/
Автор: Бердников Л.Н. Подпоркин В.Г.
Теги: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы металлорежущие станки режущие инструменты фрезерные станки металлообработка фрезерное дело
Год: 1972
Текст
Chipmaker.ru
В.Г. Подпоркин
Л.Н. Бердников
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ
МАТЕРИАЛОВ
В. Г. Подпоркин
Л. Н. Бердников
Chipmaker.ru
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ
МАТЕРИАЛОВ
ИЗДАТЕЛЬСТВО „МАШИНОСТРОЕНИЕ"
ЛЕНИНГРАД 19 72
GH 1.61
ПИ
УДК 621.914.1 н- 669.14.018.14
Фрезерование труднообрабатываемых материалов. Под-
ло р к и п В. Г., Б е р д и и к о в Л. Н., «Машиностроение».
1972 г. 112 стр. Табл. 29. Илл. 60. Библ. 50 назв.
В книге рассмотрена обработка жаропрочных и марганцо-
вистых материалов концевыми и дисковыми фрезами. Приведены
основные характеристики обрабатываемости этих материалов,
результаты исследования по определению оптимальной формы
режущего клина применительно к зубу концевой фрезы, реко-
мендации по выбору марки инструментального материала, углов
заточки режущего инструмента и оптимальных параметров ре-
жима резания.
Рассмотрены некоторые причины образования сколов и вы-
крашиваний твердосплавного режущего инструмента при фре-
зеровании труднообрабатываемых материалов.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников
машиностроительных заводов и научно-исследовательских ин-
ститутов.
3—12—4
84—72
Chipmaker.ru
Рецензент каид. техн, паук В. А. Ьлюмберг
ПРЕДИСЛОВИЕ
В последние годы вследствие интенсивного развития атомной
энергетики, ракетной техники, турбостроения и других отраслей
машиностроения начали получать широкое применение материалы
с улучшенными и специальными характеристиками и свойствами.
В основном это жаропрочные, жаростойкие и износостойкие стали
и сплавы, обработка которых давлением и резанием существенно
затруднена.
Программой КПСС предусмотрено дальнейшее увеличение
количества машин, работающих в условиях больших температур и
давлений, высоких скоростей. В связи с этим к деталям из жаро-
прочных, жаростойких и износоустойчивых материалов предъ-
являются повышенные требования: высокая прочность, стойкость,
неокисляемость при высоких температурах, сохранение заданной
точности размеров и качества поверхностного слоя сопрягаемых
поверхностей.
Большинство деталей этих машин получает свою окончательную
форму, размеры, установленное качество поверхностного слоя при
обработке различными режущими инструментами. Силовые и
тепловые нагрузки, возникающие в процессе резания, оказывают
превалирующее действие на формирование поверхностного слоя
деталей машин. Необходимо заметить, что нагрузки при обработке
жаропрочных, жаростойких и износостойких материалов в 2—
3 раза превышают нагрузки при обработке обычных углеродистых
сталей, вследствие чего незначительная ошибка в выборе скорости
или подачи при резании труднообрабатываемых материалов обу-
словливает существенное изменение тепловых и силовых нагрузок,
а следовательно, и изменение качества поверхностного слоя и
эксплуатационных параметров детали.
Трудность назначения параметров режима резания заклю-
чается также еще и в том, что эмпирические зависимости, харак-
теризующие влияние отдельных переменных величин на стойкость
режущего инструмента, применительно к фрезерованию трудно-
обрабатываемых материалов справедливы только для относительно
узкого диапазона изменения переменных параметров. Экстрапо-
ляция за пределы этого диапазона обусловливает погрешности
в назначении режимов резания, поэтому изучение свойств
I* 3
Таблица 1
Перевод единиц измерения, используемых в книге,
в международную систему
Наименование величины | В системе МКГСС
Единица измерения | Содержит единиц СИ
Масса кГ • сек2 9,80665 кг
м
Сила кГ 9,80665 Н
Работа кГ -м 9,80665 Дж
Мощность кГ -м сек 9,80665 Вт
Давление кГ см2 98066,5 Па
Удельный вес кГ м3 9,80665 Н/м3
Вязкость динамическая кГ • сек м2 9,80665 Па - с
Количество теплоты ккал 4,1868 • 103 Дж
Удельная теплоемкость ккал 4,1868 • 103 Дж/кг-К
кг • град
Плотность теплового потока ккал 1,1630 В т/м2
м2 • ч
Теплопроводность ккал 1,1630 Вт/(м-К)
м -ч-град
Коэффициент теплоотдачи (теплопередачи) ккал 1,1630 Вт/(м2-К)
м2 • ч-град
жаропрочных, жаростойких и износостойких материалов с целью
улучшения их обрабатываемости резанием представляет важную
народнохозяйственную задачу.
В книге приведены материалы, которые помогут в выборе оп-
тимальных параметров режима резания, углов заточки фрез с уче-
том марки инструментального и обрабатываемого материалов,
состояния системы СПИД, а также других условий.
В книге рассмотрены результаты исследований фрезерования
труднообрабатываемых материалов, выполненных авторами за
последние годы в лаборатории машиностроительных материалов
Ленинградского ордена Ленина политехнического института
им. М. И. Калинина и втузе при Ленинградском металлическом
заводе им. XXII съезда КПСС. Приведены также результаты ис-
следований других авторов и использованы данные передовых пред-
приятий. Авторы с благодарностью примут все замечания и ука-
зания, касающиеся материала, изложенного в книге.
Для перевода единиц измерений в систему СИ приведена табл. 1.
4
Глава I
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ЗУБА ФРЕЗЫ
1. Влияние некоторых свойств труднообрабатываемых
материалов на обрабатываемость резанием
Рассмотрим влияние некоторых свойств жаропрочных, жаро-
стойких и износостойких материалов на обрабатываемость реза-
нием.
Жаропрочным называют материал, сохраняющий дли-
тельное время работоспособность в условиях повышенных тем-
ператур. Жаропрочность зависит от марки основного материала и
легирующих элементов (Ti, Al, V, W, Mo, Nb, Та и др.), вызы-
вающих интерметаллидное и карбидное упрочнение, а также
способствующих образованию различных соединений в виде двой-
ных, тройных и более твердых растворов, уровень жаропрочности
которых значительно выше, чем у исходных материалов. Напри-
мер, для никелевых сплавов предельные температуры, выше ко-
торых происходит разупрочнение, для двойных сплавов состав-
ляют 0,5 от температуры плавления, для тройных ХН77ТЮ
(ЭИ437А) до 0,65, для пятикомпонентных до 0,7, а для еще более
сложных аналогичная характеристика достигает 0,8 [32].
Добавка в шихту неметаллических элементов бора, азота, крем-
ния, углерода способствует образованию тугоплавких соединений
(соответственно бориды, нитриды, силициды, карбиды), которые
также повышают жаропрочность (табл. 2).
Таблица 2
Отношение температур плавления тугоплавких соединений
к температурам плавления исходных металлов [38]
Исходный металл Карбид Борид Нитрид Силицид
Титан 1,67 1,53 1,18 0,85
Ниобий 1,41 1,23 — 0,83
Тантал 1,28 1,03 1,12 0,82
5
Жаростойкими являются материалы, обладающие вы-
сокой стойкостью против химического разрушения в зоне относи-
тельно высоких температур. Жаростойкость сплава определяется
содержанием легирующих элементов, главным образом хрома,
алюминия или кремния. Минимальное содержание легирующего
элемента определяется уровнем рабочих температур. Сталь с со-
держанием 5% Сг сохраняет жаростойкость до 700° С [16].
Увеличение содержания хрома до 7% повышает жаростойкость
стали на 100° С. Для работы при температуре 900° С окалиностой-
ким является сплав с содержанием хрома не менее 15%. Хром и
алюминий образуют на поверхности металла тонкий слой окиси,
который почти не растворяется в коррозионной среде.
К износоустойчивым материалам относятся неко-
торые марки высокомарганцовистых сталей, для которых харак-
терна большая способность к упрочнению в процессе пластической
деформации.
Жаропрочность, жаростойкость и износостойкость материала
в значительной степени зависят от кристаллической
структуры. Большое распространение получили стали и
сплавы, имеющие структуру аустенита. Аустенитныестали, широко
применяемые в промышленности, обладают рядом специфиче-
ских свойств: малой теплопроводностью и большим коэффициентом
линейного расширения, большой вязкостью и упрочняемостью.
Упрочнение металла способствует повышению его предела про-
порциональности, упругости, текучести, прочности. Одновре-
менно уменьшается сопротивление коррозии, теплопроводность и
др. В настоящее время широкое распространение получила дисло-
кационная теория упрочнения, согласно которой дислокации,
не находящиеся в одной плоскости, могут пересекаться, создавая
ряд нарушений в строении кристалла, что способствует прекра-
щению дальнейшего движения дислокации. Следовательно, чем
больше возможных плоскостей скольжения в кристалле, тем боль-
шую степень упрочнения в процессе деформации получит данный
металл.
Аустениту свойственна гранецентрированная кубическая ре-
шетка, которая имеет двенадцать возможных плоскостей сколь-
жения, вместо восьми для кристаллической решетки материалов
с феррито-перлитной структурой. Поэтому для аустенитных ста-
лей характерна большая вязкость, пластичность, значительная
упрочняемость и противодействие разупрочнению. Если упроч-
нение материала характеризовать отношением увеличения ис-
тинного напряжения к соответствующему приращению его де-
формации, то кривые истинных напряжений будут свидетельство-
вать об интенсивности упрочнения того или иного материала.
Рассмотрим влияние деформации на упрочнение некоторых
марок труднообрабатываемых материалов.
Испытания образцов выполнялись на машине ИМ-4А. В про-
цессе растяжения образцов периодически измерялась штанген-
6
циркулем с ценой деления Шкалы нониуса 0,05 мм длина образца
и резьбовым микрометром его поперечное сечение. В качестве ре-
зультата принималось среднее из трех-четырех испытаний.
Образцы были изготовлены из материалов (табл. 3), имеющих
относительно большое распространение в промышленности: жа-
ропрочного сплава ХН35ВТЮ (ЭИ787), жаростойкой стали
1Х18Н9Т, износостойкой 45Г17ЮЗ и для сравнения из стали 40.
