи;

б)	фреза без заборного конуса при применении радиальной
подачи.

Расчет параметров исходного производящего червяка.

Основные размеры профиля исходного производящего червя-
ка (ГОСТ 19036-94) в осевом сечении определяются таким образом,
как если бы требовалось найти размеры профиля червяка, находя-
щегося в правильном беззазорном зацеплении с зубьями нарезаемо-
го колеса. Расчет рекомендуется вести в следующем порядке.

1.	Модуль расчетный то = т.

2.	Угол профиля в осевом сечении ах0 = свд.

3.	Шаг расчетный ро = р\ и расчетный ход р2о - Рг1- Точность
расчета — 0,001 мм.

4.	Толщина витка расчетная зо = $1 = лт/2. Точность расчета
0,001 мм.

5.	Высота головки йао = Лао*т = 1,2т.

6.	Высота головки до начала притупления йа&о - т.

7.	Высота ножки Л/о = Л/1	1,2т. Точность расчетов по

п. 5—7 — 0,01 мм.

8.	Радиус скругления кромки исходного производящего червяка
р*о = р&о*т = 0?Зт. Точность расчета — 0,1 мм.
Определение конструктивных элементов и геометрических
параметров фрезы.

9.	Расчетный делительный диаметр новой фрезы

(2о = <21 + 2 - 0,1т,

где 2 • 0,1т — запас на переточки. Расчет ведется с точностью до
0,01 мм.

10.	Делительный диаметр переточенной фрезы ск/ = <21.

11.	Наружный диаметр фрезы

<2а0 =	+ 2(с + Д1),

где Д1 — припуск на переточку (Дх = 0,1т — для чистовых фрез и
Д1 = (0,2...0,5)мм — для фрез под шевингование); с = 0,2т — ради-
альный зазор в передаче.

Минимально допустимое значение наружного диаметра сто-
ченной фрезы с1ао 9 определяется по формуле (маркируется на фрезе):

= <%а1 + с*

12.	Диаметр впадин зубьев фрезы <2/0 принимается равным

<2/0 - <2/1 = Ла1 — 2Л1.

Если тело фрезы получается слишком тонким, допускается
увеличить этот диаметр на величину радиального зазора, равного
0,2т:

<2/о = <2/1 + 0,2т.

13.	Средний расчетный диаметр принимается для чистовых
фрез <2ср.расч - <2ао; для черновых фрез

^ср.расч. = О,5(</ао + <2/о) + 0,2т - 0,52Г,

где К — величина затылования. Точность расчета — 0,1 мм.

14.	Число заходов (витков) фрезы принимается равным числу
заходов червяка

15.	Угол подъема витков фрезы на среднем расчетном диа-
метре

81Пуо = т • П0/<2ср.расч..

Синус угла рассчитывается с точностью до 0,000001, а
угол — с точностью до 1'. Этот угол обязательно маркируется на
фрезе.

16.	Выбор геометрических параметров зуба фрезы:

а)	передний угол на вершине зуба уа принимается в зависи-
мости от назначения фрезы (черновая, чистовая) и обрабатываемо-
го материала для чистовых фрез уа - 0°, для черновых фрез
уа = 8...10°;
б)	задний угол принимается как для червячных зуборезных
фрез: оса = 10...120 при обработке стальных и чугунных и аа = 7...8°
при обработке бронзовых колес.

Проверяется значение бокового заднего угла

осб = ааз1п а.

Минимально допустимое значение абтш 3°.

в)	для фрез с заборным конусом принимается угол
фк= 11...130.

17.	Определяются величины затылования К и Кг (см. п. 7,
разд. 8.2).

18.	Число зубьев (стружечных канавок) фрезы гк определяет-
ся по аналогии с червячной фрезой для зубчатых колес (см. п. 4,
разд. 8.2).

19.	Определяются элементы стружечной канавки и оконча-
тельно уточняется конструкция зуба (см. п. 8, разд. 8.2).

Окончательно принимаются диаметр фрезы, число зубьев и
конструктивное решение инструмента (фреза сборная, цельная или
с хвостовиками), материал режущей части, корпуса и др.

20.	Направление стружечных канавок фрезы принимается
перпендикулярным виткам червяка фрезы, т.е. о = уо.

21.	Шаг винтовой стружечной канавки рассчитывается с точ-
ностью до 1 мм для настройки станков для фрезерования канавок
и заточки фрезы по передней поверхности по формуле

р2 — Ж^ср.раСЧ.СЙа

22.	Диаметр отверстия под оправку <20ТВ рассчитывается по
формуле (см. п. 13, разд. 8.2).

Если фреза насадная, рекомендуемое соотношение наружных
диаметров фрезы <1ао и отверстия под оправку <2Отв приведены в
табл.8.7.

Таблица 8.7

Зависимость диаметра посадочного отверстия от диаметра фрезы

ФхО, ММ	До 30	30-50	50-70	70-90	90-130	130-180	180-240	240-300
ботв, ММ	13	16	22	27	32	40	50	60

23.	Выбор типа крепления фрезы производится следующим
образом. Если выполняется условие

0,5б$а0 — Н — (С1 — 0,5($отв) — 0,3с/отв>

применяется крепление с осевым шпоночным пазом. Здесь С1 —
размер по шпоночному пазу согласно ГОСТ 9472-90. Если данное
условие не выполняется, проверяют возможность использования
торцовой шпонки (ГОСТ 9472-90):
О95с1аО — Н — 0,5с/в — 0,3 с/отв,

где <2В = <^отв + 2 мм — диаметр выточки в отверстии.

В случае невыполнения и этого условия, фрезу необходимо
делать хвостовой.

24.	В хвостовых фрезах хвостовики выполняются по анало-
гии с фрезерными оправками для зубофрезерных станков с кону-
сом Морзе. Конус выполняется без лапки с резьбовым отверстием
по ГОСТ 26557-82.

25.	Длина рабочей части фрез, работающих с радиальной по-
дачей

1/1 = 51+ />1,

где 51 — длина нарезанной части червяка, определяемая согласно
данным табл.8.8.

Таблица 8.8
Зависимости для определения нарезанной части червяка

Коэффициент смещения исходного контура хх	Расчетные формулы при числе заходов червяка 21	
	1 и 2	3 и 4
-1,0	51 > (10,5 + ?1)т	51 > (10,5 + 21)т
-0,5	51 > (8 + 0,06з2)#1	Ъ\ > (9,5 + 0,0922)тп
0,0	51 > (11 + 0,0б22)тп	Ь1 > (12,5 + 0,09г2)тп
0,5	51 > (11 + 0,10г2)тп	51 > (12,5 + 0,1022)т
1,0	51 > (12 + 0,1022)/п	51 > (13,0 + 0,10г2)т

Для фрез, работающих с тангенциальной подачей
Ь1 =	+ 2Р1,

где /к = (2,5...3)Р1 — длина заборной конусной части. Длина М
округляется с точностью 2...3 мм. Значению фк = 11° соответствует
/к = ЗР1, значению <рк = 13° - 1К = 2,5Р1.

26.	Общая длина насадной фрезы
Ъ == 1/1 + 2/б>
где /б = 3,5...8 мм — длина буртиков.

Длина хвостовой фрезы принимается равной
Ь = Ь1 + 12 + 1з,
где 12 и 1з — длина хвостовиков, проверяемая прочерчиванием, с
учетом радиальной или тангенциальной подачи фрезы (рис.8.13).

Основные размеры фрезерного суппорта берутся по паспорту
станка или из справочной литературы по зубофрезерованию.
Схема прочерчивания при определении /2й
для случая применения радиальной подачи

Ь

Схема прочерчивания при определении /2И 1$
ддя случая применения тангенциальной подачи

Ъ .



Размеры конического хвостовика
и цилиндрической цапфы при-
нимаются в зависимости от
модели зубофрезерного станка

Рис. 8.13. Схемы к определению длин хвостовиков 12 и 1з

27.	Диаметр буртика <2б = &ао - 2Н - (1...2) мм.

28.	Длина шлифованной части отверстия с двух сторон
11 = (О,2...О,3)Ъ.

Расчет элементов профиля рейки в нормальном сечении.

Профиль рейки фрезы в нормальном сечении вычерчивается
на рабочем чертеже архимедовой фрезы условно в виде трапеции
для того, чтобы проставить габаритные размеры рейки. На сечении
271
проставляются высота головки и ножки зуба и полная высота вит-
ка, которые равны соответствующим элементам в осевом сечении*

29.	Толщина зуба зпо:

Зпо = зосозуо = 0,5ктсозуо — для чистовых фрез;

««о = зосозуо - Аз = 0,5лтпсозуо “Аз — для черновых фрез.

Припуск на чистовую обработку зуба фрезой рекомендуется
принимать равным Аз = 0,2тп.

Расчет ведется с точностью до 0,001 мм.

30.	Размеры канавки (см. рис.8.5) для облегчения шлифова-
ния (для фрез с Шпо > 4 мм ): глубина канавки Лк = 1...2 мм; шири-
на канавки 5К = 0,4тЛо; радиус в канавке гк = (0,5... 1,0) мм.

Определение углов профиля зубьев фрезы в расчетном се-
чении.

31.	Углы правой и левой сторон профиля в осевом сечении
затылованных зубьев чистовой архимедовой фрезы рассчитываются
по формулам (см. п. 35, разд. 8.2).

32.	Рабочий чертеж червячной фрезы для нарезания червяч-
ных колес выполняется аналогично с червячной модульной. Тех-
нические требования и допуски на изготовление принимают по
ГОСТ 9324-80Е.

8.5	. ДОЛБЯКИ ДЛЯ ОБРАБОТКИ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ КОЛЕС

8.5.1.	НАЗНАЧЕНИЕ И ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ДОЛБЯКОВ

Зуборезный долбяк представляет собой совокупность большо-
го количества элементарных зубчатых колес с бесконечно малой
шириной обода, имеющих соответственно положительную, нулевую
и отрицательную коррекцию, закрепленных на одной оси и снаб-
женных соответствующими передними и задними углами. Каждое
из этих элементарных колес образовано огибающим движением
рейки с профильным углом а и поэтому любое сечение долбяка,
перпендикулярное к его оси, имеет один и тот же эвольвентный
профиль. По мере перетачивания долбяка по передней поверхности
в работу резания и в зацепление с нарезаемым колесом вступает
одно из этих бесконечно тонких зубчатых колес с соответствующей
величиной смещения контура. Поэтому колеса, нарезанные раз-
личными сечениями долбяка, будут иметь один и тот же эволь-
вентный профиль.

По конструкции долбяки делятся на дисковые, чашечные,
втулочные и хвостовые. Для нарезания прямозубых колес приме-
няются прямозубые долбяки, для косозубых и шевронных — косо-
зубые.
Применяются долбяки для нарезания зубьев на блочных ко-
лесах и на колесах с буртами; нарезания колес внутреннего зацеп-
ления; нарезания шевронных колес с непрерывным зубом без ка-
навки для выхода инструмента; нарезания точных зубчатых реек
методом огибания.

Производительность зубонарезания долбяками зубчатых сек-
торов, колес с узким ободом и большим числом зубьев несколько
выше, чем червячными фрезами. Целесообразно применять долбя-
ки также при нарезании колес с модулем менее 1,5 мм.

Исходные данные для проектирования долбяков:

1)	материалы обрабатываемых колес и их твердость;

2)	модуль нормальный колеса ШпХ

3)	угол профиля нарезаемого колеса а;

4)	коэффициент высоты головки зуба йа* = 1;

5)	коэффициент радиального зазора с* = 0,25;

6)	угол наклона зуба колеса 0 и направление зуба;

7)	степень точности нарезаемого колеса и норма бокового за-
зора;

8)	числа зубьев нарезаемой шестерни 21 и колеса 22;

9)	коэффициенты смещения исходного контура нарезаемых
колес Х1 и Х2.

Основные параметры нарезаемых колес рассчитываются в со-
ответствии с разд. 8.1.2.

8.5.2.	РАСЧЕТ ПРЯМОЗУБЫХ ДОЛБЯКОВ ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ
КОЛЕС ВНЕШНЕГО ЗАЦЕПЛЕНИЯ

1.	Выбирается конструкция долбяка и материал режущей
части с учетом конструкции инструмента и физико-механических
свойств обрабатываемого материала. Выбирается класс точности
долбяка.

В соответствии с ГОСТ 9323-79 прямозубые долбяки изготов-
ляются трех классов точности АА, А и В. Долбяки класса точности
АА предназначены для нарезания колес 6-й степени точности, а
классов А и В — соответственно для колес 7-й и 8-й степени точно-
сти. Косозубые долбяки изготовляются классов точности А и В [7].

2.	Число зубьев долбяка с учетом заданного номинального
делительного диаметра долбяка стоном равно го = Йоном /т и округля-
ется до целого числа.

Если номинальный диаметр не задан, то его принимают по
паспорту станка, на котором будет проводиться нарезание колеса.

3.	Уточняется делительный диаметр долбяка <2о = гот.
4.	Передний угол для чистовых долбяков принимается
- 5°; для черновых уа = 10...150.

5.	Задний угол на вершине аа ГОСТ 9323-79 рекомендует
равным 6°. По данным В.М. Матюшина увеличение аа до 9...120
приводит к повышению периода стойкости долбяка в 1,3...1,45
раза. Долбяки с углами - 15° и а« = 9° при черновом нарезании
колес имеют период стойкости в 3—4 раза больше долбяков стан-

«б

I II III

Рис. 8.14. Геометрические параметры долбяка
274

дартной конструкции.