Материалы применялись в состоянии поставки без дополнитель-
ной термообработки.
Таблица 3
Химический состав обрабатываемых материалов в %
Марка материала с | Si Мп 1 Сг | Ni Ti I w Al
ХН35В1Ю 0,08 0,6 0,6 12—16 33—37 2,4—3,2 2—4 0,7—1,7
45Г17ЮЗ 0,4 0,8 16—18 — — — — 2,5—3,5
1Х18Н9Т 0,16 0,64 1,45 16,2 9,5 0,5 — —
Сталь 40 0,4 — — — — — — —
Микроструктура сплава ХН35ВТЮ — зерна аустенита № 5—
6. Относительно малый размер зерен объясняется деформацией
металла в процессе изготовления — ковки заготовок. Микро-
структура стали 1Х18Н9Т состоит из зерен
аустенита № 2—3, на границах которых
наблюдаются карбидные включения. Боль-
шое количество марганца (17%) в стали
45Г17ЮЗ способствует как росту зерен
(размер № 1), так и устойчивости аустенита
при комнатной температуре. В микрострук-
туре стали 40, которая применялась для
сравнительных испытаний, имеются зерна
перлита, окруженные сеткой феррита. Раз-
мер зерен соответствует № 2.
Кривые истинное напряжение — дефор-
мация (рис. 1) показывают, что сплав
ХН35ВТЮ имеет наибольшую прочность,
незначительную пластичность и склонность
к хрупкому разрушению. Степень упроч-
нения этого сплава относительно велика.
Растягивающие напряжения в материале
образца быстро растут и становятся до-
статочными для того, чтобы вызвать раз-
рушение образца при незначительной де-
формации. Образование шейки происходит
при напряжении = 160 кПмм\ а
д^мм/мм
Рис. 1. Действительные
диаграммы растяжения
обрабатываемых материа-
лов:
/-сплав ХН35ВТЮ(ЭИ787);
2— сталь 45Г17,ЮЗ; 3-сталь
1 Х18Н9Т; 4 — сталь 40
разрушение уже при
— 170 кИмм2. Минимальный диаметр шейки dlu = 4,58 мм,
а удлинение образца не превышает = 4,5 мм. Коэффициент
7
упрочнения Ку данного сплава, определяемый как отношение
истинных напряжений к соответствующей деформации попереч-
ного сечения в момент образования шейки, равен 1,33.
Для сталей 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т характерна меньшая и прак-
тически постоянная степень упрочнения, значение которой со-
храняется вплоть до разрушения. Эти стали более пластичны
(табл. 4). Разрушение образцов из стали 45Г17ЮЗ происходит
Таблица 4
Механические свойства обрабатываемых материалов
Марка °в °т НВ °<7 6 ip к
материала в кГ/мм2 в % в . мм У
ХН35ВТЮ 106—124 60—80 380 170 9 13 4,5 4,58 1,33
45Г17ЮЗ 64—65 25 150 100 60 52 15,1 3,56 0,77
1Х18Н9Т 55—60 28 140 85 51 50 12,7 3,85 0,77
Сталь 40 50 25 185 65 14 60 6,7 3,7 0,33
практически без заметного образования шейки. При достижении
нагрузки ог начиналось образование шейки, но вследствие «мест-
ного» упрочнения металла ее развитие прекращалось и возникало
новое утонение на соседнем участке. Перемещение утонения,
создавшее у образца бугристую поверхность, происходило вплоть
до его разрушения. Удлинение образца составило 15,1 мм, а диа-
метр рабочей части образца перед разрывом был равен 3,56 мм.
Коэффициент упрочнения сталей 1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ был ра-
вен 0,77 и более чем в 2 раза превосходил аналогичную харак-
теристику стали 40, для которой Ку был равен 0,33. Образование
шейки у образцов стали 40 начинается при нагрузке 60 кПмм\
а разрушение при 65 кПмм2.
Таким образом, у аустенитных сталей в процессе резания можно
ожидать значительного упрочнения срезаемого слоя и обрабо-
танной поверхности.
Для определения интенсивности и глубины
упрочнения исследуемых марок сталей в процессе резания
было проведено измерение микротвердости поверхностного слоя
заготовок. Заготовки предварительно шлифовались, а затем по-
лировались. Фрезерование этих заготовок осуществлялось кон-
цевой фрезой, имеющей шесть зубьев. Пять зубьев были занижены
на 0,7 мм и резание осуществлялось одним зубом, который имел
следующие углы заточки цилиндрической части: а — 15°, у =
= 10°, со = 30°. Ширина фрезерования В — 12 мм, sz =
= 0,11 мм/зуб. Для исключения влияния температурного фактора
на упрочнение заготовку фрезеровали при малой скорости реза-
8
ния (у = 2,2 м/мин) и обильном охлаждении 5-процентной эмуль-
сией с расходом 8—10 л!мин. Режущее лезвие фрезы, радиус скруг-
ления которого составлял в среднем 37 мкм, было предварительно
затуплено до фаски износа по задней поверхности шириной 0,3 мм.
После фрезерования заготовок и дополнительного полирова-
ния осуществлялась разметка участков, на которых производи-
лось измерение микротвердости при помощи прибора ПМТ-3.
Было взято восемь участков. Участок I—I характеризует изме-
нение микротвердости уже обрабо-
танной поверхности. Следующие уча-
стки (//—//, Ill—III и т. д.) рас-
положены последовательно через 30°
по дуге контакта. Для участка V—V
(середина дуги контакта) характерна
наибольшая толщина срезаемого слоя,
равная подаче на зуб.
НУд
НУисх
Рис. 2. Изменение микротвердости поверхности заготовок после
обработки их резанием:
/—сплав ХН35ВТЮ; 2—сталь 45Г17ЮЗ; 3— сталь 1X18H9T; 4—сталь 40
На графиках (рис. 2), соответствующих участкам I — 1,
II—II, III—III и т. д., показано увеличение микротвердости для
различных обрабатываемых материалов после фрезерования, где
по оси ординат отложено расстояние а от края паза обработанных
заготовок до точек, в которых определялась микротвердость.
Минимальное расстояние соответствует 0,03 мм. По оси абсцисс
проставлены значения отношения действительной микротвердости
материала к исходной HVdlHVucx- Например, для участка III
III при а -- 0,15 мм замеренная микротвердость заготовок из
стали 45Г17ЮЗ превышает исходную в 1,5 раза.
Измерение микротвердости заготовки прекращалось, если
величина определяемой микротвердости соответствовала средней
твердости исходного материала. Сравнение результатов микро-
твердости показало, что глубина наклепанного слоя значительно
превышает величину подачи. На участке ///—III глубина накле-
панного слоя равна 0,3 мм, а толщина срезаемого слоя металла
9
0,03 мм. Степень наклепа деформированного металла по дуге
контакта оказалась различной. Наибольшую твердость имел
металл на участке врезания зуба фрезы в заготовку, когда сече-
ние срезаемого слоя было минимальное, наименьшую — на уча-
стке выхода зуба фрезы из заготовки, где величина срезаемого
слоя имела также минимальное значение. Это объясняется раз-
личными условиями, сопутствующими режущему клину при его
врезании и выходе из заготовки. Врезание с нулевой толщиной
срезаемого слоя происходит из-за радиуса скругления режущего
лезвия с большими (до —40° [28]) отрицательными передними уг-
лами, что увеличивает как участок «проскальзывания», так и ин-
тенсивность упрочнения. Разность между глубиной деформирован-
ного слоя и отношением действительной микротвердости к исход-
ной для участка входа и выхода зуба фрезы из заготовки допол-
нительно свидетельствует о реальности фактора проскальзывания.
Для сплава ХН35ВТЮ, обладающего малой пластичностью,
зависимость изменения твердости с удалением от края паза яв-
ляется практически прямо пропорциональной на всей дуге кон-
такта (отношение HVdlHVUcx не превышает 1,7), а глубина про-
никновения деформации достигает максимальной величины
(0,23 мм) на участке врезания. Стали 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т более
пластичны, у них интенсивность возрастания твердости увеличи-
вается при приближении к краю паза заготовки. Максимальное
отношение твердостей превышает 2, а деформация распространяется
на глубину до 0,3 мм. Сталь 40 упрочняется незначительно в про-
цессе механической обработки. Отношение HVdIHVucx У нее
не превышает 1,35, глубина деформированного слоя — 0,13 мм.
Следовательно, при фрезеровании упрочняемых материалов
режущее лезвие инструмента срезает слой металла не с исход-
ными, а с повышенными прочностными характеристиками. При вре-
зании с нулевой толщиной срезаемого слоя зуб фрезы, имеющий
скругленную режущую кромку, не срезает слой металла, а про-
скальзывает, интенсивно упрочняя поверхностный слой заготовки
на некотором участке по дуге резания. Длина пути проскальзы-
вания режущего лезвия, которая способствует интенсивному из-
носу инструмента, зависит как от углов заточки зуба фрезы и
параметров режима резания, так и от жесткости системы СПИД.
Недостаточная жесткость какого-либо звена системы вызывает
упругое отжатие зуба фрезы от заготовки и увеличение проскаль-
зывания режущего лезвия до момента врезания.
Деформирование и разрушение некоторого объема металла при
резании происходит в зоне 0ML (рис. 3), размеры и форма которой
зависят от свойств обрабатываемого материала. Сравнивая раз-
меры этой зоны у аустенитной стали 45Г17ЮЗ (рис. 3, а) и углеро-
дистой стали 40 (рис. 3, б) наблюдаем их существенное различие.
Полагают [36], что основная деформация материала при резании
происходит в непосредственной близости к плоскости ОМ и тогда
характеристикой степени деформации при резании пластичных
10
Рис. 3. Микрофотография корня стружки (v = 4 м!мин,
s=0,l мм1зуб) X 100: а —сталь 45Г17ЮЗ; б — сталь 40
материалов в первом приближении является величина относи-
тельного сдвига q, определяемого из зависимости
q = ctg Ф + tg (Ф — у), (1)
где Ф — угол сдвига; у — действительный передний угол.
Опытные данные (табл. 5), полученные при фрезеровании одно-
зубой концевой фрезой без охлаждения различных материалов
с постоянными параметрами (у = 4 mImuh, sz = 0,1 мм/зуб),
показывают, что величина относительного сдвига имеет наибольшее
значение для стали 45Г17ЮЗ (q = 2,45) и наименьшее (q = 1,51)
для стали 40. Длина плоскости сдвига для сталей 45Г17ЮЗ и
1Х18Н9Т имеет примерно равные значения — 0,23 и 0,22 мм
и уменьшается приблизительно на 20 и 35% соответственно для
сплава ХН35ВТЮ и стали 40.
Таблица 5
Значение относительного сдвига при фрезеровании
Марка материала Действитель- ный перед- ний угол в град Коэффициент усадки стружки Длина плос- кости сдвига в мм Угол сдвига Ф в град Относитель- ный сдвиг q
ХН35ВТЮ 19 и 0,18 33 1,77
1Х18Н9Т 20 2,2 0,22 27 2,08
45Г17ЮЗ 20 3,0 0,23 24 2,45
Сталь 40 21 1,6 0,15 42 1,51
Увеличенные размеры пластической зоны, повышенная сте-
пень деформации срезаемого слоя, разрушение которого проис-
ходит на относительно большой плоскости сдвига, и другие ана-
логичные причины обусловливают возникновение больших сил
в зоне резания при фрезеровании аустенитных сталей по сравне-
нию с обработкой феррито-перлитных сталей. Например, окруж-
ная сила при фрезеровании концевыми фрезами (v = 4 м/мин,
максимальная толщина срезаемого слоя а = 0,03 мм, глубина
резания t = 30 мм, ширина фрезерования В = 3 мм, у = 10°)
заготовок из сплава ХН35ВТЮ, сталей 45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т и 40
была соответственно равна 152, 140, 120 и 50 кГ.
Повышение температуры нагрева уменьшает
силы межатомных связей, противодействующих смещению атомов
относительно устойчивого положения, и понижает прочность
материала. Сопротивление разрушению обрабатываемых мате-
риалов (рис. 4) при повышении температуры на некотором
участке сначала постепенно и медленно уменьшается. Для
сплава ХН35ВТЮ данная интенсивность снижения прочности
сохраняется до температур 600—700° С. У сталей 45Г17ЮЗ и
1Х18Н9Т предел прочности медленно уменьшается до диапазона
12
Рис. 4. Влияние температуры на-
грева на предел прочности сбра-
батываемых материалов [45; 46]:
1 — сплав ХН35ВТЮ; 2 — сталь
45Г17ЮЗ; 3 — сталь 1Х18Н9Т; 4 —
сталь 40
температур 500—600° С, а у стали 40 до 300—400^ С. При
дальнейшем повышении температуры нагрева на сдвиговый ме-
ханизм пластической деформации накладывается диффузионный
[33] и интенсивность снижения прочности значительно возрастает.
В диапазоне температур 900—1000° С прочность рассматриваемых
материалов не превышает 20 кГ/мм2. Если фрезерование осуще-
ствляется при условиях, которые характеризуются небольшими
температурами в зоне резания, то силы, действующие на зуб
фрезы, в первом приближении зависят от прочностных характе-
ристик, степени упрочнения обра-
батываемых материалов и других
факторов. Например, при обра-
ботке с v = 4 м!мин средняя тем-
пература на контактных поверхно-
стях инструмента не превышала
250° С. Эта температура практи-
чески не влияла на изменение проч-
ностных характеристик обрабаты-
ваемых материалов и силовые на-
грузки при их фрезеровании раз-
личались более чем в 3 раза: 152 кГ
у сплава ХН35ВТЮ и 50 кГ у стали
40. С увеличением средней темпе-
ратуры в зоне резания до 700° С
(а = 60 м!мин) упомянутое отно-
шение силовых нагрузок умень-
шается до 1,4.
Таким образом, фрезерование
труднообрабатываемых материа-
лов целесообразно проводить в условиях, способствующих воз-
никновению в зоне резания относительно больших температур,
при которых существенно снижается прочность обрабатываемых
материалов. Обработка жаропрочных материалов с предваритель-
ным подогревом свидетельствует о том, что в этом случае нагрузка
на инструмент уменьшается, а стойкость возрастает [29].
Пониженная теплопроводность аустенитных сталей по сравне-
нию с углеродистыми конструкционными материалами (в 1,5—
2,5 раза) и большие силы резания обусловливают концентрацию
тепла в зоне резания и изменяют тепловой баланс процесса в сто-
рону большого отвода тепла через инструмент. Например, при
обработке резанием сплава типа ХН77ТЮ [17] количество тепла,
отводимого через инструмент при v = 10 м!мин, составляет 25—
30% от общего количества, а при обработке сталй 40 3 8/о.
С уменьшением скорости резания и подачи количество тепла, от-
водимого через инструмент, увеличивается (превышает 40 л).
Режущий инструмент в этом случае нагревается более интенсивно,
что способствует снижению его стойкости и точности обработки.
Более высокая температура, образующаяся в зоне резания, с
13
одной стороны несколько облегчает процесс резания, так как проч-
ность обрабатываемого материала снижается, а с другой стороны
препятствует повышению параметров режима резания, так как
уровень температуры, при котором режущий инструмент сохра-
няет свои режущие свойства, составляет для твердых сплавов
800—900° С, для быстрорежущих сталей 500—650° С. Это частично
объясняет относительно низкие параметры режима резания, при-
меняемые при обработке жаропрочных материалов быстрорежу-
щими фрезами. Например, при фрезеровании пазов шириной 12 мм
и глубиной 10 мм в заготовках из сталей 45Г17ЮЗ и 40 скорости
резания, соответствующие равным средним температурам в зоне
резания (350—400° С), различались более чем в 7 раз (соответ-
ственно 10 и 72 mImuh).
Известно, что разрушение кристаллической решетки происхо-
дит в результате поглощения предельной для данной кристалли-
ческой решетки энергии, независимо от вида подводимой энергии
(тепловая или механическая). Следовательно, при резании жаро-
прочных, жаростойких и износостойких материалов, вследствие
воздействия суммарной энергии, обусловленной большими си-
лами и температурой в зоне резания, вероятность разрушения ин-
струмента значительно больше, чем при аналогичной обработке
конструкционных материалов типа стали 40. В зависимости от
условий нагружения, марки инструментального материала и
других факторов разрушение режущего клина может иметь хруп-
кий и вязкий характер.
Для жаропрочных сталей и сплавов характерна также высокая
адгезионность с инструментальным материалом. Применительно
к обработке металлов резанием под «адгезией» понимают прочное
соединение отдельных участков обрабатываемого и инструменталь-
ного материалов и последующее разрушение образовавшихся
связей. В результате выполненных исследований А. П. Семенов
приходит к выводу, что для получения прочного соединения двух
разноименных металлов необходимо осуществить пластическую
деформацию сжатия, величина которой зависит от марки более
легко схватывающегося материала. Для более пластичных мате-
риалов величина деформации, достаточная для образования ад-
гезии, уменьшается. Е. Д. Кузнецов, анализируя результаты
исследований А. П. Семенова, полагает, что всякая подводи-
мая к контактирующим металлам энергия способствует схваты-
ванию. Например, схватывание металлов вызывает тепловая
энергия, энергия упругих искажений кристаллической решетки
и др.
Таким образом, при резании труднообрабатываемых материа-
лов, вследствие относительно высоких температур и больших на-
грузок на контактных поверхностях режущего инструмента, а
также наклепа и повышенной степени деформации обрабатываемого
материала адгезионный износ будет иметь большое значение в сум-
марной величине износа инструмента.
14
На рис. 5 представлена микрофотография стружки стали
45Г17ЮЗ. В момент врезания зуба фрезы в заготовку силы и тем-
пературы, действующие на его контактных поверхностях, еще
недостаточны для возникновения адгезии. С увеличением’ тол-
щины срезаемого слоя и времени работы (продолжение резания по
дуге контакта) температура и сила резания повышаются и проис-
ходит сваривание элемента стружки с участком передней поверх-
ности зуба (область Л). Сваривание настолько прочно, что затор-
маживается и поднимается вверх
вновь образованны^ участок стружки
(участок Б). По мере дальнейшей
работы сопротивление образующейся
стружки вызывает срез — срыв при-
варенного участка, после чего струж-
ка сходит уже относительно равно-
мерно (область В). Периодичность
и частота сваривания зависят в ос-
новном от параметров, определяю-
щих температуру и силы в зоне реза-
ния, а также от физико-химических
свойств обрабатываемого и инструмен-
тального материалов применительно
к условиям в контакте. Срез прива-
ренного элемента осуществляется пре-
имущественно по материалу стружки,
однако иногда наблюдаются вырывы
частичек и твердого сплава инстру-
мента. Аналогичные явления на-
блюдаются и на задней поверхности
инструмента, где свариванию наряду
с большими силами и температурами
способствуют увеличенные упругое
Рис. 5. Микрофотография струж-
ки стали 45Г17ЮЗ, X 100
восстановление и коэффициент линейного расширения жаро-
прочных, жаростойких и износоустойчивых материалов.
Весьма подробный анализ условий, способствующих возник-
новению адгезионного износа режущего инструмента при низких
и повышенных температурах в зоне резания, выполнен Т. Н. Ло-
ладзе [30], который полагает, что данный вид износа зависит от
отношения твердостей инструментального и обрабатываемого
материалов, применительно к условиям в контакте резец—за-
готовка. Температура в зоне резания изменяет вышеупомянутое
отношение, а следовательно, и интенсивность адгезионного износа.
По-видимому, на адгезионный износ режущего инструмента оказы-
вает влияние суммарное действие силовых и тепловых нагрузок.
Таким образом, рассмотренные особенности труднообрабаты-
ваемых материалов предъявляют повышенные требования к вы-
бору инструментальных материалов для оснащения режущей
части фрез, форме режущего клина и параметров режима резания.
15
2. Инструментальные материалы для прерывистого
резания
Правильный выбор инструментального материала для осна-
щения режущего инструмента часто определяет производитель-
ность процесса, а иногда и вообще возможность обработки реза-
нием. Быстрое и интенсивное увеличение чисда марок конструк-
ционных материалов, имеющих относительно низкую обрабаты-
ваемость резанием, обусловливает разработку новых инстру-
ментальных материалов, иногда имеющих весьма узкую область
применения. t
Материал режущего инструмента, работающего в условиях пре-
рывистого резания труднообрабатываемых материалов, должен
обладать следующими свойствами.