6.	Фактический угол профиля долбяка ао с точностью до 1"
определяется по формуле:

1еа0 =—-----------•

7.	Боковой задний угол в сечении по делительному цилиндру
аб (рис.8.14):

^аб = 1§ао^аа.

Задний угол (Хп на боковых сторонах зубьев в нормальном се-
чении к профилю

аа ат ао-

На угол ап поворачивается шлифовальная бабка станка при
шлифовании зубьев долбяка, поэтому указанный угол обязательно
проставляется на чертеже.

Для рекомендуемых выше значений уа, аа, а величины ао а*
и ав можно принять по табл.8.9.	т Л

Таблица 8.9

Значения углов, а» и ас в зависимости от уа и аа

	Уа	ао	ао	ап	ав
20°	5°	6°	20°10'14"	2°04'32"	2°12'40”
20°	5°	9°	2О°1б'ЗО"	3°08'20"	3°20'44"
20°	10°	6°	20°20'49"	2°05'35"	2°13'58"
20°	10°	9°	20°ЗГ38"	3*10'44"	3°23'38"
20°	15°	9°	20°48'43"	3°13'1б"	3°26'42"
20°	17°	9°	20°55'53"	3°14'19"	3°28'04"
20°	17°	12°	Зтб’ОЭ”	4°24'33"	4°43’48"

8.	Основной диаметр долбяка с1ъо “ (/осозао-

Определение размеров зубьев долбяка в исходном сечении.

9.	Толщина зуба долбяка по делительной окружности:

зо = (пт/2) + Лзу — для чистовых долбяков;

зо = (лт/2) - Дзп + Азу — для черновых долбяков,
где Дзп — утоныпение зуба долбяка для образования припуска
на зубьях нарезаемого колеса под последующую обработку:

Дзп = 1,2^7^ а — для чистового зубофрезерования или зу-
бодолбления;

Дзп = 0,5^/^^а — для шлифования;
Д$п “ 0,035т — для шевингования;

Азу — величина утолщения зубьев долбяка для образования бо-
кового зазора при чистовой обработке нарезаемых колес. Значения Дзу
и допуск 8$ на толщину зуба долбяка принимают по табл.8.10.

Таблица 8.10

Величина утолщения зуба Дзу и допуск на толщину зуба долбяка, мм

т	Утолщение зуба Дву	Допуск Зз	
		класс А	класс В
1,0	0,08	0,02	0,03
1.25	0,09	0,02	0,03
1,76	0,09	0,02	0,03
2,0	0,09	0,02	0,03
2,25	0,09	0,02	0,03
2,5	0,09	0,02	0,03
2Т75	0,09	0,02	0,03
3,0	0,10	0,02	0,03
3,25	0,10	0,02	0,03
3,5	0,10	0,02	0,03
3,75	0,10	0,02	0,03

т	Утолщение зуба Л$у	Допуск 8з	
		класс А	класс В
4,0	0,10	0,02	0,03
4,25	0,10	0,02	0,03
4,5	0,11	0,03	0,04
5,0	0,11	0,03	0,04
5,5	0,11	0,03	0,04
6,0	0,12	0,03	0,04
6,5	0,12	0,03	0,04
7,0	0,13	0,03	0,04
8,0	0,13	0,03	0,04
9,0	0,14	0,03	0,04
10,0	0,15	0,04	0,05

10.	Высота головки зуба йао = &/12 в 1,25т, где Л/12 — высо-
та ножки зуба нарезаемых шестерни и колеса.

11.	Высота ножки зуба

Л/о = йЛ1,2 + с = т + с;

где с = 0,25т, если т < 2,5 мм и с = 0,3т, если т > 2,75 мм;
Ла 1,2 — высота головки зуба нарезаемых шестерни и колеса.

12.	Диаметр окружности выступов долбяка в исходном сече-
нии

~	+ 2,5т.

13.	Толщина зуба долбяка на наружном диаметре в исходном
сечении

$а01 “ йх01(30/<$0 + 1ПУа - ШУССдО);

СОЗааО = С/бо/<^аО1 ~ йосоз а/<2ао1;

ту а = а ~ а,
где а — угол в радианах.

14.	Минимально допустимая по условию механической проч-
ности толщина зуба нового долбяка на наружном диаметре

за0 = ^0,25938т-0,03752 .
Ориентировочные значения допустимой толщины зубьев по
вершине зуба долбяка можно принять по табл.8.11.

Таблица 8.11
Допустимая толщина зуба по вершине

Номинальный делитель- ный диаметр с?0, мм	Модуль т, мм	Толщина зуба по верши- не зо, мм
75	1,0-1,5	0,5-0,7
	1,75-2,5	0,8-0,9
	2,75-4,5	1,0-1,1
100	1,0-1,5	0,6-0,7
	1,75-2,5	0,8-0,9
	2,75-4,5	1,0-1,2
	4,5-5,0	1,3-1,4
	б,5-6,0	1,5

15.	Величина исходного расстояния обеспечивающая за-
данную толщину зуба 5ао на вершине:

а= ___________(5а01 ~3ао)4гО1

2^аО! «а0 “ 5о01 “ (<<а(%01	“я

Рис.8.15. Определение радиусов
кривизны профиля зуба шестерни

Величина исходного
расстояния принимается
равной расчетной, если
а < 0,5Н и а — 0,5Н, если
расчетная а > 0,571, где Н —
высота долбяка по
ГОСТ 9323-79.

Рассчитанную величи-
ну исходного расстояния
можно уточнить и скоррек-
тировать с величиной а,
приведенной в ГОСТ 9323-79
(табл.8.12.).
Проверка долбяка с выбранным исходным расстоянием на от-
сутствие интерференции с переходными кривыми у нарезаемых им
колес выполняется только для шестерни.

Интерференция отсутствует, если выполняется условие Рр1 > ри,
где рР1 — радиус кривизны активного профиля зуба шестерни в
нижней начальной контактной точке при внешнем зацеплении ее с
колесом; ри — радиус кривизны эвольвентного профиля зуба шес-
терни в точке начала переходной кривой при нарезании ее с дол-
бяком (рис.8.15).

Рр1 = а«;1281п а^12 - ГЪ2^ <Ха2,
где гъ2 — радиус основной окружности колеса,
гъ2 в 0,5тг2соза.

Межосевое расстояние в зубчатой передаче определяется по
формуле

а == О,бтп(21 + 22).

Таблица 8.12

Число зубьев и исходное расстояние для долбяков с == 75 и 100 мм

т, мм	= 100 мм		<20 = 75 мм	
	2	а, мм	2	а, мм
1,0	100	10,0	76	6,0
1,25	80	10,0	60	6,9
1,5	68	10,5	58	7,2
1,75	58	11,0	43	7,7
2,0	50	11,0	38	8,0
2,25	45	11,5	34	5,6
2,5	40	10,5	30	5,5
2,75	36	10,5	28	5,8
3,0	34	9,6	25	4,8
3,25	31	8,5	24	4,6
3,5	28	7,7	22	4,2
3,75	27	6,4	20	3,8
4,0	25	6,4	19	4,0
4,25	24	5,1	18	4,3
4,5	22	4,5	17	4,3
5,0	20	5,0	—	—
5,5	19	5,5	—	—
6,0	17	6,0	—	—
6,5	16	6,5	—	—
7,0	15	7,0	—	—
8,0	13	8,0	—	—
Угол а*о профиля зуба долбяка в точке на окружности вы-
ступов определяется из соотношения

сов ОСаО = (Го/Га0)сов а.

Для колеса

сов аа2 “ (г2/га2)соз а;

ри “ ЛшЮЗХП ОСайО ~ ГМ)1<

где Г2 — радиус делительной окружности колеса; га2 — радиус
окружности вершин колеса; гьо — радиус основной окружности
долбяка»

Межосевое расстояние в станочном зацеплении шестерни с
долбяком определяется по формуле:

т(2х + 20 )соза

2созашю

Угол зацепления ашю в станочном зацеплении определяется
из соотношения

1пу<ХшЮ = 1пуа + 2^а(х1 + хо)/С?1 + хо),
где Х1 и хо — коэффициенты смещения соответственно
для шестерни и долбяка.

При проверке нового долбяка принимают
хо = хотах = а^аа/т.

Если условие рр1 > ри не выполняется, то можно либо
уменьшить значение хотах и пересчитать величину исходного рас-
стояния а, либо увеличить число зубьев долбяка, после чего про-
верку повторить.

Определение размеров зубьев долбяка на передней поверх-
ности.

16.	Окружная толщина зуба зо' по делительному цилиндру
подсчитывается по формуле:

зо = зо + 2аЪ%аЛёа,а-

17.	Высота головки зуба долбяка

ЛаО = &а0 О О&.

18.	Высота ножки зуба долбяка

Л/о' в Л/о - а аа<

19.	Диаметр вершин зубьев долбяка

<1а0 =	+ 2ка0•

20.	Диаметр впадин зубьев долбяка
~ 2Л/о'.

21.	Наибольшая допустимая величина стачивания долбяка
ДВ ограничивается прочностью зуба сточенного долбяка и отсутст-
вием подрезания зубьев нарезаемых им колес: ДВ = В - е, где е —
длина зуба окончательно сточенного долбяка; рекомендуется
279
е « (1/4...1/3)В, но не менее 5 мм; В — длина зуба нового долбяка
(принимается по ГОСТ 9323-79).

22.	При работе окончательно сточенным долбяком может
происходить подрезание ножки зуба шестерни и колеса. Подреза-
ние отсутствует, если выполняется условие ри > 0 (для шестерни) и
р/2 > 0 (для колеса). Расчет ри и р/2 ведут по формулам, приведен-
ным в п. 15, принимая хо - хотт:

_(а-ДВ)^аа

х0т1п —	_

1П>

Рис.8.16. Элементы рабочего чертежа долбяка

23.	На отсутствие срезания головки зуба колеса окончательно
сточенным долбяком проверка производится по формуле:

а^0281П 01^02 Га281П аа2.

В этой формуле значения компонентов вычисляются следую-
щим образом:
т(20 +^2)соза ф

2 СОЗ ОС ц, 02

Н1У0Сш02 = 1ПУа + 21^а(Х2 + Х0тш)/(32 + 2о),
где Х2 — коэффициент смещения для колеса.

24.	Остальные элементы конструкции долбяка выбираются
по ГОСТ 9323-79 или из конструктивных соображений.

25.	По ГОСТ 9323-79 определяются допуски на все элементы
долбяка и технические требования к его изготовлению.

26.	Выполняется рабочий чертеж долбяка (рис.8.16) с учетом
всех требований к рабочим чертежам, на котором приводится
табл.8.13.

8.5.3.	РАСЧЕТ КОСОЗУБЫХ ДОЛБЯКОВ ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ
КОЛЕС ВНЕШНЕГО ЗАЦЕПЛЕНИЯ

Косозубый долбяк представляет собой косозубое зубчатое ко-
лесо, снабженное режущими кромками. Для нарезания пары сцеп-
ляющихся колес применяются два долбяка: правый — для нареза-
ния колес с левым направлением зуба и левый — для колес с пра-
вым направлением. У таких долбяков стандартный модуль и ос-
тальные расчетные данные задаются в нормальном сечении. В этом
же сечении производится заточка долбяка. Углы заточки долбяка
на обеих сторонах профиля получаются одинаковыми, причем пе-
редняя поверхность зубьев наклонена от периферии к центру и
образует передний угол уа « 5°.

Для проектирования такого долбяка, кроме исходных дан-
ных, указанных в разделе 8.1, необходимо знать шаг винтовой
линии копира рг, обеспечивающего поворот долбяка в процессе
нарезания косозубого колеса.

Согласно ГОСТ 9323-79 для дисковых долбяков предусмат-
ривается применение винтовых копиров с шагом рг - 1198,0004 мм
При Рном = 15° и рг — 751,9566 мм при 0НОм = 23°.

Рекомендуется следующий порядок расчета косозубых дол-
бяков:

1.	Определяется предварительное значение угла наклона зуба
долбяка на делительном диаметре рор с точностью до 1" по формуле

81П Рор ЛС/оном/Дг,
где с/оном — номинальный диаметр делительной окружности
долбяка.

2.	Определяется число зубьев долбяка

/о — рг 81П Рор/ллг».	'

Полученное значение 2п округляется до ближайшего целого
числа.
Таблица 8.13

Таблица к чертежу дискового прямозубого долбяка

Модуль	т, мм
Угол профиля	а°
Число зубьев долбяка	20
Номинальный делительный диаметр	ном>
Фактический угол зацепления	яо
Диаметр основной окружности	Льо, мм
Толщина зубьев по делительной окружности в исходном сечении	$0, мм
Высота головки зуба в исходном сечении	Йд о» мм
Высота ножки зуба в исходном сечении	й/0, мм
Степень точности долбяка	
Отклонение от параллельности опорных поверхностей	Л
Торцовое биение передней поверхности	
Биение окружности вершин зубьев	/г г а 0
Погрешность профиля	/го
Разность соседних окружных шагов	/и 0
Накопленная погрешность окружного шага	Рр 0
Радиальное биение зубчатого венца	Рг 0

3.	Подсчитывается окончательное значение среднего угла на-
клона зуба долбяка на делительном диаметре Ро (рис.8.17) с точно-
стью до 1" по формуле

зш Ро « лтппго/рг.

Этот угол будет также фактическим углом наклона зубьев
нарезаемого колеса на делительном цилиндре Р12-

4.	Определяется торцовый модуль с точностью до 0,0001 мм
т* = тЛ/со8 Ро.

5.	Определяется угол профиля долбяка в торцовом сечении в за-
цеплении с нарезаемым колесом с точностью до 1" по формуле:

аю = ал/соз Ро.

6.	Определяется делительный диаметр долбяка с точностью
до 0,0001 мм:

(1о = т*го.

7.	Передний угол чистовых долбяков принимается = 5°,
черновых — 10°.

8.	Задний угол на вершине вдоль винтовой линии оа = 6°.

9.	Определяется задний угол на вершине зуба, измеряемый в
осевой плоскости долбяка (для обточки и шлифования по конусу):

Ъ$ак - Ъ$аа/со8 ро.
10.	Фактический угол профиля долбяка в нормальном сече-
нии определяется с точностью до 1" по формуле:

18 а«о = 18 ссп/(1 ~ 18 оса 18 Га).

Для ап = 20° и рекомендованных значений аа и угол аЛо
можно определить по табл.8.9 (угол ао).

11.	Устанавливается величина расчетного бокового угла в се-
чении делительным цилиндром ао*

18 ОД = 18	18 <*по.

В этом случае также можно воспользоваться табл.8.9.

12.	Определяются углы наклона винтовой линии наделите льном
цилиндре на острой и тупой сторонах зуба (см. рис.8.17)

. 18 Ро остр = 18 Ро + 18 а* 18 оса;

18 Ро туп = 18 Ро ~ 18 18 а«-

13.	Определяются задние боковые углы в сечении делительным
цилиндром на острой и тупой сторонах зуба (см. рис.8.17):

ОСб остр ~ р0 остр Ро;

<Хб туп — Ро туп»

14.	Определяются углы профиля для острой и тупой сторон зуба
долбяка в торцовом сечении:

18 ОСЮ остр = 18 ССпО/соз ро остр;

18 ОСЮ туп = 18 °СпО/ООЗ рО туп.

8*о

углов ССбтуп, абостр боковых
поверхностей зуба долбяка

15.	Определяются основные
диаметры для тупой и острой
сторон зуба долбяка с точностью
до 0,0001 мм по формулам

(%Ы0 остр = ^осоз аю остр;

&Ы0 туп = с/оС05 аю туп»

16.	Средний угол наклона
винтовой линии зуба на основном
цилиндре определяется по фор-
муле с точностью до 1":

18 Р*о = 18 Росоз аю.

17.	Определяются углы на-
клона винтовой линии зуба на
основном цилиндре на острой и
тупой сторонах зуба с точностью
до 1":

18 РЬО остр — 18 Ро остр соз аю остр;

18 рьо туп = 18 ро туп СОЗ аю туп.

Эти углы являются одно-
временно и углами поворота
шлифовального круга при изго-
товлении и переточках долбяка по его передней поверхности.

18.	Задние углы на боковых сторонах зуба в точках, лежа-
щих на основном цилиндре, определяются с точностью до 1'* по
формулам:

СС&О остр = РьО остр — 0ЬО,

ОСЬО туп ~ 0ЬО 0ЬО туп*

В последующих расчетах определяются размеры зуба долбяка
в исходном сечении. Точность расчетов — 0,001 мм.

19.	Толщина зуба по делительной окружности:

8*0 — (ЛТП — 812)/сО8 00,
где 812 — толщина зуба обрабатываемого колеса.

20.	Высота головки зуба

ЛаО = Н/12 = 1,25тпп.

21.	Высота ножки зуба

Й/0 = Йа12 + с = 1,25?Пп.

22.	Толщина зуба долбяка на наружном диаметре в исходном
сечении

5а01 “ <?а01($0/Й0СО8 00 + ШУ а*0 - 1ПУ ОСа).

23.	Минимально допустимая по условию механической проч-
ности толщина зуба нового долбяка на наружном диаметре

8а0 = л/0,25938т-0,03752.

24.	Величина исходного расстояния а, обеспечивающая за-
данную толщину зуба $а0 на вершине

а =(5а01 ~5ар/со5Ро )^а01 ф

2(^а01 *8аао —®а01 )«баа-С^ай/а0

С =	(0о + ао) -	(0о - аб);

= ^аа^а*о.

Величина исходного расстояния а' в осевом направлении

а' = асов 0о.

25.	После этого производится проверка нового долбяка на от-
сутствие интерференции с переходными кривыми шестерни. Ин-
терференция отсутствует, если выполняется неравенство рр1 > ри.
Значения рр1 и р/1 определяются по формулам для прямозубого
долбяка, с подстановкой в формулы элементов, относящихся к
торцовому сечению:

Рр1 *= а*ш12ВШа*и;12 - Г&2^аа2;

СОЗ а«2 « Г2СО8 а/Га2;

а*ш12 = 0,бтл(21 + г 2)/сов 0о = 0,5/п*^! 4- 22);

а*ш12 = а*;

рп = а*ц>о181п а*и>01 - а«о;

а*ш01 = 0,5тп*(г1 4- 22)со8а*/соза*ш01;
ШУа^01 = 1ПУа* + 2(Х*1 + Х*Отах)^Са*/(*О + 21).

Если неравенство рр1 > ри не выполняется, необходимо
уменьшить хбтах, вновь пересчитать величину исходного расстоя-
ния а и повторить проверку.

Определение размеров зуба долбяка в сечении переднего тор-
ца производится с точностью до 0,001 мм в следующем порядке:

26.	Толщина зуба по делительной окружности:

зюг = (зю + 2а I# абостр/соз Ро)(1 + ^Ро^абостр)-

27.	Высота головки зуба:

као' в АаО + а ад.

28.	Высота ножки зуба

й/о' в Л/о - а аа.

29.	Диаметр окружности вершин:

Йа(/ = Йо + 2ЛаО*.

30.	Диаметр окружности впадин:

с1/о' = Йо - 2й/о'.

31.	Определение допустимой величины переточки зуба дол-
бяка ДВЛ. Эта величина ограничивается прочностью зуба сточенно-
го долбяка. Рекомендуется принимать величину е не менее 5 мм.

Величина смещения исходного контура долбяка на величину
ДВП будет равна:

хошт ~ (а - АВп)1^аа/тп-

С другой стороны, коэффициент смещения хотт, соответст-
вующий этой величине, ограничивается опасностью подрезания
зубьев нарезаемых колес и срезанием головок зубьев этих колес.
Поэтому, найдя ДВП и соответствующее ему значение хошт, произ-
водят проверку долбяка на возможность среза головок зубьев коле-
са и подрезания ножек зубьев колеса и шестерни. Расчеты произ-
водятся по формулам для прямозубого долбяка (см. раздел 8.5.3,
п. 22, 23), только с подстановкой в эти формулы элементов, отно-
сящихся к торцовому сечению.

32.	Остальные параметры долбяка выбираются по
ГОСТ 9323-79 или из конструктивных соображений.

33.	По ГОСТ 9323-79 назначаются допуски на все элементы
долбяка и технические требования на его изготовление.

34.	Оформляется рабочий чертеж долбяка, на котором приво-
дится табл.8.14.
Таблица 8.14

Таблица к чертежу дискового косозубого долбяка

Модуль нормальный	тпп, мм
Угол профиля в нормальном сечении	ал°
Число зубьев долбяка	20
Номинальный делительный диаметр	<*0 ном» ММ
Угол наклона линии зуба	Ро
Шаг винтовой линии	мм
Угол профиля	острой стороны	СЦО остр
тупой стороны	аю туп
Диаметр основной окружности	острой стороны	(%Ы0 ост» ММ
тупой стороны	(/&Ю туп» ММ
Углы наклона линии зуба на основном цилиндре острой стороны	Рьо остр
тупой стороны	РьО туп
Толщина зубьев по делительной окружности в исходном сечении	8г о» мм
Высота головки зуба в исходном сечении	Йа 0, ММ
Высота ножки зуба в исходном сечении	Й/0, ММ
Минимальная высота сточенного зуба	е9 мм
Степень точности долбяка	
Отклонение от параллельности опорных поверхностей	/х
Торцовое биение передней поверхности	1п
Биение окружности вершин зубьев	1г г а о
Погрешность профиля	Ао
Разность соседних окружных шагов	1и 0
Накопленная погрешность окружного шага	Яр 0
Радиальное биение зубчатого венца	Гг 0

8.5.4.	РАСЧЕТ ПРЯМОЗУБЫХ ДОЛБЯКОВ ДЛЯ НАРЕЗАНИЯ
КОЛЕС ВНУТРЕННЕГО ЗАЦЕПЛЕНИЯ

Расчет долбяков для нарезания колес внутреннего зацепле-
ния производится в порядке, близком к порядку расчета долбяков
для колес внешнего зацепления. Поэтому приведем только его осо-
бенности.

1.	Выбирается конструкция и материал режущей части долбяка.

2.	Выбор числа зубьев долбяка го производится в соответст-
вии с п. 2 для внешнего зацепления. Кроме того, при выборе го
должно быть выполнено условие г2 - го 18.
Пункты 3—11 расчета долбяка внутреннего зацепления пол-
ностью соответствуют пунктам 3—11 для долбяков внешнего заце-
пления,

12.	Величина исходного расстояния а определяется по фор-
муле п. 15 раздела 8.5.2.

Определение хотах выполняется в следующем порядке:

ХОтах == п^ав/т.

Значения хотах определяются из условий отсутствия срезания
кромок зубьев колеса при подаче на врезание долбяка.

В случае нарезания колеса с ка — 1,0т, с = 0,25т, Х2 = 0
может встретиться два случая:

1)	22 ~ го - 18 = 0. В этом случае принимают хотах = 0, величи-
на исходного расстояния а == 0;

2)	22 ~ го ~ 18 = Д > 0. В этом случае на каждое значение А »
2...3 можно увеличить коэффициент смещения на 0,1. Однако же-
лательно ОГраНИЧИТЬ ХОтах 0,3.

При нарезании колес внутреннего зацепления с а = 20°
должно выдерживаться условие:

(Х2 ~ ХОтах) “0,02047(22 “ 2о).

Если неравенство не соблюдается, основная окружность дол-
бяка не пересекается с основной окружностью колеса (лежит внут-
ри нее). К таким окружностям нельзя провести общую касатель-
ную и правильное станочное зацепление долбяка с колесом невоз-
можно, ПОЭТОМУ Необходимо умеНЬШИТЬ ХОтах.

Определяется допустимая толщина зуба $ао по наружному
диаметру долбяка по формуле п. 14 раздела 8.5.2.

Допустимое значение ЭаОдоп по условию механической проч-
ности зуба для долбяков с номинальным делительным диаметром
меньшим 50 мм определяется по табл.8.15 или по формуле:

^аОдоп = л/0,138 т—0,013 .

Если 8ао < ЗаОдоп, выбранное значение хотах надо уменьшить,
чтобы ВЫПОЛНЯЛОСЬ условие $а0 ЗаОдол.

Принятое значение хотах проверяется на отсутствие интерфе-
ренции с переходными кривыми колеса и шестерни. Интерферен-
ция с переходными кривыми шестерни отсутствует при условии,
что рр1 > ри, где — радиус кривизны в граничной точке профи-
ля зуба шестерни при зацеплении ее с колесом; ри — радиус кри-
визны профиля зуба шестерни в граничной точке в станочном за-
цеплении:
Таблица 8.15

Допустимое значение толщины зуба долбяка по наружному диаметру

Долбяк С Стоном = 50 мм				Долбяк с с/оном * 25 мм	
т	ЗаОдоп	7П	ЗаОдрп.
1,0-2,75	(0,48-0,40)т	1,0-1,75	(0,40-0,25)т
3,0-3,75	(0,30-0,25)тп	2,0-3,0	(0,21-0,12)/п
4,0-5,0	(0,16-0,10)/»	—	—

Рр1 = тШгад ~ а«;1281па^12.

Угол аа2 определяется из соотношения:

СОЗ 0Са2 в Г2СО8 а/Гд2.

Для колес внутреннего зацепления (ГОСТ 19274-73):

Га2 = П ~ (йа* ~ Х2 ~ 0,2?и).

Межосевое расстояние в зубчатой передаче определяется по
формуле

Яш12 в О,5?п(22 - 21); (Хш12 = а.

Значение рп находят по формулам п. 15 предыдущего раздела.

Интерференция с переходными кривыми отсутствует, если
выполняется условие р/2 > Рр2. Здесь р/2 — радиус кривизны про-
филя зуба колеса в граничной точке в станочном зацеплении;
Рр2 — радиус кривизны активного профиля зуба колеса в гранич-
ной точке при зацеплении с шестерней.*

Р12 = а^0231Па^02 + ГдО^аао;

«и?02 — 0,5т(22 - 2о)соз а/соз а^02;

1ПУаюО2 = ШУ а + 21§ а(Х2 - Х0тах)/(22 - 2о);

Рр2 = т1$ао1 + аш128П1(Хи42.