1. Высокая износостойкость при повышенных давлениях и
температурах. Характеристиками материала, определяющими
в первом приближении его износостойкость, являются модуль
упругости и твердость. Однако однозначной зависимости между
твердостью и износостойкостью не наблюдается. В настоящее
время не существует удовлетворительных количественных зако-
нов износа и мерой износа является суммарная величина линей-
ного или объемного разрушения инструментального материала
в процессе работы, а также удельный износ режущего инстру-
мента.
Основными количественными характеристиками износа режу-
щего инструмента являются скорость изнашивания v — первая
производная от величины износа h по времени работы t и интен-
сивность роста износа tg 0 — износ, отнесенный к длине пути I
режущего инструмента:
V = -T’ (2)
tgP = 4- (3)
Скорость изнашивания является функцией времени работы, пара-
метров режима резания, свойств обрабатываемого материала и
других факторов. Вид износа (абразивный, адгезионный, уста-
лостное разрушение или другие) зависит от силовых и тепловых
воздействий на контактные поверхности инструмента, состояния
окружающей среды и других причин, т. е. качественная сторона
износа — величина переменная.
При фрезеровании стойкость режущего инструмента — время
работы между переточками — состоит из трех периодов (рис. 6).
Каждый период характеризуется продолжительностью времени
работы, величиной износа и интенсивностью его роста.
Первый период — приработочный или начальный. Контактные
поверхности режущего инструмента, как всякого твердого тела,
имеют волнистость и шероховатость. Шероховатость режущего
16
лезвия инструмента практически всегда больше, чем шерохова-
тость его передней и задней поверхностей. В процессе резания кон-
тактирование рабочих поверхностей инструмента с обрабатывае-
мым материалом и их взаимный износ происходит на отдельных
весьма малых площадках, количество которых зависит от степени
шероховатости, волнистости трущихся поверхностей, величины
нагрузки и других причин. Большие удельные нагрузки, харак-
терные для начального периода, обусловливают интенсивный
износ,’[а иногда и выкрашивания. За короткий отрезок времени,
измеряемый несколькими минутами или секундами, режущий ин-
струмент изнашивается на величину hn, которая может быть отно-
-1
Рис. 6. Кривая износа режущего инструмента:
1 — износ задней поверхности зуба фрезы Л3;
2— удельный износ инструментального материала Дп
сительно большой. Например, при фрезеровании стали 45Г17ЮЗ
концевыми фрезами из быстрорежущей стали Р18 с и = 14,2 м/мин,
s2 = 0,15 мм/зуб начальный износ hh = 0,1 мм. Продолжитель-
ность работы первого периода tn = 1 мин. Таким образом, за
1 мин работы (4% от всего периода стойкости Т) фреза изнаши-
вается на 20%. Интенсивность роста износа tg = 2,541.
После периода приработки, вследствие изменения микро- и
макрогеометрии режущего клина, происходит выравнивание и
снижение контактных напряжений. Второй период (рабочий),
который занимает ориентировочно 80—95% всего времени работы
инструмента между переточками, характеризуется небольшой и
практически постоянной скоростью изнашивания. Качественная
и количественная характеристики износа режущего инструмента
в данном периоде зависят от уровня напряжений и температур на
рабочих поверхностях, свойств инструментального и обрабаты-
ваемого материалов применительно к условиям в контакте и дру-
гих причин.
За рабочий период, продолжительность которого ориенти-
ровочно tp = 23 лш#, концевая фреза получила износ до hp =
tg = 0,286.
В. Г. ПоппОПКИН ___ . . I
Длительность третьего периода tK — усиленного или ката-
строфического износа инструмента невелика и составляет 3—5%
от общего времени стойкости Т. Однако износ за этот период до-
стигает размеров hK = 0,6 мм (tg = 2,747).
Удельный износ характеризуется отношением веса изношен-
ного инструментального материала к весу срезанного обрабаты-
ваемого материала и применительно к фрезерованию определяется
по формуле
А _ (pH — Рк)
sMBtTy ’
где рн — рк — разность весов режущего инструмента до и после
обработки; sM — минутная подача при фрезеровании; В, t — соот-
ветственно ширина и глубина фрезерования; Т — время работы
инструмента; у — плотность материала.
Удельный износ режущего инструмента имеет наибольшее
значение в первом и третьем периодах. Во втором периоде он имеет
относительно постоянное значение (рис. 6).
2. Прочность режущих элементов зубьев фрез. Зона режущего
инструмента, расположенная в непосредственной близости от ре-
жущей кромки, находится под воздействием относительно больших
силовых и тепловых нагрузок. Результаты приведенных нами опы-
тов показывают, что среднее давление на контактных поверхностях
зубьев фрез может достигать 450 кГ1мм\ а по данным А. И. Ка-
ширина 650—700 кПмм2. Размеры зоны, принимающей непо-
средственное участие в резании, весьма незначительны и опре-
деляются со стороны передней поверхности длиной контакта схо-
дящей стружки и шириной фаски износа со стороны задней поверх-
ности. Например, при фрезеровании концевыми фрезами жаро-
прочных материалов эти участки имели максимальные размеры —
соответственно 0,6 и 0,8 мм. Вследствие этого прочность инстру-
ментального материала (особенно твердосплавного) иногда (в слу-
чае неблагоприятного напряженного состояния, низкой жестко-
сти системы СПИД и др.) имеет большее значение, чем его изно-
состойкость.
В зависимости от величины разности нагрузок, действующих
на передней и задней поверхностях инструмента, в материале ре-
жущего клина возникают напряжения сжатия, растяжения или
среза. Основными характеристиками инструментального мате-
риала, отражающими сопротивление вышеупомянутым напряже-
ниям являются предел прочности на сжатие и предел прочности
на растяжение. Изменение этих характеристик необходимо рас-
сматривать в условиях, приближенных к процессу резания.
3. Высокая сопротивляемость усталостному разрушению и
тепловому удару [11], так как прерывистое резание, а также пе-
риодическое возникновение плоскостей скалывания обусловли-
вает циклический характер приложения силовых и тепловых на-
грузок.
18
4. Устойчивость против адгезии. Адгезия при прочих равных
условиях уменьшается с увеличением теплопроводности инстру-
ментальных материалов и твердости [13].
5. Сопротивление окисляемости. Данная характеристика имеет
большое значение для прерывистого резания, так как в процессе
холостого хода разогретые до высоких температур контактные
поверхности инструмента интенсивно окисляются, а прочность
образовавшихся пленок значительно ниже прочности исходного
материала.
6. Хорошие технологические свойства.
Рассмотрим выбор марки инструментального материала для
прерывистого резания, принимая во внимание рассмотренные выше
требования.
Режущая часть фрез, предназначенных для обработки жаро-
прочных материалов, как правило, оснащается быстрорежущей
сталью или твердым сплавом. Существующие в настоящее время
минералокерамические инструментальные материалы вследствие
их низкой прочности для обработки жаропрочных материалов
применять нецелесообразно.
Быстрорежущие стали (табл. 6) после закалки
в качестве основной структуры имеют мартенсит, твердость ко-
торого зависит от содержания углерода. Для таких сталей харак-
терна большая чувствительность к изменению напряженного со-
стояния.
Таблица 6
Химический состав быстрорежущих сталей в %
Марка стали С W Мо Сг V Со
Р18 0,7—0,8 17,0—19,0 0,5—1,0 3,8—4,4 1,0—1,4
Р12 0,8—0,9 12,0—13,0 До 1,0 3,2—3,7 1,5—1,9 —
Р9 0,85—0,95 8,5-10,0 » 1,0 3,8—4,4 2,0—2,6 —
Р6МЗ 0,85—0,95 5,5—6,5 3,0—3,6 3,0—3,6 2,0—3,6 —
Р18Ф2 0,85-0,95 17,0—19,0 0,5—1,0 3,8—4,4 1,8—2,4 —
Р14Ф4 1,2—1,3 13,0—14,0 До 1,0 4,0—4,6 3,4—4,1 —
Р9Ф5 1,4—1,5 9,0—10,5 » 1,0 3,8—4,4 4,3-5,1 —
Р18Ф2К5 0,85-0,95 17,0—19,0 0,5—1,0 3,8—4,4 1,8—2,4 5,0—6,0
Р9К5 0,9—1,0 9,0—10,5 До 1,0 3,8-4,4 2,0—2,6 5,0—6,0
Р9К10 0,9—1,0 9,0—10,5 » 1,0 3,8—4,4 2,0—2,6 9,5—10,5
Р10Ф5К5 1,45—1,55 10,5—11,5 » 1,0 4,0—4,6 4,3-5,1 5,0—6,0
Р18Ф2К8М 1,05—1,15 17,0—19,0 0,8—1,2 3,8—4,4 1,8-2,4 7,5—8,5
19
2*
Предел прочности на сжатие обычно в 1,5—2,5 раза превышает
предел прочности на растяжение. Так предел прочности на сжа-
тие и растяжение для стали Р18 равен соответственно 380 и
200 кПмм2. При всестороннем неравномерном сжатии прочность
быстрорежущих сталей с большим числом упрочнителей дости-
гает 500—600 кПмм2 [13]. Данная особенность обусловливает
повышенную чувствительность инструментальных материалов
с мартенситной структурой к концентрации напряжений, которая
определяется как геометрическими параметрами — риски после
механической обработки, резкий перепад размеров и форма пере-
хода, так и эксплуатационными — характер и величина приложен-
ной нагрузки. По данным Г. В. Ужика острая царапина глубиной
до 0,1 мм, нанесенная абразивом, приводит к снижению предела
усталости на 40%. С. В. Серенсен полагает, что напряжения на
дне рисок в 2,0—2,5 раза превосходят среднюю величину напря-
жений в поверхностном слое. Таким образом, рабочие поверх-
ности режущего инструмента должны иметь относительно высо-
кий класс чистоты (не ниже V7). Например, при изменении класса
чистоты поверхностей образцов стали Р9 с V4 до V10 — V11
предел прочности на изгиб повышается с 260 до 346 кПмм2 [13].