Проверяется отсутствие срезания зуба колеса переходной
кривой зуба долбяка. Срезание отсутствует, если р/2 < ра2- Здесь
р/2 — радиус кривизны профиля зуба колеса в точке, соответст-
вующей началу срезания:

р/2 ~ ацЮ281п аш02 + 0,5ую^осоз а,

где ащ)2 и Лш02 принимаются по п. 15 раздела 8.5.2; ио — угол развер-
нутости эвольвенты зуба долбяка в граничной точке

ио =	===	- 4(йао* + со* - хотах)/зо8ш2а.

Радиус кривизны ра2 профиля зуба колеса в точке на окруж-
ности вершин

ра2 — Га2В1П 0Са2*

Если хотя бы одно из указанных условий не выполняется,
необходимо уменьшить значение хотах и выполнить все проверки
снова.
После выполнения всех проверок принимается окончательно
значение исходного расстояния хотах. Затем производится опреде-
ление размеров зуба долбяка в передней плоскости (п.п. 13...17) в
соответствии с п.п. 16...20 предыдущего раздела.

18.	Наибольшее допустимое стачивание зуба долбяка ЛВ оп-
ределяется согласно п. 21 предыдущего раздела.

19.	Выполняются проверки окончательно сточенного долбяка.

19.1.	Проверка на подрезание ножки шестерни выполняет-
ся в соответствии с п. 22 предыдущего раздела.

19.2.	Проверка на отсутствие срезания зуба колеса пере-
ходной кривой зуба долбяка выполняется в соответствии с
п. 23, разд. 8.5.2. При этом в формулы подставляются парамет-
ры не нового, а сточенного долбяка (хо = *0т1п).

19.3.	Проверка срезания зуба колеса при радиальной подаче
долбяка. Срезание отсутствует, если рог' > Ц02тах\ где Ц02г — пара-
метр, определяющий начало срезания:

Мо2 = агссоз	~1 ;

Наибольшее значение вспомогательного угла определяется по
формуле

Ца2тах' = агссоз [(йа22 - ЛаО2 - 4ашО22)/4</аоа^о2].

Если условие выполняется, срезание отсутствует и дальней-
шая проверка не производится.

Если цо2г < Ц02тах\ определяется параметр Зо2, так как среза-
ния может не быть при выполнении следующих двух условий:

Ц02Г < Ц02тах' И Зо2 0;

5о2 = (20/22)|А02тах' ~ аГСЗШ (^а081П Ц02тах'Ма2) + ?02.

Вспомогательная величина Д)2 определяется по формуле:

1ПУуо2 =* (20/22) ШУ (ХаО - ШУ(Ха2 + (1 - 20/22) ШУ аш02.

19.4.	Проверка величины радиального зазора между окруж-
ностями вершин шестерни и впадин колеса, нарезанных оконча-
тельно сточенным долбяком. Для этого определяют коэффициент
минимального зазора стт*‘.

Стт* = [(Лш02" + Го0") ~ (аш12 + Га1)]/т;

где аим* — межосевое расстояние колеса и сточенного долбяка в
станочном зацеплении

• Яи>02" = [лг(22 - 20)С08 а]/2сОЗ ацЮ2";

ШУ 0,^02" = ШУ а + 2(Х2 “ Х0тт)^Яа/(22 “ 20);

хопнп подставляется со своим знаком; гао" — радиус впадин оконча-
тельно сточенного долбяка

ГдО" = ГО + ЛаО + ХОштТП.
Если Спйп* <0,1, долбяк необходимо перепроектировать, уве-
личив го или уменьшив величину допустимого стачивания.

20.	Остальные параметры конструкции выбираются по
ГОСТ 9323-79 или из конструктивных соображений.

21.	По ГОСТ 9323-79 назначаются допуски на все элементы
долбяка и технические требования на его изготовление.

22.	Оформляется рабочий чертеж инструмента на котором
приводится табл.8.13.

8.6.	ДИСКОВЫЕ ШЕВЕРЫ

Шеверы применяются для окончательной обработки боковых
поверхностей зубьев прямозубых и косозубых колес наружного и
внутреннего зацепления после предварительного их нарезания чер-
вячной фрезой или долбяком, а также для чистовой обработки точ-
ных червячных колес. Дисковый шевер представляет собой цилинд-
рическое колесо с винтовыми зубьями, на боковых поверхностях
которых прорезаны канавки и образованы режущие кромки. Шеве-
ры проектируются для обработки колес с определенным числом
зубьев или для обработки колес с различным числом зубьев. На ше-
веры общего назначения средних модулей имеется ГОСТ 8570-
80Е*. Последовательность расчета шевера приведена ниже.

1.	Угол наклона зубьев по делительной окружности

Ро = у ± Р1,
где у — угол скрещивания осей шевера и колеса; Р1 — угол накло-
на зубьев колеса.

Знак «+» берется при одноименном направлении зубьев ше-
вера и колеса, знак «-» при разноименных.

Оптимальные значения угла скрещивания находятся в преде-
лах 10-20°. Лучшие результаты работы дают шеверы, имеющие
у = 15°. При этом значении у обеспечивается скорость резания
35...45 м/мин.

Для косозубых правозаходных колес обычно принимают ле-
возаходный шевер, для левозаходных и прямозубых колес — пра-
возаходный. Для косозубых колес можно проектировать прямозу-
бые шеверы. Значение Ро не должно быть больше 30° из-за трудно-
сти при шлифовании боковых поверхностей зуба шевера. Стан-
дартные шеверы изготовляются с углом наклона зубьев по дели-
тельной окружности Ро = 5, 10 или 15°.

2.	Число зубьев шевера

20 = (^атах ~ ЗтПл)соз Ро/?Пп,
где йатах — наибольший допустимый диаметр шевера (выбирается
по станку) согласно табл.8.16.
Таблица 8.16

Паспортные данные зубошевинговальных станков

Модель станка	Максимальный диаметр шевера ^атах> ММ	Максимальная ширина шевера Ьо, мм	Диаметр шпинделя, ММ	Модуль обраба- тываемого колеса лгЛ, мм
5712	120	32	31,743	0,2...1,0
5А714	240	40	63,5	1,25.,.6,0
5715	250	40	63,5	2,0...8,0
6716	300	—	63,5	2,0...10,0
5708	350	—	63,5	до 16

Число зубьев го не должно быть кратным или иметь общие
множители с числом зубьев нарезаемого колеса; по возможности го
должно быть простым числом.

3.	Диаметр делительной окружности шевера

= тпп^о/соз Ро»
колеса и шестерни

<21(2) = /ПЛ21(2)/СО8 Р1(2).

4.	Торцовый профильный угол шевера, рассчитываемый с
точностью до угловых секунд

а* ==	а/соз Ро,

колеса и шестерни

1#ан. =	~ ^а/соз р1(2).

5.	Диаметр основного цилиндра шевера

<йю = Косова*,
колеса

йы “ <$1СО8(ХН>
шестерни

(%Ъ2 = <$2СО8 а*2.

6.	Углы подъема на основном цилиндре шевера и колеса
(рассчитываются с точностью до угловых секунд)

соз оо = соз а 81П ро;

СО8 = СОЗ а 81П Р1.

Определение параметров нового шевера,

7.	Нормальный угол зацепления на начальном цилиндре нового
шевера а^о = а + Да, где Да = 1° при а - 20°.

8.	Углы наклона зубьев на начальном цилиндре нового шевера
8Ш РшО — СО8 со/соз а^о,
на начальном цилиндре колеса

81П Ри>1 — СОЗ С1/СО8 а^о,
рассчитываются с точностью до угловых секунд.
9.	Торцовый угол давления на начальном цилиндре шевера
а^1/сов РиЮ,

• на начальном цилиндре колеса

= ^«иЮ/созРгЛ-

10.	Диаметр начального цилиндра шевера

= </ьо/С08 ОС$деО»

11.	Диаметр начального цилиндра колеса

ж е/ы/со8а«^1.

12.	Длина линии зацепления при шевинговании

т 7^11 -7*17. 7^ о ~

X =-----------1-----------.

281110’2 281ПСГо

13.	Наибольший радиус профиля зуба шевера с учетом перекры-
тия обработкой активной части профиля колеса

РО - [X - (Р1 - Д/)/81П01] 81П

где — необходимое перекрытие обработкой активной части про-
филя зуба колеса при шевинговании, равное А/« 0,15тЛ/81пад;
Р1 — радиус кривизны в точке начала активной части профиля
колеса, равный

Р1 =0,57<^а1

где I — длина активной линии зацепления сопряженных колеса и
шестерни в передаче, равная

I = 0,5(лМа1 -<1^! + 7^2 ~аЪ2 )-АЙпай.

Здесь А = Шп(21 4- ^2)/2со8р1(2) — межосевое расстояние.

14.	Диаметр окружности выступов шевера

^аО = 7<$Ъ0 + (2ро )2 •

15.	Радиальный зазор шевера и обрабатываемого колеса

2Аг "Ь б/деО — (1а0 — ^/1*

Необходимо выдержать соотношение 2Аг > 0,2тпЛ, в противном
случае следует уменьшить Да и вновь пересчитать.

16.	Шаг по нормали на начальных цилиндрах шевера и колеса
Р = 7К/и;1СО8 Р1/21. ,

17.	Толщина зуба на начальном цилиндре колеса

ЗиЛ “ (1и>1 [81/(</1СО8 Р1) + Й1УОе1 “ 1ПУ (Х5иЦ] СО8 Р1.

18.	Толщина зуба на начальном цилиндре шевера

8^0 = р — ЗиЛ.

19.	Высота головки зуба шевера

ЙаО “ (ЛаО ~ С^о)/2.

Проверка зуба на заострение.

20.	Торцовый угол давления на наружном диаметре

соз азао = <&о/^ао;
угол рассчитывается с точностью до угловых секунд.

21.	Угол наклона зуба на наружном диаметре косозубого шевера
₽ао 3=8	Ро/<2о;

рассчитывается с точностью до угловых секунд.

22.	Толщина зуба на вершине по нормали

5а0 = йаО [8ш0/(^0СО5 0шО) + 1ПУ а5Ш0 ~ 1ПУ а5а0] СОЗ ₽а0.

Если для шевера с т > 2,5 мм толщина зуба зао < 1,8...2 мм,
необходимо уменьшить Да.

Определение параметров сточенного шевера.

23.	Угол зацепления по нормали на начальном цилиндре сто-
ченного шевера

аю02 = а - Да.

Дальнейший расчет ведется согласно п.п. 8...22 с исходными
данными вместо нового — для сточенного шевера, о чем указывают
индексы «02».

39.	Наименьший радиус кривизны профиля зуба сточенного
шевера в торце

р02тш в р02 “ (I + Д0з1ПО0/31ПО1.

Определение конструктивных элементов шевера.

40.	Диаметр окружности в точке начала зацепления сточен-
ного шевера

^н.з - лМйО + ($Р02т1п ) •

41.	Диаметр окружности ножек = ^н.з - а, где а — удвоен-
ная величина изменения высоты зуба шевера для обеспечения пере-
крытия высоты зуба колеса. В случае т < 3 мм — а = 2 мм; при
т = 3...5 мм — а < 3 мм; для т > 5 мм — а > 4 мм.При расчетах
необходимо выдерживать фо Фо; в случае невыполнения условия
следует уменьшать Да или а.

42.	Торцовый угол давления на ножке зуба

соз а/о = Фо/Фо.

рассчитывается с точностью до угловых секунд.

43.	Торцовая толщина ножки зуба шевера

= фо [$юо/(Фюсоз ршо) + ту а«шо ~ 1ПУ а/о].

44.	Ширина впадины зубьев по окружности ножек
Т/ю = лфо/зо - $/*о*

Для модулей больше 2 мм необходимо выдерживать Т#о
> 1,5...2 мм; в противном случае следует уменьшать Да.

45.	Диаметр отверстий в шевере для выхода гребенки, обра-
зующей канавки на боковых сторонах зуба

Фв ~ Т/ю + (2...3) мм.

46.	Диаметр окружности центров отверстий

=	~ д^св ~^0 *
47.	Угол наклона осей просверленных отверстий

18 (р =	Ро/<^о.

48.	Полная высота зуба шевера

Ло = О,5(^ао - ^/о).

49.	Ширина шевера выбирается в зависимости от метода ше-
вингования. При параллельном методе В = 16 мм при 4о ** 85 мм;
В = 20 мм при е/о = 180 мм; В = 25 мм при = 240 мм.

Для диагонального метода

Во = В181Пу/8Ш(8 + у),

где В1 — ширина зубчатого венца обрабатываемого колеса; у угол
скрещивания осей шевера и колеса; 8 — угол между осью колеса и
движением подачи (рис.8.18).

При касательном шевинговании Во = В118У*

Наименьшая ширина шевера при диагональном и касатель-
ном шевинговании должна быть Во = Во + АВ + (2...3) мм; АВ при-
ближенно равна

АВ»л/^аО со8а* 81пу.

50.	Выбор диаметра посадочного отверстия. Диаметр посадоч-
ного отверстия шевера принимается с учетом диаметра шпинделя зу-
бошевинговального станка по табл.8.16.

51.	Форма и размеры канавок. Шеверы для обработки зубча-
тых колес с модулем тпл = 2...8 мм (рис.8.19) снабжаются канавками
прямоугольной формы, прорезанными на каждой стороне зуба. Ка-
навки располагаются в плоскостях, перпендикулярных оси
(рис.8.19, а) или линии зуба (рис.8.19, б) на делительном диаметре
шевера. Рекомендуемые размеры канавок приведены в табл.8.17.