Красностойкость быстрорежущих сталей существенно зависит
от содержания кобальта, который, растворяясь в основной массе
стали, образует твердый раствор, повышающий также твердость
и износостойкость материала. Увеличение содержания кобальта
до 20% повышает теплостойкость сталей типа Р18 более чем на 12%
(табл. 7). Однако быстрорежущие стали, легированные кобаль-
Таблица 7
Влияние кобальта на свойства быстрорежущих сталей типа Р18
[13, 16, 47]
Параметры Содержание кобальта в %
0 5 10 15 ::о
Теплостойкость стали в град 625 650 675 685 700
Теплопроводность в кал/см -сек-град 0,06 — 0,09 — —
Твердость HRC 64,0 64,5 65,0 65,5 66,0
Предел прочности на изгиб кГ/мм2 220 190 НО — —
том, трудно поддаются ковке, более чувствительны к обезугле-
роживанию и, что особенно важно для режущего инструмента,
имеют существенно пониженные прочностные характеристики
на растяжение и изгиб. Зубья фрез, изготовленных из сталей
20
Р9К5 и Р10К5Ф5, иногда имели сколы и выкрашивания. Добавка
кобальта несколько улучшает шлифуемость быстрорежущей стали.
Стали с добавкой ванадия обладают повышенными вязкостью,
а также износостойкостью в зоне небольших скоростей резания’
Увеличение содержания ванадия вследствие образования весьма
твердых карбидов обусловливает существенное ухудшение шли-
фуемости режущего инструмента. На фрезах, изготовленных из
стали Р9Ф5, после заточки часто наблюдались участки с прижо-
гами, которые имели пониженную твердость и способствовали
снижению общей стойкости фрез. Поэтому для заточки инстру-
мента, изготовленного из сталей, легированных ванадием, сле-
дует выбирать абразивные круги пониженной твердости (М3—СМ1).
Твердые сплавы, применяемые в настоящее время
для оснащения режущей части фрез (табл. 8), состоят из карби-
дов тугоплавких и износостойких металлов (вольфрама, титана,
тантала, ниобия и др.), сцементированных менее тугоплавким
кобальтом.
Таблица 8
Твердые сплавы, применяемые для оснащения фрез [27, 47, 49]
Химический состав в % Механические характеристики Тепло-
Марка твер- дого сплава WC TiC ТаС Со ®сж HRC Модуль упругости Е провод- ность в кал /смх Хсек-град
в кГ/мм2
ВК4 96 — — 4 130 — 89,5 — 1 0,17
В Кб 94 — — 6 135 500 88,5 56 000 0,14
ВК8 92 — — 8 140 330 87,5 54 000 0,14
ВК10 90 — — 10 150 — 87,0 — —
ВК15 85 — — 15 165 — 86,0 — —
Т5К10 85 5 — 10 130 — 89,5 — 0,073
Т14К8 78 14 — 8 115 415 89,5 — 0,068
Т15К6 79 15 — 6 НО 300 90,0 41 000 0,065
ТТ7К12 81 4 3 12 155 — 87,0 — —
ТТ10К8Б 82 3 7 8 — — — — —
ТТ20К9 71 8 9 9 — — — — —
Применение твердосплавных фрез способствует как повышению
производительности процесса резания, так и снижению расхода
легирующих металлов по сравнению с быстрорежущими фрезами.
Изменение физико-механических свойств твердых сплавов в от-
носительно широких пределах достигается изменением соотно-
шения карбидов тугоплавких металлов и кобальта.
По величине модуля упругости, который в первом прибли-
жении характеризует прочность межатомных связей, твердые
21
сплавы более чем в 2 раза превосходят быстрорежущие стали и
уступают только алмазу и эльбору. Однако твердым сплавам свой-
ственна относительно низкая прочность на изгиб и растяжение
Этот недостаток становится наиболее ощутимым в случае приме-
нения многолезвийного инструмента, когда поломка одного его
зуба вызывает разрушение остальных зубьев. Прочностные ха-
рактеристики твердого сплава зависят от содержания кобальта
в твердом сплаве, величины карбидных зерен и других параметров.
Результаты опытов В. И. Третьякова [40] показывают, что
в твердосплавных образцах с содержанием 3—30% кобальта воз-
никновение трещин и их дальнейший рост происходит по грани-
цам между цементирующей фазой и карбидными зернами. Тре-
щины обходят зерна карбида вольфрама и распространяются
по зерну кобальта. С увеличением зерен карбида вольфрама
(более 3,3 мкм) трещина проходит как по кобальту, так и по кар-
бидным зернам.
Повышение содержания кобальта ориентировочно до 20%
способствует повышению прочности твердого сплава, ударной
вязкости, предела выносливости при одновременном снижении
твердости, теплостойкости и износостойкости. Для твердых спла-
вов, как и для быстрорежущих сталей, характерна значительная
разность между пределом прочности на сжатие и пределом проч-
ности на растяжение и изгиб. Для сплавов ВК8 и Т5К10 эти
характеристики различаются более чем в 2 раза. Такое большое
различие [50] объясняется, в частности, наличием остаточных
растягивающих напряжений в кобальтовой фазе, обусловленных
разностью коэффициентов линейного расширения. При приложе-
нии внешней сжимающей нагрузки первоначально должны быть
преодолены остаточные растягивающие напряжения, существую-
щие в кобальтовой фазе, благодаря этому для разрушения твер-
дого сплава необходимо приложить большую сжимающую на-
грузку. Возникающие в процессе растяжения напряжения будут
суммироваться с остаточными и разрушение материала произойдет
при значительно меньших нагрузках. Прочность твердых спла-
вов ВТК повышается с увеличением содержания кобальта. Од-
нако интенсивность роста становится все менее значительной по
мере возрастания содержания карбида титана. Для твердых спла-
вов типа ВТК, по сравнению с твердыми сплавами типа ВК, ха-
рактерна повышенная износостойкость в зоне высоких скоростей
и температур.
Добавка карбида тантала ТаС в сплавы WC—TiC—Со спо-
собствует повышению предела прочности на изгиб при комнатной
температуре [26] и предела выносливости [19]. Испытание спла-
вов типа ТТ10К8Б с различным содержанием ТаС свидетельствует
о том, что с увеличением карбида тантала от 3 до 7% предел вы-
носливости возрастает на 40%.
Повышение температуры нагрева снижает
твердость и износостойкость инструментальных материалов. При
22
резании инструмент из быстрорежущей стали нельзя разогревать
выше 600° С. Между тем при обработке стали 45Г17ЮЗ быстро-
режущими дисковыми фрезами с v = 10 м/мин, sz = 0,05 мм!зуб,
t = 5 мм, В = 12 мм средняя температура в зоне резания, за-
фиксированная термопарой фреза-заготовка, составляла 350_______
400° С. Однако по цвету контактной поверхности стружки, а
также по появлению у нее магнитных свойств, можно предпола-
гать, что температура отдельных участков контактных поверх-
ностей инструмента достигает 500—650° С, что вызывает образо-
вание пластической деформации режущих элементов зубьев
фрезы.
Сопоставление кривых за-
висимостей пределов проч-
ности труднообрабатываемых
материалов (рис. 4) с харак-
теристиками инструменталь-
ных материалов (рис. 7) [9]
показывает, что с учетом су-
щественного снижения проч-
ности материалов при темпе-
ратуре 600—700° С (стали
1Х18Н9Т, 45Г17ЮЗ и 40) и
при температуре 800—900° С
(сплавтипа ХН35ВТЮ) целе-
сообразно применять в каче-
Рис. 7. Влияние температуры нагрева на
твердость инструментального материала:
1 — Т15К6; 2 — BK8; 3 — Р18; 4 - Р9;
5 - Т14К8
стве инструментальных мате-
риалов твердые сплавы. В зоне температур 800—900° С проч-
ность сплава ХН35ВТЮ снижается со 124 до 60—20 кПмм2. При
температурах около 900° С прочность обрабатываемых материалов
практически одинакова и равна 20—10 кПмм2. Так как инстру-
ментальные материалы типа Р18—Р9 в диапазоне температур
650—700° С обладают недостаточной твердостью (HRC 45—30),
при которой резко снижаются их режущие свойства, то приме-
нение в данных условиях быстрорежущих фрез нерационально.
Указанное свойство быстрорежущей стали объясняет относительно
низкие и примерно равные параметры режима резания, реко-
мендуемые различными авторами.
Твердые сплавы ВК8, Т14К8, Т15К6 и др. при температурах
650—900° С имеют твердость соответственно HRC 58—38, 62—49,
64—48. Однако твердый сплав типа ВК8 менее износостоек и
хуже сопротивляется окислению при повышенных температурах.
Оптимальная износостойкость (в кГ-м!мг) сплавов ВК8 и Т15К6,
характеризуемая отношением работы (кГ*м) к весу удаляемой
массы инструментального материала в результате его износа (;иг)
соответственно составляет [14] 3* 104 при скоростях трения vmp ==
= 60 4-120 mImuh и 8-104 при vmp = 160 -4-300 mImuh. Износостой-
кость твердых сплавов Т15К6, Т14К8 примерно в 2 3 раза выше
износостойкости твердого сплава ВК8.
23
Окисляемость твердых сплавов ориентировочно характери-
зуется толщиной пленок окислов, образующихся на поверхности
пластин в процессе нагрева. Пластины одинаковой формы и раз-
Рис. 8. Окисление твер-
досплавных пластин при
нагреве: а — образование
пленки окислов на пла-
стине; б — интенсивность
окисления различных ма-
рок твердого сплава:
1— ЦМ332; 2 — ТТ20К9; 3 —
Т15К6; 4 — Т14К8; 5 —
Т5КЮ; 6— ТТ10К8Б; 7 —
ВК8; 8 — ТН6К8Б; 9-ВК4
меров из твердого сплава различных марок, тщательно очищен-
ные и обезжиренные, нагревались в тигельной печи, имеющей
среднюю температуру 850—870° С, которая контролировалась ис-
кусственной термопарой. Толщину образующихся пленок изме-
ряли индикатором с ценой деления шкалы 0,01 мм.
: Вид и размеры пленок, а также прочность их соединения
с пластиной различны и зависят от марки твердого сплава
(рис/8, а). Для сплавов группы ВК, по сравнению со сплавами
группы ВТК, характерна более высокая интенсивность роста пле-
24
ЦОК. Например, после 3 ч нагрева толщина окисных пленок на
пластинах из сплава ВК8 (рис. 8, б) а = 1 мм и превышала
юлщину пленок на пластинах из сплавов ТТ20К9, Т15К6, Т14К8
соответственно в 3,3; 1,8; 1,5 и 1,2 раза.
Таким образом, учитывая характер изменения как прочности
обрабатываемых материалов, так и твердости и износостойкости
инструментальных материалов в зоне высоких температур (770__
900° С), можно сделать вывод о целесообразности применения
твердых сплавов типа ВТК для оснащения режущей части фрез.
Однако, как показали результаты предварительных опытов,
выкрашивания и сколы режущих
элементов зубьев фрез, имеющих
общепринятые геометрические
параметры, возникали в широ-
ком диапазоне скоростей резания
(4—200 м!мин) и подач (0,02—
0,25 мм!зуб). Эти результаты хо-
рошо согласуются и с данными
других авторов. Например, при
фрезеровании стали 45Г17ЮЗ
концевыми твердосплавными
фрезами (у=5°; а^20°, со=0°)
Рис. 9. Кривые износа концевых фрез
(обрабатываемый материал — сталь
45Г17ЮЗ, v = 44 м/мин\ sz =
= 0,06 мм/зуб):
1 — Т5К10; 2 — Т14К8; 3 — ТТ20К9;
4 — BK4; 5 — ТТ10К8Б; 6 — BK6M;
7 — ВК8; 8 — ВМ8
стойкость инструмента находи-
лась в зависимости от его проч-
ностных характеристик. Наи-
большую стойкость (рис. 9)
имели фрезы, оснащенные твердыми сплавами ВМ8, ВК6М, ВК8,
имеющими повышенные предел прочности на растяжение и изгиб.
Износ фрез происходил в форме выкрашивания и сколов, которые
возникали уже в первые минуты работы. Участки сколов и выкраши-
ваний как бы опоясывались блестящей ленточкой износа. При дости-
жении ширины фаски износа 0,4—0,5 мм стружка принимает
темно-синий цвет и приваривается к режущей кромке. Прива-
ренная к зубу фрезы стружка при последующем врезании
зуба фрезы в заготовку скалывается иногда вместе с частицами
твердого сплава. Характер износа и закономерность возрастания
стойкости с повышением предела прочности на растяжение
свидетельствует о неблагоприятном характере нагружения
режущего клина, имеющего общепринятые геометрические пара-
метры.
Анализ прочностных характеристик быстрорежущих сталей
и твердых сплавов показывает, что предел прочности на сжатие
у данных материалов значительно превосходит предел прочности
на растяжение. Растягивающие напряжения почти всегда вызы-
вают появление новых трещин и дальнейший рост уже существую-
щих. Таким образом, хрупкое разрушение режущего инструмента
в виде выкрашиваний и сколов практически всегда обусловлено
наличием растягивающих напряжений. Если в материале режу-
25
щего клина будут преобладать сжимающие напряжения, то ин-
тенсивность хрупкого разрушения инструмента будет значи-
тельна снижена. Поэтому целесообразно рассмотреть влияние
процесса резания и формы режущего клина на изменение харак-
тера напряженного состояния материала зуба фрезы и определить
оптимальную форму клина, при которой преобладали бы сжи-
мающие напряжения.
3. Выбор оптимальной формы режущего клина
Результаты наблюдений, выполненных на ряде ленинградских
предприятий, а также исследований, проведенных в лаборатории
технологии машиностроительных материалов Ленинградского по-
литехнического института им. М. И. Калинина, показали, что
износ—разрушение режущего инструмента в случае прерывистой
обработки аустенитных сталей происходит как в зоне Л, распо-
ложенной в непосредственной близости от режущей кромки, так
и на значительном удалении от нее (рис. 10).
В зоне А можно выделить следующие виды износа:
1) сколы и выкрашивания, возникающие на передней и задней
поверхностях инструмента уже в первые минуты работы — этот
вид износа встречается у твердосплавного и несколько реже у бы-
строрежущего инструмента;
2) сколы режущих элементов, образующиеся в середине или
в конце периода стойкости, что наиболее характерно для твердо-
сплавного инструмента;
3) нормальный вид износа, выражающийся в образовании
ленточки относительно равной ширины преимущественно по зад-
ней поверхности зуба фрезы;
4) пластическое деформирование рассматриваемой зоны, в ре-
зультате которого происходит смятие и округление режущей
кромки: это характерно для быстрорежущего и значительно реже
для твердосплавного инструмента.
Различный характер разрушения режущего инструмента опре-
деляет метод расчета зуба фрезы на прочность.
Таким образом, режущий инструмент теряет свою работоспо-
собность в результате изнашивания, хрупкого или пластического
разрушения. Различие между пластическим и хрупким разруше-
нием определяется уровнем пластической деформации и скоростью
распространения опасной трещины. Известно, что понятия хруп-
кость и пластичность относительны. Всестороннее сжатие приво-
дит хрупкие материалы в пластическое состояние, а всестороннее
растяжение обусловливает хрупкое разрушение пластичных ма-
териалов [42]. Следовательно, в зависимости от условий, опреде-
ляемых характером и интенсивностью нагружения, температурой
нагрева контактных поверхностей и другими параметрами, ре-
жущий инструмент может иметь хрупкое или пластическое раз-
рушение. Механизм пластического разрушения при малых и
26
больших скоростях резания подробно рассмотрен Т. Н. Лоладзе
[19,30 и др.], который полагает, чтоформоустойчивость области,
расположенной в непосредственной близости от режущей кромки’
определяется зависимостью
пт —---- -----------------, (5)
V о0н}, + м0нфнк-\ Н2К
где Ни — твердость инструментального материала в контактных
слоях заданной поверхности; Нф — твердость обрабатываемого
материала в зоне условной плоскости сдвига; Нк — твердость
обрабатываемого материала в контактных слоях с задней поверх-
ностью; Мо и До — коэффициенты; зависящие от нормальных
напряжений в рассматриваемом объеме инструментального ма-
териала и его предела текучести.
При пт 1 контактные слои инструментального материала под-
вергаются пластической деформации и возможно разрушение ре-
жущего клина. Хрупкое разрушение участка зуба фрезы, распо-
ложенного на значительном расстоянии (больше ширины контакта
с передней поверхностью) от режущей кромки, обусловлено дей-
ствием изгибающей силы, способствующей образованию крити-
ческих по величине растягивающих напряжений в материале
клина. Значительный интерес с практической и теоретической точек
зрения представляет исследование причин хрупкого разрушения
зоны, расположенной в непосредственной близости от режущей
кромки. Прочность режущего клина влияет на производитель-
ность процесса резания и часто, чтобы уменьшить возможность
хрупкого разрушения зубьев фрез, снижают параметры режима
резания. Исследования в области прочности режущего инстру-
мента выполнены многими авторами [7 8, 10, 15, 20, 21, 23, 30,
34, 41 и др.]. Однако отмечается [19], что многие вопросы проч-
ности режущей части инструмента еще не решены.
При фрезеровании труднообрабатываемых материалов разру-
шение зубьев твердосплавных фрез в виде сколов и выкрашива-
ний происходит наиболее часто уже в первые минуты работы и
усталостный характер образования трещин маловероятен. Хруп-
кое разрушение может произойти в результате образования и раз-
вития опасной трещины, либо вследствие сдвига, т. е. мгновен-
ного разделения атомных слоев вдоль всей плоскости сдвига.
Участок инструмента, расположенный в непосредственной
близости к режущей кромке, подвергается сколам и выкрашива-
ниям вследствие относительно большой величины удельных на-
грузок, действующих на контактных поверхностях инструмента.
При достижении разности нагрузок, действующих на передней и
задней поверхностях, некоторой критической для данного инстру-
ментального материала величины происходит срез—скол. На-
правление скола зависит от того, какая нагрузка является в дан-
ный момент превалирующей. Если нагрузки, действующие на
передней поверхности, превышают нагрузки на задней, то
27
возможен скол в направлении задней поверхности и, если прео-
бладают нагрузки на задней поверхности, то возможен скол на
передней.
Таким образом, для определения напряженного состояния
зуба фрезы необходимо знать как удельные нагрузки, так и силы,
действующие на задней и передней поверхностях режущего ин-
струмента. Расчет, учитывающий только силы на передней по-
неверные результаты, погрешность
которых при резании с малыми тол-
щинами среза, когда силы на задней
поверхности превосходят силы, дей-
ствующие на передней, увеличи-
вается.
В процессе резания на зуб фрезы
действуют: касательная (тангенци-
альная) сила Pzt направление ко-
торой совпадает с вектором скорости
резания, радиальная сила Ру, напра-
вленная по радиусу фрезы, и осевая
сила величина которой зависит
от угла наклона винтовых зубьев
со. При (о = 0° сила Рх имеет мини-
мальное значение. Сумма векторов
верхности, даст заведомо
Рис. 10. Схема сил, действующих
на режущий клин в процессе реза-
ния
Pz + Py+PX=R (6)
позволит определить направление и величину результирующей
силы резания R.
Рассмотрим влияние направления силы R на напряженное
состояние зоны режущего клина, которая расположена на неко-
тором расстоянии (больше 2 мм) от режущей кромки.
Равнодействующую силу резания R (рис. 10) можно разложить
на силу Few, направленную по биссектрисе угла клина, и силу F^,
приложенную в вершине клина и расположенную нормально
к биссектрисе. Зуб фрезы, применительно к теории упругости,
можно рассматривать как полубесконечный клин и тогда напряже-
ния, обусловленные действием этих сил, определяются по фор-
мулам [39]
^ = -Гв—РсжТ^ в\ кГ/мм"’ (7)
(,-r+sin-Г cos Нг)г
= П>—в\ кГ/лоЛ <8)
к 2 Sin-rC0S 2 Г
где 'О' — угол, отсчитываемый от прямой, совпадающей с направле-
нием приложенной силы и плоскостью, в которой определяется
напряжение; 0 — угол заострения клина—зуба фрезы; г — рас-
28
стояние между точкой приложения силы (вершина зуба) и точ-
кой, в которой определяется напряжение.