Рис.8.18. Схемы шевингования: а — параллельное; б — диагональное;
в — касательное; 1, 2 — начальное и конечное положения заготовки
Рис<8.19. Форма и размеры стружечных канавок шеверов модулей
более 1,75 мм

Таблица 8.17

Размеры стружечных канавок шеверов

7Пп> ММ	йо, мм				
	180 и 250			180	|	|	250
	1	* 1	1	5	п	
		не менее		не менее	
От 2 до 2,75	0,6	2,2	1,1	7	9
3	0,8				
Свыше 3 до 5	1,0				
Свыше 5 до 8		2,4	1,2	7	8

Для уменьшения зоны контакта между зубьями шевера и об-
рабатываемого колеса и увеличения контактного давления на боко-
вых поверхностях зуба шевера рекомендуется выполнять две груп-
пы равномерно расположенных пересекающихся канавок
(рис.8.20). Они протягиваются от вершины зуба шевера до впади-
ны и образуют ромбические выступы. Ширина, глубина, направле-
ние и взаимное расположение канавок для размещения стружки оп-
ределяются в соответствии со схемой резания при шевинговании.

Площадь контакта боковых поверхностей зубьев описываемого ше-
вера и обрабатываемого колеса значительно меньше, чем у шевера,
канавки которого лежат в плоскостях, перпендикулярных оси шевера,
а контактное давление и глубина врезания режущих кромок зубьев
шевера больше. Вследствие этого уменьшается трение режущих кро-
мок о поверхности зубьев обрабатываемого колеса, что снижает износ
и повышает стойкость шевера. Такие шеверы меньше подвергаются
влиянию возникающих вибраций, что особенно важно при обработке
закаленных зубчатых колес.
Рис.8.20. Зуб шевера
с пересекающимися
стружечными канавками

У шевера для отделки зубчатых
венцов твердостью НВ > 500 срезают
боковую поверхность зубьев по длине
между двумя крайними направляю-
щими ленточками и по середине зуба
закрепляют тонкую режущую вставку
из твердого сплава или керамики
(рис.8.21). На наружной поверхно-
сти вставка образует уступ высотой
а = 0,2...0,3 мм и шириной
Ъ = 0,3... 1,5 мм, которым снимается

припуск с поверхности зубьев обраба-
тываемого зубчатого венца. При необ-
ходимости на передние поверхности
зубцов шевера наносится износостойкое
покрытие из нитрида или карбида ти-

тана. На задние (контактные) поверхности зубцов шевера, которыми
они зацепляются с профилями зубьев обрабатываемого колеса, покры-

тие наносить нецелесообразно, т.к. применяемые покрытия имеют
очень низкий коэффициент трения, что вызывает уменьшение глуби-
ны внедрения зубцов шевера

Рис.8.21. Зуб шевера для отделки
закаленных зубчатых венцов

и толщины срезаемого слоя.
Поскольку перетачивание
шевера производится по про-
филю зубьев, оставлять по-
крытие не имеет смысла, т.к.
оно будет снято при пере-
шлифовывании.

52.	Допуски и техни-
ческие требования к изго-
товлению шеверов прини-
маются по ГОСТ 8570-80Е*.
53. Оформляется рабочий
чертеж (рис.8.22) инстру-

мента на котором приводится табл.8.18.
Модуль нормальный	пгЛ	
Число зубьев	3	
Направление линии зубьев	—*	
Угол профиля	а	
Толщина зубьев по делительной окружности	8п	
Погрешность профиля	ъ	
Предельная погреш- ность окружного шага		
Накопленная погреш- ность окружного шага	Гр	
Радиальное биение зубчатого венца	Рг	
Погрешность _ направления зуба	Гр	
Шаг зубьев нормальный	р»	
Делительный диаметр	4	
Ход зуба	р*	
Угол профиля торцовый	а<	
Основной диаметр		

1.	НВСэ 64...66

2.	Маркировать: ,т =
р=>	, а =	,^ =

Число зубчиков "
Число канавок ~

Рис.8.22. Рабочий чертеж-слепыш дискового шевера

со
Таблица 8.18

Таблица к чертежу дискового шевера

Модуль нормальный	тп, мм
Угол профиля	<х°
Угол профиля торцовый	(Хт°
Число зубьев шевера	«0
Делительный диаметр	б/о, мм
Диаметр основной окружности	с/дО, мм
Толщина зубьев нормальная по дуге делительной окружности	8Д, ММ
Шаг зубьев нормальный	Рп, мм
Угол наклона линии зуба	Ро°
Направление линии зуба	
Погрешность направления зуба	
Погрешность профиля	Ро
Разность окружных шагов	/ЛаО
Накопленная погрешность окружного шага	К РЮ
Радиальное биение зубчатого венца	
Отклонение высоты головки зуба	^гО

8.7.	ЧЕРВЯЧНЫЕ ШЕВЕРЫ

Червячные шеверы используются при изготовлении червяч-
ных колес высокой точности. По своей конструкции они представ-
ляют собой червячную фрезу с мелкими зубьями (рис.8.23). Так
как червячный шевер можно изготовить по всем элементам в точ-
ности соответствующим червяку, который будет работать в паре с
червячной шестерней, и так как влияния затылования, которое
вносит дополнительные искажения в профиль фрезы, в червячном
шевере можно избежать, то последний является совершенно точ-
ной копией червяка и может обработать впадину червячного коле-
са с необходимой точность. Канавки для стружки, которые обра-
зуют режущие кромки червячного шевера на боковых профилях
винтов, делают обычно небольшими. Направлением канавок можно
регулировать характер образования стружки, а следовательно, и
шероховатость обрабатываемого колеса.

Червячный шевер может иметь профиль архимедова червяка,
профиль эвольвентного червяка или прямолинейный профиль в
нормальном сечении. Эту возможность из- готовить червячный
шевер для любого типа червяка используют в машиностроении, и в
точных червячных парах рекомендуется окончательную обработку
колеса производить червячным шевером. Профиль зуба червячного
шевера шлифуют в зависимости от типа червяка на различных
шлифовальных станках для червяков.

Исходными данными для расчета червячного шевера являют-
ся параметры червяка:
Рис. 8.23. Червячный шевер

со

со
1)	модуль осевой т;

2)	профильный угол (хч;

3)	диаметр делительной окружности ф;

4)	диаметр окружности выступов дач\

5)	диаметр окружности впадин фч;

6)	число заходов пч;

7)	шаг осевой рхч*,

8)	ход ПчРч;

9)	направление винтовой линии нарезки;

10)	угол подъема винтовой линии нарезки на делительном
цилиндре уч;

11)	длина нарезанной части

12)	тип червяка (архимедов, эвольвентный и т.д.);

13)	радиальный зазор в передаче с;

14)	допускаемое направление ввода червяка при сборке пере-
дачи (радиальное, тангенциальное).

Расчет выполняется в следующей последовательности.

1.	Выбор конструкции шевера в зависимости от направления
подъема линии нарезки. Как уже отмечалось выше, червячный
шевер в этом смысле идентичен конструкции червяка пары.

Расчет конструктивных параметров шевера.

2.	Наружный диаметр Фо «= дач + 2с.

3.	Внутренний диаметр фо = фч.

4.	Делительный диаметр до — ф.

5.	Число заходов по в Пч.

6.	Направление нагрузки — аналогично червяку пары.

7.	Угол подъема винтовой линии нарезки на делительном
диаметре уо == Уч.

8.	Осевой шаг ро = рч; осевой ход поро.

9.	Высота головки зуба шевера йао = О,5(Фо ~ Ф);

10.	Высота ножки зуба шевера фо = 0,5(ф - фо);

11.	Полная высота зуба ко = као + к/о-

12.	Толщина зуба по делительной окружности в осевом сечении
зо == пт/2, в нормальном сечении = лтпсо8уо/2.

13.	Радиус закругления головки зуба п « с.

14.	Размеры канавки по дну впадины между зубьями шевера:
глубина ф = 1,5...2 мм, радиус гк = 0,5йк, ширина В принимается
по конструктивным соображениям.

15.	Углы профиля в осевом сечении для архимедова червяка
(Хпр = ОСлев ~ (Хч«

Определение количества и размеров стружечных канавок на
шевере.

16.	Глубина стружечных канавок по цилиндру и боковым
сторонам витка (см. рис.8.21) к = 1,5...2,0 мм.
17.	Угол угловой фрезы для прорезания стружечных канавок
по наружному цилиндру е « 75...800.

18.	Ширина ленточек зубьев / = 0,3...0,5 мм.

19.	Окружной шаг зубьев по наружному диаметру принима-
ется 1о - 8...12 мм, по внутреннему ^овн = 4...6 мм в зависимости от
модуля.

20.	Число зубьев по окружности г *	обычно ок-

ругляется до четного числа, являющегося множителем 360°.

21.	Угол наклона режущих кромок на боковых сторонах
витков обычно = 7°.

22.	Углы наклона передних граней зубьев на боковых сто-
ронах профиля относительно оси шевера = Д).

23.	Угол между передней и задней поверхностями двух со-
седних зубьев по боковой стороне витка \|/ = 75...80°.

24.	Радиус перехода спинки зуба к ленточке на боковых сто-
ронах г = 4...6 мм. Более точно у и г можно определить прочерчи-
ванием профиля в большом масштабе с учетом углов X
(см. рис.8.23).

Определение конструктивного исполнения шевера и его
длины.

25.	На первом этапе принимаем, что шевер насадной, диа-
метр посадочного отверстия выбирается по табл.8.7 аналогично
п. 22 разд. 8.4.5 (согласно ГОСТ 9472-90).

26.	Производится проверочный расчет на прочность. Приме-
нение насадного шевера с осевым шпоночным пазом возможно,
если выдерживается соотношение

С^аО/2 На® ~~ (С1 *“ 0,5<^отв) > 0,3с/отв,
а с торцовым пазом — если выдерживается соотношение

Ь'аО 0,5($в > 0,3(^отв>

где <^в — диаметр выточки в отверстии, С1 — размер по шпоночно-
му пазу согласно ГОСТ 9472-90. Если данное условие не выполня-
ется, шевер должен быть хвостовым.

27.	Длина нарезанной части хвостового шевера или длина на-
садного шевера

Ь1 - Ьч + 1,5ро.

28.	Общая длина хвостового шевера

Ь »	+ 12 + 1%

с последующим округлением. Значения длин хвостовиков 12 и 1з
принимаются согласно рис.8.13 (см. разд. 8.4.5).

В случае .использования насадного шевера значения 12 и 1$
необходимы для расчета длины оправки.

29.	На чертеже червячного шевера располагают табл.8.19.
Таблица 8.19

Таблица к чертежу червячного шевера

Модуль	тп, мм
Угол исходного контура	а°
Число заходов	п
Угол подъема витков	т°
Направление витков	
Шаг зубьев осевой	ро» мм
Толщина зубьев по нормали	Зп, мм
Толщина зубьев в осевом сечении	80, ММ
Число зубьев по окружности	2
Расчетный диаметр	<2, мм
Предельное отклонение шага между соседними одноименными профилями	/ро
Предельная накопленная ошибка шага	Рро
Допуск радиального биения витков	/г г а 0

Эффетивным методом совершенствования конструкций червячных
шеверов является оптимизация геометрии передней поверхности
стружечных канавок инструмента и значений передних углов у режу-
щих кромок. Для уменьшения трудоемкости образования оптималь-
ных углов у может быть использован шевер, на боковых поверхностях
зубьев или витков которого канавки просверлены до выполнения опе-
рации витков (рис.8.24). Канавки ограничены одной или несколькими
цилиндрическими или коническими поверхностями, оси которых
параллельны боковой поверхности витка, а угол наклона образующей

Рис.8.24. Червячный шевер с оптимальными передними углами
режущих кромок
относительно оси отверстия составляет 8 = 0...50. Передний угол у мо-
жет быть любой величины в диапазоне от -10 до 15°. Боковые по-
верхности витков на участках между канавками могут иметь поднут-
рения для образования задних углов а в диапазоне от 0 до 5°. Стру-
жечные канавки могут иметь комбинированную форму в виде двух
пересекающихся цилиндров радиусами Виг. Аналогичный подход
может быть предложен для совершенствования стружечных канавок
дисковых шеверов.
9.	ЭКСПЛУАТАЦИЯ РЕЖУЩИХ
ИНСТРУМЕНТОВ

9.1.	НОРМИРОВАНИЕ РАСХОДА ИНСТРУМЕНТОВ

В настоящее время выбор правильных условий эксплултл
ции инструмента не менее важен, чем разработка высокопроил
водительной и надежной его конструкции. В понятие условий
эксплуатации можно включить расчет технически обоснованных
норм его расхода, выбор технологической среды, восстановление
работоспособности после отказа, контроль качества инструмента
после этого восстановления и его подготовка к последующему
использованию»

Вопросы, посвященные эксплуатации инструмента, в курсо-
вом проекте могут быть сгруппированы в отдельные разделы, либо
рассмотрены в ходе выполнения других разделов» И в том, и в дру-
гом случае необходимо рассмотреть все перечисленные выше во-
просы.