Наибольшее значение растягивающие напряжения будут иметь
на плоскости, определяемой выражением Ф = _|_е
Возможность разрушения данной области клина будет мини-
мальной, если в материале зуба фрезы будут преобладать сжимаю-
щие напряжения, т. е. будет выполняться следующее неравен-
СТВ0, FcrwCOS'0‘ FU3e COS ft
/ 0 , . 0 0 \ Г0 : 0 rv • (у)
\2+ Sin 2 C0S 2 ) r 2 Sin 2 cos 2 ) Г
Решая это неравенство, получаем, что, если FC3ICIFU3? > 6,7
(при 0 > 50°), то в материале клина будут преобладать только
сжимающие напряжения, т. е., если равнодействующая сила ре-
зания R отклоняется от биссектрисы угла заострения не более,
чем на 1/6, то хрупкое разрушение зуба фрезы на значительном
удалении от режущей кромки маловероятно.
Силы резания при фрезеровании заготовок концевой фрезой
измерялись специально сконструированным трехкомпонентным
фрезерным динамометром, регистрация производилась осцил-
лографом МПО-2. Осциллограммы сил и температуры резания
обрабатывались при 50-кратном увеличении. Переменными пара-
метрами, изменявшимися в широких пределах при измерении сил
и температур в зоне резания, являлись: v = 4—100 м/мин, а =
= 0,01 4-0,25 мм, у = —15 -=-15°, ширина фаски износа по задней
поверхности h3 = 0,15—0,8 мм.
При проведении динамических испытаний глубина—расстоя-
ние между обработанной и обрабатываемой поверхностями, из-
меренное в направлении нормальном к оси концевой фрезы,
и ширина фрезерования — расстояние между вышеупомянутыми
поверхностями, но измеренное в направлении параллельном
оси фрезы, оставались постоянными: t = 32 мм, В = 3 мм.
Кроме измерения сил и температуры в зоне резания, контроли-
ровались класс чистоты обработанной поверхности, характер
стружкообразования и усадка стружки, которая определялась
в поперечном сечении. Попытка определить продольную усадку,
как отношение длины дуги резания к длине стружки, не привела
к положительным результатам. Данные, полученные при измере-
нии продольной усадки стружки, отличались от ее среднего зна-
чения более чем на 30%. Такой большой разброс результатов
измерений можно объяснить одновременным влиянием нескольких
факторов на усадку стружки. Переменными величинами по дуге
контакта (поверхность паза заготовки) являются: толщина сре-
заемого слоя, действительный передний угол (с учетом радиуса
скругления режущего лезвия), температура контактных поверх-
ностей режущего инструмента и средний коэффициент трения
между сходящей стружкой и передней поверхностью зуба фрезы.
29
Каждый из этих факторов оказывает вполне определенное влия-
ние на процесс стружкообразования, но иногда влияние одного
фактора может быть противоположно влиянию другого. Например,
увеличение толщины срезаемого слоя преимущественно способст-
вует уменьшению усадки стружки, а отрицательный передний
угол приводит к ее повышению. Проскальзывание зуба фрезы,
уменьшая длину стружки, искусственно завышает значение
усадки.
Учитывая противоречивость изменения усадки стружки по
дуге контакта, было проведено измерение усадки стружки в раз-
личных сечениях по дуге контакта для определения участка с наи-
более постоянным значением коэффициента усадки. Для этого
V
3,8
Рис. 11. Влияние угла контакта и ширины фаски
износа h3 на изменение коэффициента поперечной
усадки стружки |
твердосплавным центром на предварительно полированную по-
верхность заготовки были нанесены риски с расстоянием от оси
паза 8 и 13,5 мм, что соответствовало при диаметре фрезы 32 мм
дуге 30 и 60°. Глубина рисок 0,2—0,3 мм, точность нанесения
±0,2 мм. Риски, покрытые медным купоросом, отчетливо разли-
чались на стружке. Стружки заливались стиракрилом. Измерение
толщины стружки осуществлялось резьбовым микрометром или
на инструментальном микроскопе. Наиболее постоянное значе-
ние поперечной усадки стружки, как показали результаты из-
мерений, соответствуют участку с максимальной толщиной сре-
заемого слоя (рис. 11). Удаление от этого участка приводит к уве-
личению коэффициента усадки, а также повышает отклонение
от его среднего значения.
Изменение усадки стружки в зависимости от толщины срезае-
мого слоя а проявляется тем значительнее, чем меньше передний
угол зуба фрезы у (рис. 12). Увеличение толщины срезаемого слоя
в 4 раза (от 0,03 до 0,12 мм) обусловливает изменение усадки
стружки на 28% (от 2,8 до 2,0) при у = 15° и на 35% (от 6,0 до
3,9) при у = —15°. Увеличение усадки стружки при уменьшении
толщины срезаемого слоя является результатом изменения на-
пряженного состояния пластически деформированной зоны и
влияния масштабного фактора [22]. Уменьшение толщины среза
30
повышает инвариант напряжения и «жесткие» условия деформи-
рования заменяются более «мягкими», что способствует повышению
пластичности деформируемого металла и соответственно усадки
стружки. Увеличение поперечной усадки стружки при толщинах
среза более 0,12 мм (на графике эти участки отмечены штрихо-
выми линиями) не типично для углеродистых сталей и объясняется
особенностями процесса резания жаропрочных материалов. В пе-
риод врезания температура контактных поверхностей инстру-
мента имеет относительно малую величину. Продолжение реза-
ния повышает температуру, что способствует свариванию эле-
ментов стружки с передней поверхностью инструмента (рис. 6),
Рис. 12. Влияние переднего угла
зуба фрезы у и толщины срезае-
мого слоя а на коэффициент усад-
ки стружки (обрабатываемый мате-
риал—сталь 45717ЮЗ, v=4 м/мин)
0,02 0,04 0,0b 0,08 Ut1 0,10 OJb
О, ММ
Рис. 13. Влияние переднего
угла зуба фрезы и толщины
срезаемого слоя на тангенциаль-
ную силу Pz (обрабатываемый
материал — сталь 45Г17ЮЗ,
v = 4 м!мин)
образование стружки как бы затормаживается, что приводит
к увеличению коэффициента усадки. С увеличением переднего
угла более +5° температура в зоне резания снижается и наблю-
дается постепенно уменьшение усадки стружки с возрастанием
толщины срезаемого слоя.
Тангенциальная сила (рис. 13) возрастает в 4 раза (от 100
до 400 кГ) при изменении толщины срезаемого слоя в 7,5 раз
(от 0,02 до 0,15 мм). При отрицательных передних углах интен-
сивность повышения этой силы увеличивается, что, вероятно,
вызвано более интенсивным упрочнением обрабатываемого ма-
териала. Например, при у = —5° и толщине среза а 0,02 мм
сила Рг = 360 кГ. При а = 0,08 мм в аналогичных условиях
сила Рг увеличивается в 1,6 раза.
Увеличение скорости резания способствует повышению темпе-
ратуры контактных поверхностей режущего инструмента и со-
ответственно изменению как прочностных характеристик мате-
риала срезаемого слоя, так и среднего коэффициента трения
между передней поверхностью и сходящей стружкой. Сни-
жение трения способствует уменьшению угла действия силы
31
стружкообразования, усадки стружки и сил резания. Десятикратное
изменение скорости резания (от 4 до 40 м!мин) обусловливает
уменьшение силы Р2 для сплава ХН35ВТЮ и стали 45Г17ЮЗ
почти в 1,5 раза (рис. 14) и снижение усадки стружки соответст-
венно в 2 и 1,4 раза.
Несмотря на существенное различие механических свойств
обрабатываемых материалов, силы резания для сплава ХН35ВТЮ
и сталей 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т в диапазоне подач 0,03—0,07 мм!зуб
имеют примерно равные значения (рис. 15). На первый взгляд
такое положение кажется не-
сколько странным. Однако
сравнение механических
свойств обрабатываемых ма-
териалов, сил резания, зна-
Рис. 14. Длина контакта струж-
ки с передней поверхностью 1К
и тангенциальная сила резания
Pz при различных значениях
скорости резания (обрабатывае-
мый материал—сталь 45Г17ЮЗ;
sz = 0,08 мм!зуб, у = —5°):
1 — изменение силы резания;
2 — шлицевание длины контакта
Рис. 15. Влияние марки обрабатывае-
мого материала на силы в зоне реза-
ния (и = 4 м/мин\ у = 10°):
1,7 — сплав ХН35ВТЮ; 2, 6 — сталь
45Г17ЮЗ; 3, 8 — сталь 1Х18Н9Т; 4,
5 — сталь 40. Кривые /, 2, 3, 4 — сила
кривые 5, 6, 7,8 — сила Р
чений условного угла сдвига и усадки стружки объясняет это
обстоятельство. Так, предел прочности на разрыв и твердость
у сплава ХН35ВТЮ примерно в 2 раза выше аналогич-
ных характеристик сталей 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т. Повышение
прочности и твердости понижает пластичность материала. Отно-
сительные удлинение и сжатие, характеристики пластичности
материала для сплава ХН35ВТЮ равны 9 и 13%, а для стали
45Г17ЮЗ соответственно 60 и 52%. Вследствие относительной низ-
кой пластичности условный угол сдвига при у = 3° для сплава
ХН35ВТЮ равен 30° и в 3 раза превышает аналогичную характе-
ристику для стали 45Г17ЮЗ. Поперечная усадка сплава
ХН35ВТЮ равна 1,9, а стали 45Г17ЮЗ — 3,1. Различия в зна-
чениях условного угла сдвига способствует изменению сил реза-
ния. Следовательно, однозначного влияния свойств обрабатывае-
мого материала на силы в зоне резания не наблюдаются.
Проф. Н. Н. Зорев делает вывод, что с увеличением механи-
ческих свойств обрабатываемого материала деформация и усадка
стружки значительно падают, а силы резания могут либо увеличи-
ваться, либо уменьшаться.