Нормирование расхода инструмента следует начинать с рас-
чета режима резания и определения нормативного периода стойко-
сти инструмента. Режимы резания рассчитывают с учетом условий
обработки детали, указанной в задании и используемого для этою
оборудования. Для универсального оборудования следует использо-
вать справочники [20, 21, 31], для станков с ЧПУ — [19, 34, 35], для
специализированных станков поточного производства и станков-
автоматов — [25], для агрегатных станков и автоматических ли-
ний — [32].

После расчета режима резания определяют основное время
работы данным инструментом по всем переходам операции. Для
расчета можно использовать рекомендации, приведенные в [20,
21, 33]. Тогда норма расхода инструмента Нр на 1000 ч. основ-
ного времени определяется для инструментов, стойкость кото-
рых измеряется в минутах времени резания (резцы, сверла,
фрезы и т.д.)

У

Нп	1000, мин,

р у

где Е*о — основное время по всем переходам; ЕТ - Т(п + 1)
расчетный срок службы инструмента с учетом нормативного
количества переточек п; ЕТ - Тк — расчетный срок службы не-
перетачиваемой пластины с учетом нормативного числа перио-
дов стойкости к; Т — нормативный период стойкости; ку — ко-
эффициент случайной убыли.
Количество переточек и коэффициент случайной убыли
определяют по справочникам [4, 10, 20, 21]; величину к — по
справочнику [4] или из табл. 9.1.

Таблица 9.1

Нормативное число периодов стойкости неперетачиваемых пластин

Число периодов стойкости	Форма пластины, код  - Л	...					
	параллело- граммная К	трехгранная Т	квадратная 8	пятигранная Р	неправиль- ный шести- гранник ТГ	круглая В
к	1,6/1,9	2,4/2,8	3,2/3,8	4,0/4,8	2,5/2,9	5,6/67

Примечание: в числителе — для черновой, в знаменателе — для
чистовой обработки.

Для инструментов, стойкость которых измеряется в метрах
пути резания

У/

Нр=^—	1000, мин,

ЪТ1

где — длина всех поверхностей детали, обрабатываемых данным
инструментом; ЕТ/ — расчетный срок службы инструмента с уче-
том количества переточек.

Годовой расход данного инструмента

где П — годовая программа выпуска деталей.

С учетом нахождения инструментов на участках размерной
настройки, заточки и необходимости страхового запаса, оборотный
фонд режущего инструмента

Н - Нф + Нм,
где Нф — минимальный оборотный фонд, определяемый из [19];
Нм — среднемесячная норма расхода инструмента.

С некоторым приближением можно принять Н = ЗНМ.

Пример 1. Сверло (1 = 9 мм Р6М5 ГОСТ 10903-77 использует-
ся для обработки с охлаждением глухого отверстия глубиной 25 мм
детали из стали 45 НВ 197...228. Годовая программа —
120000 деталей. Станок 2Н135. Определить годовую потребность в
сверлах.
По справочнику [31] с учетом паспортных данных стан-
ка находим 8 = 0,20 мм/об., Т = 25 мин; V = 28,3 м/мин; п
- 1000 об/мин. Основное время

1О = (25 + 4)/(0,20 ‘ 1000) = 0,145 мин.

По справочнику [10] число переточек сверла л = 42, коэфф и
циент случайной убыли ку = 1,1. Норма расхода на 1000 ч. основ
ного времени

Нр = 0,145 • 1,1 • 1000/25 (42 + 1) = 0,148 шт.

Расход сверл

Р = 0,1481 • 20000/1000 = 17,8 « 18 шт.

Пример 2. Резец оснащенный квадратной пластиной из твер-
дого сплава Т15К6 используется при черновой обработке детали из
стали 45, св = 750 МПа; длина обработки 80 мм, припуск на сторо-
ну 5 мм, диаметр заготовки 110 мм; станок 16К20ФЗ. Годовая про-
грамма выпуска деталей 8000 шт. Определить годовую потребность
в пластинах и оборотный фонд.

По справочнику [34] находим I - 5 мм, 8 = 0,70 мм/об.; Т =
30 мин; V = 120 м/мин; п = 350 об/мин. Основное время

е0 = (80 + 6)/0,70 • 350 - 0,35 мин.

По табл. 9.1 к - 3,2, по справочнику [10] ку = 1,25. Норма
расхода на 1000 ч. основного времени

Нр = 0,35 • 1,25 • 1000/30 • 3,2 = 4,56 пластины.

Годовой расход пластин

Р ® 4,56 • 8000/1000 = 37 пластин.

Оборотный фонд Н = 3 ♦ 37/12 = 10 пластин.

9.2.	ВЫБОР ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СРЕДЫ

Рациональное использование технологических сред, в первую
очередь жидкостей, является одним из резервов повышения эф-
фективности эксплуатации режущих инструментов. Выбор опти-
мальных составов СОЖ осуществляется по справочникам [3, 28].
Укрупненные рекомендации приведены в табл. 9.2. На ее основе
легко подобрать универсальные СОЖ для обработки деталей на
многооперационных станках.
Таблица 9.2

СОЖ, используемые при работе инструментами из быстрорежущих сталей и твердых сплавов

Характер обработки	Обрабатываемый материал					
	инструменталь- ные стали	конструкционные стали	нержавеющие стали	чугун	алюминиевые сплавы	медные сплавы
Токарная обработка черновая	Аквол-6 (5-8)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (3-5)	Аквол-10‘ (3-5)	ЭТ-2 (5-8)	Укринол-1 (3-5)
	Аквол-10м (5-8)	Аквол-10м (5-8)	Аквол-10м (5-8)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (5-9	ЭТ-2 (3-5)
	МР-1у (100)	МР-1у (100)	МР-1у (100)		Аквол-11 (3-8)	
Токарная обработка чистовая	Аквол-10м (5-8)	Укринол-1 (8-5)	Укринол-1 (3-5)		Аквол-11 (5-9)	Укринол-1 (3-5)
	Аквол-6 (5-8)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м (3-5)		ЭТ-2 (3-5)
Сверление, зенкерование	Укринол-1 (5-8)	Укринол-1 (5-10)	Укринол-1 (5-10)	Укринол-1 (3-5)	ЭТ-2 (5-8)	Укринол-1 (3-5)
	Аквол-10м (5-8)	Аквол-10м (5-10)	Аквол-10м (5-10	Аквол-10м (3-5)	Аквол-11 (3-8)	ЭТ-2 (3-5)
			Аквол-14 (Ю)			
	МР-1у (100)	МР-99 (100)	МР-1у (100)			
	МР-99 (100)		МР-99 (100)			
Развертывание, резьбонарезание, протягивание	Аквол-6 (5-10)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (3-5)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-11 (5-10)	Укринол-1 (4-6)
	Укринол-1 (5-10)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м  __	(3-5)	Укринол-1 (5-10)	Укринол-1 (5-10)	ЭТ-2 (6-8)
	ОСМ-3 (100)	МР-1у (100)	Аквол-14 (Ю)		ОСМ-3 (100)	ОСМ-3 (100)
						
		ОСМ-3 (100)	МР-1у (100)		МР-4 (100)	
			ОСМ-3 (100)			
Обработка на токарных автоматах	МР-4 (100) _	МР-1у (100)	МР-1у (100)		ОСМ-3 (100)	_	
	ОСМ-3 (100)				МР-4 (100)	ОСМ-3  (100)
	МР-99 (100)					
Фрезерование черновое	Аквол-10м (5-8)	Укринол-1 (8-5)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (3-5)	Аквол-11 (3-8)	Укринол-1 (3-5)
	Укринол-1 (5-8)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м (3-5)	Укринол-1 (5-1)_	ЭТ-2 (4-6)	.
	МР-1у (100)	Аквол-14  (5)	Аквол-14  (15)			ОСМ-3 (100)
	МР-99 (5-10)	МР-99 (5-10)	МР-99 (5-10)			
			ОСМ-3 (100)			
Фрезерование чистовое	Укринол-1 (5-8)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (3-5)	Укринол-1 (3-5)	ЭТ-2 (5-8)	Укрииол-1 (3-5)
	Аквол-10м (5-10)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-10м (3-5)	Аквол-11 (3-8)	Аквол-11 (3-8)	ЭТ-2 (3-5)
	МР-1у (100)	МР-99 (5-10)	Аквол-14  (10)		Укринол-1 (5-1)	ОСМ-3 (100)
	МР-99 (10-20)		МР-99 (5-10)			
Зубообработка	МР-99 (20-50)	МР-1у (100)	МР-4 (100)	ОСМ-3  (100)	ОСМ-3 (100)	ОСМ-3 (100)
	ОСМ-3 (100)	МР-99 (5-10)	МР-1у (100)		МР-4 (100)	
			ОСМ-3 (100)			

Примечания: 1. В скобках приведена концентрация растворов в процентах.

2. СОЖ расставлены в порядке снижения предпочтительности
После выбора СОЖ рассчитывают годовую потребность в ней
согласно табл. 9.3.

Если полезная емкость резервуара для СОЖ неизвестна, ее
можно условно принять 100 л (графа 1). Расход СОЖ зависит от
режима работы станка, температуры окружающей среды, количе-
ства образующейся стружки, наличия в станке отстойников, огра-
ждений, условий регенерации и т.д. Согласно усредненным дан-
ным, суточный расход для эмульсионных, синтетических и полу-
синтетических СОЖ составляет 25%, а для масляных — 2% от
объема, залитого в станок (графа 3). Потребность в основных мате-
риалах (графа 5) определяют исходя из концентрации СОЖ
(см. табл. 9.2).

Таблица 9.3

Годовая потребность в СОЖ

Потребность в СОЖ для заполнения системы, т		Расход СОЖ, т		Потребность в основных материалах, т
один залив	за год	в сутки	за год	
1	2	3	4	5

9.3.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ
РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ

В зависимости от конструктивных особенностей и требова-
ний производства восстановление работоспособности инструмен-
тов может осуществляться путем замены режущих элементов
(многогранных пластин); заточкой; наплавкой инструменталь-
ного материала на изношенные участки с последующей заточ-
кой; перешлифовкой на меньшие размеры.

Первый способ наиболее характерен для инструментов, рабо-
тающих в условиях автоматизированного производства — станков
с ЧПУ, ГПМ, автоматических линий. В этом случае для каждого
инструмента наладки следует определить времена разборки, на-
стройки и сборки, воспользовавшись данными [19].

Наплавкой новых твердосплавных пластин обычно осуществ-
ляется восстановление напайных инструментов после окончатель-
ной потери ими работоспособности.

Перешлифовке на меньшие размеры подвергаются сменные
многогранные пластины и точный мерный инструмент. Пласти-
ны обычно перешлифовываются на меньшую длину и ширину с
сохранением толщины, при этом полностью удаляются изно-
шенные и выкрошенные участки. Эти участки можно удалить,
уменьшая толщину пластины. В этом случае на ней формирует-
309
ся стружколомающий порожек. Поскольку прочность таких
пластин ниже, их лучше в дальнейшем использовать на чисто
вых операциях.

Перешлифовку мерного инструмента на меньший рнимср
производят в случае катастрофического износа его калибрующей
части. Например, развертки перешлифовываются на другое иоле
допуска или на нестандартный меньший диаметр; метчики пере-
шлифовывают на меньший диаметр с тем же шагом.

Наиболее широко практикуется восстановление работоспо-
собности путем переточки инструмента. Она производится для всех
инструментов, кроме оснащенных сменными твердосплавными
пластинами. В этом случае в проекте должны быть указаны:
1) поверхности переточки; 2) допустимый износ инструмента и
величина стачивания; 3) характеристика заточного круга и режи-
мы заточки. Для п.п. 1 и 2 можно воспользоваться справочниками
и пособиями [8, 22, 38]. Выбор круга может быть осуществлен со-
гласно следующим рекомендациям.

Выбор размеров и формы шлифовального круга. Чем боль-
ше объем абразива в шлифовальном круге и размеры рабочей по-
верхности, тем выше стойкость круга. Поэтому размеры шлифо-
вального круга следует принимать по возможности наибольшими.
Ограничениями размеров круга являются технические возможно-
сти станка, недопустимые отклонения геометрических параметров
вследствие подрезания, появление дефектов на затачиваемых по-
верхностях при большей площади контакта круга с затачиваемой
поверхностью.

Например, известно, что при заточке передней поверхности
червячной фрезы тарельчатым кругом возникает отклонение обра-
зующей передней поверхности от радиальности. При использова-
нии конической поверхности круга это отклонение равно [14]:

/ -л2рв(гк1 -Ьсозак)
2(Рв2+г12Узшак

где к = т*1 - п — расстояние от начального цилиндра радиусом и до
точки, лежащей на радиусе п; Рв - Тв/2п — винтовой параметр пе-
редней поверхности; Тв — шаг стружечной канавки; гК1 = гКтах ~ (И -
г/ + 0,5иг)соз ак — радиус круга в точке контакта с начальной винто-
вой линией шлифуемой поверхности; г/ — радиус цилиндра впадин
зубьев фрезы; тп — модуль производящего червяка; ак — угол профи-
ля круга в точке контакта на начальном цилиндре.

Пример 3. Для однозаходной червячной фрезы тп - 10 мм; Тв
= 4223 мм; гКтах = 100 мм; и - 62,5 мм; г; = 50 мм; ак = 20° откло-
нение на периферии.
_12,52(4223/2л)2{[100-(62,5-50+0,5 10)со826Р]-12,5со820:>}

Т	2[(4223/2я)2 +62,52] 281п2ОР

=0,05 мм.

Это соответствует требованиям для фрез класса точности
НВ (0,063 мм), но не позволяет обеспечить более высокую точность.

Близкий подход характерен для выбора диаметра шлифо-
вального круга при переточке круглой протяжки. Для предотвра-
щения подрезания режущей кромки необходимо, чтобы радиус
кривизны круга был меньше радиуса кривизны передней поверх-
ности протяжки во всех точках их контакта, а именно:

К 8Шу

где 1>к, В — диаметры круга и протяжки; т = 0,8...0,9 — коэффи-
циент запаса; у — передний угол; Р — угол между осями круга и
протяжки.

При заточке передних поверхностей концевого инструмента
во избежание образования завала режущей кромки необходимо,
чтобы ширина рабочей поверхности круга была меньше ширины
затачиваемой поверхности, а кромка круга — заправлена по радиу-
су во избежание образования уступов на передней поверхности.

При заточке задних поверхностей инструмента с винтовыми
канавками (концевые и цилиндрические фрезы) ширина рабочей
поверхности круга не должна превышать 1~5 мм из-за опасности
подрезания режущей кромки.

При заточке торцом круга в случае появления дефектов на
затачиваемой поверхности следует уменьшить ширину рабочей
поверхности круга путем выбора соответствующей формы круга
или правкой круга с поднутрением.

Круги прямого профиля рекомендуются для заточки вручную
на точильно-заточных станках и для заточки на специальном обо-
рудовании сверл, зенкеров, долбяков, круглых протяжек, плашек.

Круги чашечной формы рекомендуются для заточки задних
поверхностей резцов, фрез, плоских протяжек, разверток, зенке-
ров, зенковок, сверл на универсальном и специальном оборудова-
нии.

Круги тарельчатой формы рекомендуются для заточки перед-
них поверхностей резцов, фрез, метчиков, разверток, зенкеров,
зенковок, плоских и круглых протяжек, для затылования метчи-
ков, червячных, дисково-модульных и фасонных фрез.

Круги дисковой формы рекомендуются для образования
стружколомающих канавок на резцах и протяжках.

Выбор абразивных материалов. Электрокорунд обеспечивает
высокую режущую способность шлифовальных кругов при обра-
311
ботке быстрорежущих сталей, но непригоден для твердых сплавов,
минералокерамики и сверхтвердых материалов.

Эльбор обладает высокой износостойкостью и обеспечивает
наибольшую размерную стойкость шлифовальных кругов при
обработке быстрорежущих сталей, но непригоден при обработке
твердых сплавов, минералокерамики и сверхтвердых материа-
лов. Из-за высокой стоимости эльбор целесообразно применять
при чистовых и доводочных операциях.

Карбид кремния зеленый обеспечивает высокую режущую
способность шлифовального круга при его работе в режиме са-
мозатачивания и применяется при черновой обработке твердых
сплавов и доводке быстрорежущих сталей.

Алмаз обладает наибольшей износостойкостью при обра-
ботке твердых сплавов, минералокерамики и сверхтвердых
материалов, но имеет низкую износостойкость при обработке
сталей.

При заточке инструментов из быстрорежущих сталей ре-
комендуется использовать:

электрокорунд белый 24А, 25А — для предварительных и
чистовых операций при нормальной шлифуемости стали (типа
Р6М5);

электрокорунды легированные 37А, 34А, 91А — для опера-
ций с повышенной интенсивностью съема металла и с повышен-
ными требованиями к кромкостойкости шлифовального круга;

монокорунд 43А, 44А, 45А — для предварительных и чисто-
вых операций при ухудшенной шлифуемости стали (типа Р9К10);

кубический нитрид бора ЛО, ЛП — для чистовых операций
при любой шлифуемости стали;

карбид кремния зеленый 64С — для доводочных операций
при нормальной шлифуемости стали;

алмаз синтетический АС2, АС4 — для доводочных операций
при ухудшенной шлифуемости стали.

При заточке инструментов из твердых сплавов рекомендуется
использовать:

алмаз синтетический марки АС2, АС4 (с покрытием) — для
чистовых и доводочных операций кругами на органических и ке-
рамических связках, АС6, АС16 — для предварительных и чисто-
вых операций износостойкими кругами на металлических связках;

карбид кремния зеленый 63С — для предварительных опера-
ций и совместной обработки твердого сплава и стальной державки.

Выбор зернистости шлифовального круга. Крупное зерно
обеспечивает интенсивный съем, предотвращает возникновение
прижогов на поверхности.

Мелкое зерно обеспечивает получение поверхностей точного
профиля с меньшей шероховатостью.

При заточке инструментов из быстрорежущих сталей реко-
мендуется:
электрокорунд зернистостью 40 — для предварительных опе-
раций с шероховатостью Ва = 1,6-0,8 мкм;

электрокорунд зернистостью 25, 16 — для чистовых опера-
ций с шероховатостью Ва - 0,8-0,2 мкм;

эльбор зернистостью 12, 10, 8, 6 — для доводочных операций
с шероховатостью Ва = 0,4-0,2 мкм;

карбид кремния зернистостью 6-8 — для доводочных опера-
ций с шероховатостью Ва = 0,2 мкм;

алмаз зернистостью 28/20 — для доводочных операций с ше-
роховатостью Ва = 0,2-0,1 мкм.

При заточке инструментов из твердых сплавов рекомендует-
ся:

алмаз 40/28 — 50/40 — для доводочных операций
с шероховатостью Ва = 0,10-0,20 мкм;

алмаз 50/40 — 80/63 — для чистовых операций
с шероховатостью Ва - 0,20-0,40 мкм;

алмаз 100/80 — 125/100 — для предварительных операций с
шероховатостью Ва = 0,40-0,80 мкм;

карбид кремния зеленый зернистостью 25-40 — для пред-
варительных операций с шероховатостью Ва = 0,8-1,6 мкм.

Выбор связки шлифовального круга. Керамическая связка
обеспечивает интенсивный съем металла, так как обладает хоро-
шей термостойкостью и высокой прочностью. Недостатком кера-
мической связки является ее хрупкость, поэтому она непригодна
при ударных нагрузках.

Бакелитовая связка позволяет получать меньшую шерохова-
тость поверхности. Она обладает более высокой прочностью на
сжатие и упругостью по сравнению с керамической, поэтому при-
годна для ударных нагрузок. Недостатки бакелитовой связки —
потеря прочности при температуре нагрева свыше 200°С и приме-
нении содовых растворов для охлаждения. Поэтому круги на орга-
нических связках имеют повышенный износ по сравнению с кру-
гами на керамических связках.

Металлическая связка обладает наибольшей прочностью и
обеспечивает высокую износостойкость и кромкостойкость шлифо-
вального круга. Недостаток металлической связки — необходи-
мость работать с охлаждением и применять специальные устройст-
ва для правки круга.

Для быстрорежущих сталей рекомендуются:

керамические связки типа К1* К5 — в случае предваритель-
ных и чистовых операций абразивными кругами, а типа СЮ —
чистовых операций кругами из эльбора;

бакелитовые связки типа Б — для чистовых и доводочных
операций кругами из монокорунда и карбида кремния зеленого, а
типа Б1, Б156, БИ-1 — чистовых и доводочных операций кругами
из эльбора и алмаза;
вулканитовые связки типа В — для прорезки стружколо
мающих канавок и порожков;

металлические связки типа М5-15, МВ1 для чистовых и
доводочных операций эльборовыми и алмазными кругами при по
вишенных требованиях к размерной стойкости круга.

Для твердого сплава рекомендуются:

керамические связки типа К1 — при черновых операциях кругами
из карбида кремния зеленого и совместной обработке твердого сила’
ва со стальной державкой алмазными кругами;

бакелитовые связки типа Б1,	01 — для чистовых

и доводочных операций алмазными кругами без охлаждения; типа
Т02, Б156, БП2 для чистовых и доводочных операций алмазными
кругами с охлаждением и при повышенных требованиях к размер-
ной стойкости круга; типа Б2 для обработки стружколомающих
канавок и лунок алмазными кругами; типа Б — для предваритель-
ных операций и совместной обработки твердого сплава со стальной
державкой кругами из карбида кремния зеленого;

металлические связки типа МВ1, ТМ2, МО13 — для чисто-
вых операций алмазными кругами с охлаждением при повышен-
ных требованиях к размерной стойкости круга, совместной обра-
ботке твердого сплава со стальной державкой с охлаждением, а
типа ПМ1, М15, ТМ2-5, МО13Э для совместной обработки твердо-
го сплава со стальной державкой алмазными кругами в электриче-
ском режиме.

Выбор твердости шлифовальных кругов на керамических и
бакелитовых связках. Шлифовальные круги высокой степени
твердости обеспечивают наибольшую размерную стойкость круга,
но работают с затуплением. Это вызывает опасность образования
дефектов на шлифуемой поверхности, необходимость частой прав-
ки круга и в результате снижает производительность обработки.

Мягкие шлифовальные круги работают с интенсивным само-
затачиванием, поэтому абразивные зерна имеют небольшую сте-
пень затупления, что позволяет производить обработку с наиболь-
шей производительностью. Однако такие круги не обладают доста-
точной размерной стойкостью, отличаются повышенным износом и
не пригодны для обработки фасонных поверхностей.

Наилучшие результаты по износостойкости и производитель-
ности обеспечивают шлифовальные круги средней степени твердо-
сти, работающие в режиме ограниченного самозатачивания. При
этом, чем выше степень твердости шлифовального круга, тем более
затупленными зернами работает шлифовальный круг и тем выше
опасность образования дефектов на обрабатываемой поверхности.

Чем ниже жесткость и виброустойчивость станка, тем выше
должна быть степень твердости круга.

При работе торцом круга следует применять более мягкие
круги, чем при работе периферией.
При обработке фасонных и прерывистых поверхностей твер-
дость круга должна быть выше.

Применение смазочно-охлаждающих жидкостей позволяет
использовать более твердые круги.

Чем больше площадь контакта круга с обрабатываемой по-
верхностью, тем мягче должен быть круг.

При появлении дефектов на обрабатываемой поверхности
следует применять более мягкие круги.

Круги на бакелитовой связке должны быть на одну-две степени
более твердыми, чем круги на керамической связке.

Для снижения шероховатости заточенной поверхности следу-
ет применять более твердые круги.

Для быстрорежущих сталей рекомендуются:

шлифовальные круги твердостью МЗ-СМ2 из электрокорунда
на керамической связке — для предварительных и чистовых опе-
раций торцом круга;

шлифовальные круги твердостью СМ1-С2 из электрокорунда
на керамической связке — для чистовых и доводочных операций
периферией круга;

шлифовальные круги твердостью СМ1-СМ2 из монокорунда,
карбида кремния зеленого на бакелитовой связке — для доводоч-
ных операций.

Для твердых сплавов рекомендуются:

шлифовальные круги твердостью М2-СМ1 из карбида крем-
ния зеленого на керамической связке — для предварительных опе-
раций и совместной обработки твердого сплава со стальной дер-
жавкой;

шлифовальные круги твердостью МЗ-С1 из карбида кремния
зеленого на бакелитовой связке — для предварительных операций
и совместной обработки твердого сплава со стальной державкой.

Выбор структуры шлифовальных кругов. Шлифовальные
круги средней структуры (5—8) имеют среднее соотношение доли
зерен и пор, позволяют производить обработку с большой интен-
сивностью съема и достаточной размерной стойкостью круга.

Шлифовальные круги открытой структуры (9—12) имеют
наименьшую долю зерен и наибольшую долю пор, что уменьшает
опасность засаливания рабочей поверхности, улучшают условия
охлаждения круга и изделия, снижают опасность образования де-
фектов. Однако круги открытой структуры обладают меньшей
прочностью.

Для снижения шероховатости поверхности следует приме-
нять круги более плотной структуры.

При ухудшении шлифуемости стали целесообразно использо-
вать для предварительных операций круги более открытой струк-
туры.
При большой площади контакта круга с изделием траЛувт1’н
применять круги более открытой структуры.

Для быстрорежущих сталей рекомендуются:

шлифовальные круги структуры 5—6 — на чистовых •опери
циях;

шлифовальные круги структуры 6—7 — на предварительным
операциях в случае нормальной шлифуемости стали;

шлифовальные круги 8—10 структуры — на предварительных
операциях в случае ухудшенной шлифуемости стали.

Для твердых сплавов рекомендуются шлифовальные круги
6—8 структуры — на предварительных операциях кругами из кар
бида кремния зеленого.

Выбор концентрации алмазных и эльборовых шлифоваль-
ных кругов. Шлифовальные круги с низкой концентрацией зерен
(2, 3) имеют небольшое весовое содержание зерен и большое со
держание связки, что улучшает условия закрепления зерен. Это
обеспечивает повышенную размерную стойкость мелкозернистых
кругов на бакелитовой связке при доводочных операциях.

Шлифовальные круги со средней концентрацией зерен (4)
имеют среднее соотношение доли зерен и связки, что является он
тимальным для чистовых операций.

Шлифовальные круги с повышенной концентрацией зерен (0)
имеют большую долю зерен и меньшую — связки, что улучшает
режущую способность круга, но уменьшает силы закрепления ио
рен. Поэтому повышенная концентрация зерен может быть реке
мендована только для кругов на высокопрочных металлических
связках.

Выбор режимов заточки. Повышение скорости шлифовиль
ного круга увеличивает его стойкость, производительность обрл
ботки, снижает шероховатость шлифованных поверхностей, но
вместе с тем увеличивает температуру шлифования. Поэтому но
вышение скорости шлифовального круга ограничивается полил они
ем дефектов на обработанной поверхности.

Повышение скорости изделия увеличивает производитель
ность обработки, при этом возрастает мгновенная температуря
шлифования, но одновременно уменьшается время контакт* Круга
с затачиваемой поверхностью, что благоприятно сказывается на
снижении температуры нагрева затачиваемой поверхности» Поэто-
му следует работать о максимально возможной скоростью изделия.
Ограничениями являются технические возможности оборудования,
повышенный размерный износ круга, появление дефектов ха зата-
чиваемой поверхности.

Увеличение глубины шлифования повышает производи-
тельность обработки, поэтому следует работать с максимально
допустимой глубиной шлифования. Ограничительными факто-
рами являются появление дефектов на затачиваемой поверхно-
сти, повышенный размерный износ круга, недопустимое увели-
чение шероховатости поверхности.
Определение оптимальных режимов заточки следует произ-
водить из условия получения заданных технических требований на
затачиваемый инструмент при минимальных затратах на опера-
цию.

Для быстрорежущих сталей

на предварительных операциях: скорость круга 20-25 м/с,
скорость изделия 3—5 м/мин, глубина шлифования 0,04—
0,06 мм/дв.ход;

на чистовых операциях: скорость круга 20—30 м/с, скорость
изделия 1—3 м/мин, глубина шлифования 0,02—0,04 мм/дв.ход;

скорость изделия 0,7—1 м/мин, глубина шлифования
0,005—0,01 мм/дв.ход.

на доводочных операциях: скорость круга 20-30 м/с;

Для твердых сплавов

на предварительных операциях кругами КЗ: скорость круга
9—12 м/с, скорость изделия 5—6 м/мин, глубина шлифования
0,04—0,05 мм/дв.ход;

на предварительных операциях алмазными кругами на ме-
таллических связках: скорость круга 20—25 м/с, скорость изде-
лия 2-3 м/мин, глубина шлифования 0,02—0,03 мм/дв.ход;

на чистовых операциях: скорость круга 20—25 м/с, ско-
рость изделия 1—1,5 м/мин, глубина шлифования 0,02—0,03
мм/дв.ход;

на доводочных операциях; скорость круга 20—25 м/с, скорость
изделия 0,5—1 м/мин, глубина шлифования 0,005—0,01 мм/дв.ход.

9-4- КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ВОССТАНОВЛЕННЫХ
ИНСТРУМЕНТОВ

И ПОДГОТОВКА ИХ К РАБОТЕ

После проработки вопросов переточки инструмента следует
указать, какие его параметры и как следует контролировать, чтобы
обеспечить требуемое качество. К таким параметрам относятся
углы режущих лезвий, отклонения формы и расположения режу-
щих кромок и т.д. В курсовом проекте необходимо указать средст-
ва контроля и привести его принципиальные схемы. В ходе проек-
тирования можно воспользоваться пособиями [8, 22, 29].

Подготовка режущих инструментов к работе рассматривает-
ся в ходе проектирования инструментальных наладок. Здесь не-
обходимо рассмотреть организацию работ на участке размерной
настройки инструментов, выполнить техническое нормирование
выполняемых работ (на годовую программу) [19], описать прибо-
ры и привести схемы настройки, выполнить расчеты наладочных
размеров.
ЛИТЕРАТУРА

1.	Балабанов А.Н.	Краткий спрппочиик тпхшнннн мишппн

строителя.— М.: Изд-во стандартов, 1992.	4(14 с.

2.	Баландин А.Д., Силищева А.Ф. Методический уктшнин по щи»
актированию фасонных резцов для проекта по курсу • Расчет и конструн
рование режущих инструментов».— Калуга.: КФ МВТУ, 1982.

3.	Бердичевский Е.Г. Смазочно-охлаждающие технологически!’
средства для обработки материалов. Справочник. — М.: Машиногтроечпкч
1984.— 224 с.

4.	Волович В.А., Керженцев А.Ф., Филатов И.Г. Нормирование рас
хода режущего инструмента в машиностроении.— Мн.: Беларусь, 1989.
176 с.

5.	Горецкая З.Д. Протягивание с большими подачами.— М.: Мат-
таз, 1960.— 204 с.

6.	Грановский Г.И., Панченко К.П. Фасонные резцы.— М.: Маши-
ностроение, 1975.— 309 с.

7.	Дарманчев С.К. Фасонные резцы.— М.: Машиностроение, 1968.

8.	Дибнер Л.Г. Справочник молодого заточника режущего инстру-
мента.— М.: Высш, шк., 1990.— 208 с.

9.	Зотов Ю.Н. Проектирование резьбообразующих инструментов.—
Г.: ГГУ, 1978.— 78 с.

10.	Инструкция о порядке разработки норм расхода режущего ин-
струмента на предприятиях машиностроения и металлообработки.— М.:
НИИМАШ, 1983.— 144 с.

11.	Инструмент для станков с ЧПУ, многоцелевых станков и
ГПС.— М.: Машиностроение, 1990.— 272 с.

12.	Кузнецов Ю.И., Маслов А.Р., Байков А.Н. Оснастка для станков
с ЧПУ.— М.: Машиностроение, 1990.— 512 с.

13.	Куклин Н.Г., Куклина Г.С. Детали машин.— М.: Высш, школа,
1987.— 383 с.

14.	Лагутин С.А., Сандлер А.И. Шлифование винтовых и затыло-
ванных поверхностей.— М.: Машиностроение, 1991.— 112 с.

15.	Люткевич Е.Г., Волчков А.И. Расчет зуборезного инструмен-
та.— Новочеркасск: НПИ6 1978.— 80 с.

16.	Мойсеенко О.И., Павлов Л.Е., Диденко С.И. Твердосплавные зу-
борезные инструменты.— М.: Машиностроение, 1977.— 190 с.

17.	Наружное протягивание. Часть I. Руководящие материалы.—
М.: НИИТАвтопром, 1962.

18.	Никитина 3.А. Инструкция по расчету червячных фрез.— М.:
ВНИИ, 1966.— 96 с.

19.	Обработка металлов резанием. Справочник технолога
/А.А. Панов, В.В. Аникин, Н.Г. Бойм и др.— М.: Машиностроение,
1988.— 736 с.

20.	Общемашиностроительные нормативы режимов резания. Т.1
/А.Д. Локтев, И.Ф. Гущин, В.А. Батуев и др.— М.: Машиностроение,
1991.— 640 с.

21.	Общемашиностроительные нормативы режимов резания. Т.2
/А.Д. Локтев, И.Ф. Гущин, В.А. Батуев и др.— М.: Машиностроение,
1991.— 304 с.
22.	Палей М.М., Дибнер Л.Г., Флид М.Д. Технология шлифования
и заточки режущего инструмента.— М.: Машиностроение, 1988.— 288 с.

23.	Прогрессивные режущие инструменты и режимы резания ме-
таллов: Справочник /В.И. Баранчиков, А.В. Жариков, Н.Д. Юдин,
А.И. Садыхов.— М.: Машиностроение: 1990.— 400 с.

24.	Протяжки для обработки отверстий. /Д-К. Маргулис,
М.М. Тверской, В.Н. Ашихмин и др.— М.: Машиностроение, 1986.—
232 с.

25.	Режимы резания металлов. Справочник. /Под ред.
Ю.В. Барановского.— М.: Машиностроение, 1976.— 407 с.

26.	Решетов Д.Н. Детали машин. Атлас конструкций. —М.: 1968.

27.	Романов В.Ф. Расчеты зуборезных инструментов.— М.: Маши-
ностроение, 1969.— 254 с.

28.	Смазочно-охлаждающие технологические средства для обработ-
ки металлов резанием. Справочник. /Под ред. С.Г. Энтелиса,
Э.М. Берлинера.— М.: Машиностроение, 1986.— 352 с.

29.	Справочник заточника /В.А. Кащук, Д.А. Мелехин,
Б.П. Бармин.— М.: Машиностроение, 1967.— 219 с.

30.	Справочник инструментальщика	/И.А. Ординарцев,

Г.В. Филиппов, А.Н. Шевченко и др.— М.: Машиностроение, 1987.—
846 с.

31.	Справочник технолога-машиностроителя. Т. 2 /Под ред.
А.Г. Косиловой, Р.К. Мещерякова.— М.: Машиностроение, 1986.— 496 с.

32.	Справочник технолога по автоматическим линиям
/А.Г. Косилова, А.Г. Лыков, О.М. Деев и др.— М.: Машиностроение,
1982.— 320 с.

33.	Тишин Д.С. Расчеты машинного времени работы на металлоре-
жущих станках.— М.: Машгиз, 1959.— 136 с.

34.	Фельдштейн Е.Э. Режущий инструмент и оснастка станков с
ЧПУ.— Мн.: Выш. шк., 1988.— 336 с.

35.	Фельдштейн Е.Э., Ивашин Э.Я., Корниевич М.А. Справочник
сверловщика.— Мн: Выш. шк., 1986.— 336 с.

36.	Фрайфельд И.А. Расчет и конструирование специального метал-
лорежущего инструмента.— М.— Л.: Машгиз, 1957.— 196 с.

37.	Фрумин Ю.Л. Комплексное проектирование инструментальной
оснастки.— М.: Машиностроение, 1987.— 344 с.

38.	Централизованная заточка режущих инструментов на станкоза-
водах.— М.: НИИМАШ, 1983.— 108 с.

39.	Шатин В.П. Режущий и вспомогательный инструмент. Спра-
вочник.— М.: Машгиз, 1968.

40.	Шатин В.П., Шатин Ю.В. Справочник конструктора-
инструментальщика.— М.: Машиностроение, 1975.— 456 с*

41.	Щеголев А.В. Конструирование протяжек.— М.— Л.: Машгиз,
1960.— 352 с.

42.	Ящерицын П.И., Еременко М.Л., Фельдштейн Е.Э. Теория ре-
зания. Физические и тепловые процессы в технологических системах.—
Мн.: Выш. шк., 1990.— 512 с.
СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ............................................... . 3

1.	ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ РЕЖУЩИХ
' ИНСТРУМЕНТОВ.................................... I

1.1.	Элементы конструкции и составные части
инструментов................................... 4

1.2.	Цель и задачи проектирования инструмента.. 4

1.3.	Проектирование рабочей части.............. 7

1.4.	Проектирование присоединительной части....33

1.5.	Проектирование направляющей части.........39

1.6.	Разработка технических требований.........42

1.7.	Организация проектирования инструмента....45

2.	СТРУКТУРА И СОДЕРЖАНИЕ КУРСОВОГО
И ДИПЛОМНОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ.......................47

2.1.	Типовая структура и содержание дипломных проектов . 47

2.2.	Содержание курсового проекта............. 57

2.3.	Указания по оформлению проекта............57

3.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЦОВ................68

3.1.	Проектирование резцов общего назначения...68

3.2.	Проектирование фасонных резцов........... 74

4.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ФРЕЗ.................109

4.1.	Конструктивные элементы фрез.............109

4.2.	Расчет фрез для обработки фасонных поверхностей.125

5.	ПРОТЯЖЕК ДЛЯ ОБРАБОТКИ ВНУТРЕННИХ И
НАРУЖНЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ.............................129

5.1.	Выбор конструктивных элементов протяжек.........129

5.2.	Особенности проектирования квадратных
и шестигранных протяжек

5.3.	Особенности расчета шпоночных протяжек...177

5.4.	Расчет секций наружных протяжек..........183
6.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ИНСТРУМЕНТОВ ДЛЯ
ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ...............................192

6.1.	Проектирование сверл с винтовыми канавками.192

6.2.	Проектирование сборных сверл...............197

6.3.	Проектирование зенкеров....................202

6.4.	Проектирование разверток...................208

7.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ РЕЗЬБООБРАЗУЮЩИХ
ИНСТРУМЕНТОВ......................................221

7.1.	Проектирование метчиков....................221

7.2.	Проектирование резьбонарезных гребенок.....232

7.3.	Расчет и проектирование резьбовых фрез.....232

7.4.	Проектирование метчиков-раскатников........241

8.	РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЗУБОРЕЗНЫХ
ИНСТРУМЕНТОВ......................................246

8.1.	Червячные фрезы для обработки цилиндрических
зубчатых колес..................................246

8.2.	Расчет чистовых и черновых червячных фрез общего
назначения......................................248

8.3.	Особенности расчета червячных фрез для нарезания
колес под шевингование.........................258

8.4.	Расчет червячных фрез для нарезания червячных
колес..........................................263

8.5.	Долбяки для обработки цилиндрических колес.271

8.6.	Дисковые шеверы............................289

8.7.	Червячные шеверы...........................297

9.	ЭКСПЛУАТАЦИЯ РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ..............303

9.1.	Нормирование расхода инструментов..........303

9.2.	Выбор технологической среды..............  305

9.3.	Восстановление работоспособности режущих
инструментов.................................  308

9.4.	Контроль качества восстановленных инструментов
и подготовка их к работе.......................316

ЛИТЕРАТУРА........................................317