32
На основе полученных данных силовых опытов графо-анали-
тическим методом были определены: равнодействующая сила ре-
зания, а также силы, способствующие как сжатию, так и изгибу
режущего клина.
Растягивающие и сжимающие напряжения возрастают с умень-
шением переднего угла (табл. 9). Однако интенсивность роста
Таблица 9
Влияние переднего угла зуба фрезы на величину оСж и враст
(фрезерование без охлаждения, обрабатываемый материал —
сталь 45Г17ЮЗ, v = 4 м/мин\ а = 0,03 мм\ а = 20°)
Передний угол зуба фрезы в град Я F гсж F г изг °сж сраст ®сж ф 3’
в кГ в кГ/мм2 враст. в град -у - М>°
15 НО 80 53 49 90 0,54 31 —3
10 126 НО 68 64 94 0,68 26 2
5 190 160 102 83 104 0,79 28 3,5
0 265 225 150 117 130 0,91 31 4
—5 340 310 190 156 140 1,11 32 5
—10 400 360 200 170 122 1,4 30 10
сжимающих напряжений превышает интенсивность роста растя-
гивающих напряжений. Изменение переднего угла от 15 до —5°
способствует увеличению сжимающих напряжений в 3,2 раза
(от 49 до 156 кПмм2), а растягивающих напряжений в 1,5 раза
(от 90 до 140 кПмм2). Неблагоприятные условия для зуба фрезы
с положительным углом 15°, выражающиеся в относительно ма-
лом значении отношения -°с~ = 0,54 и отрицательной разностью
враст
-----ф°, свидетельствуют о расположении силы R вне режущего
клина. Переход к отрицательным передним углам способствует
как образованию в режущем клине преимущественно сжимающих
напряжений, так и более благоприятному направлению действия
результирующей силы резания. Увеличение толщины срезаемого
слоя повышает растягивающие напряжения в большей степени,
чем сжимающие, однако для зуба фрезы с отрицательным перед-
ним углом (у = 5°) отношение сжимающих напряжений к растя-
гивающим для диапазона подач 0,03—0,07 мм!зуб остается больше
единицы. Данный диапазон рекомендуемых подач лимитируется
не прочностью зуба фрезы, а условиями размещения и транспорти-
рования стружки из стружечной канавки. Опыты по определению
«ломающей подачи» для концевых фрез выявили работоспособ-
ность твердосплавных (ТТ20К9) зубьев при фрезеровании пазов
в заготовках из стали 45Г17ЮЗ с подачей sz = 0,5 мм!зу
о 33
3 В. Г. Подпоркин
Повышение скорости резания способствует увеличению отношения
°сж (табл. 10) вследствие уменьшения сил, действующих на пе-
враст
редней поверхности.
Таблица 10
Влияние скорости резания на величину cw и Яраст.
(фрезерование пазов без охлаждения, обрабатываемый материал —
сталь 45Г17ЮЗ, s2= 0,05 мм/зуб, углы заточки зуба фрезы:
а 20°, у = +5°, уф —5°)
Скорость Я рсж °сж °рист °сж ip 6°
резания в м/мин кГ кГ/мм2 °раст в град у - м>о
4 435 360 244 182 181 1,08 34 3
30 335 290 168 146 120 1,22 30 7
60 290 250 148 126 110 1,17 26 11
60 220 212 60 110 45 2,45 10 22
Таким образом, форма зуба фрезы с отрицательным передним
углом является наиболее благоприятной для области, расположен-
ной на некотором расстоянии от режущей кромки.
Если выполненный расчет применить к определению напря-
женного состояния зоны, расположенной в непосредственной
близости от режущей кромки, то полученный результат почти
всегда будет отличаться от действительного. Определение напря-
женного состояния данной зоны весьма затруднено и требует
определения ряда параметров, точные значения которых, вслед-
ствие многочисленных факторов сопутствующих процессу резания,
практически невозможно определить. С достаточной для практики
точностью можно определить только удельные нагрузки, действую-
щие на передней и задней поверхностях режущего клина, и по
величине их разности определить оптимальную форму данной
зоны зуба фрезы. Для определения удельных нагрузок на кон-
тактных поверхностях режущего инструмента необходимо знать
значение сил, действующих на его передней и задней поверхностях.
Н. Н. Зоревым [21 ] для определения сил, действую-
щих на заднюю поверхность режущего ин-
струмента, предложены следующие методы: 1) экстраполя-
ция силовых зависимостей на нулевую толщину срезаемого слоя;
2) подбор переднего угла; 3) сравнение сил резания при различных
величинах фаски износа по задней поверхности; 4) аналитический.
В нашем исследовании при фрезеровании заготовок однозу-
бой концевой фрезой (угол наклона режущего лезвия 0°) резание
осуществлялось практически одним лезвием на цилиндрической
части, так как переходная кромка не затачивалась. Благодаря
этому процесс резания приближенно соответствовал свободному,
34
что дало возможность произвести определение сил Л7', действую-
щих на заднюю поверхность, экстраполяцией зависимостей Р =
f (а) на ординату, соответствующую нулевой толщине срезае-
мого слоя. Некоторые результаты расчета сил N' проверялись
применительно к третьему методу, при котором эта сила рассчи-
тывалась для различных значений фасок износа на задней поверх-
ности зуба фрезы. Значения силы Л/', определенные различными
методами, имеют незначительное (9%) отклонение от ее средне-
арифмичетиской величины (табл. И).
Таблица 11
Нормальные силы N' (в кГ),
действующие на заднюю поверхность зуба фрезы при обработке пазов
(материал — сталь 45Г17ЮЗ, v = 4 mImuh, f= 30 мм, В = 3 мм)
Метод определения силы ДМ Ширина фаски износа в мм
0,15 0,45 о,6 0,8
Экстраполяция на нулевую тол- щину срезаемого слоя 60 125 160 280
При различных h3 в мм 45 135 180 240
Среднее нормальное давление на задней поверхности зуба
концевой фрезы q > (в кПмм2) рассчитывалось по формуле
Ncp
ч»ср=-^кг/мм*- <10)
Для определения максимальной удельной нагрузки, действую-
щей на заднюю поверхность режущего инструмента, Н. Н. Зорев
предложил следующую формулу, при выводе которой рассмотрен-
ные условия контактирования фаски износа по задней поверх-
ности инструмента с обработанной поверхностью были приравнены
к условиям вдавливания в объект пуансона со скругленными за-
краинами:
___________4N'________ Г . R 1 sin (Рлс + Ро) .
^тах ~~ (л — 200 — Sin 20о) L Sin (рле - 0О)
+ sinpoin(tg Рл<7Ро) +
+ (л — 20о) cos кЦмм1, (11)
где q ' — максимальные удельные нагрузки на задней поверх-
jVmax
ности зуба в kPImm21.
Максимальное нормальное давление на задней поверхности
зуба фрезы, подсчитанное по формуле (11), после подстановки
соответствующих величин, оказалось больше q ' в 2,2 раза.
Ncp
3!
35
Значение q ' при различных размерах фаски износа h3 и перед-
Ncp
них углах у, рассчитанное по формуле (10), представлено на рис. 16.
Так как фаска износа на зубе концевой фрезы увеличивается бы-
стрее, чем сила N', то это способствует снижению средней нор-
мальной нагрузки на задней поверхности зуба.
Уменьшение q > наиболее существенно по величине при не-
Ncp
значительном увеличении фасок износа (h3 = 0,1 4-0,15 мм),
что подтверждается сравнением условий контактирования режу-
2 щего инструмента с обрабо-
ЧнСр'кГ/"м тайной поверхностью при ма-
Рис. 16. Удельные нагрузки, действую-
щие на задней поверхности зуба фрезы,
при различных значениях переднего угла
фаски износа (обрабатываемый материал—
сталь 45Г17ЮЗ, v = 4 м!мин)
тактного пуансона производится
Л. А. Галиным [12]
лых (/i3<0,l мм) и больших
(h3 = 0,5 мм) фасках износа.
В начальный период резания
при отсутствии фаски износа
условия контактирования
зубьев с обработанной по-
верхностью приближенно со-
ответствуют условиям контак-
та рабочей части пуансона,
задняя поверхность которого
ориентирована под углом а,
вдавливаемого в упругий эле-
мент плоской формы. Расчет
удельной нагрузки для кон-
по формуле, рекомендуемой
max
-----; КГ/ММ2.
V
(12)
Решая это уравнение при х —♦ h3, получаем q > —> оо. Пла-
'''max
стическая деформация, возникающая в обрабатываемом материале
впереди режущего клина, уменьшает q ’ , но величина послед-
ил
них тем не менее превышает удельные нагрузки, рассчитанные
при наличии фаски износа по формуле (11). Экспериментально
установлено, что снижение q > более чем в 1,5 раза достигается
заточкой фаски на задней поверхности (а = 0°) шириной 1ф3 =
= 0,08-н0,1 мм. Увеличение фаски износа способствует вслед-
ствие отставания роста силы N' снижению средних удельных на-
грузок. Изменение переднего угла от —5° до +15° при h3 =
= 0,3 мм уменьшает средние удельные нагрузки примерно в 2,5
раза (от 250 до 100 кГ).
Проведенные исследования по определению сил и удельных
нагрузок, действующих на задней поверхности, показали, что
эти характеристики при фрезеровании жаропрочных материалов
36
достигают значительной величины и могут вызвать сколы и вы-
крашивания режущих элементов. На рис. 17 показана схема раз-
рушения твердосплавного зуба фрезы, оснащенного пластинкой
сплава ВК8, вследствие пластической деформации — подъем вер-
шины зуба. Анализ схемы нагружения режущего клина в данных
условиях (у = 40 м!мин обрабатываемый материал__________сталь
45Г17ЮЗ, толщина срезаемого слоя переменная от 0 до 0,07 мм)
показывает, что причина пластической деформации — относи-
тельно большие нагрузки на задней поверхности.
Уменьшение максимального нормального давления, а следо-
вательно, и возможности образования
режущей кромки в начальный период
работы фрез может быть достигнуто
заточкой фаски на задней поверхности
шириной Иф3 = 0,08-н0,1 мм. Задний
угол фаски равен 0°. Дальнейшее уве-
личение размера фаски нецелесообразно
вследствие снижения стойкости фрез.
Нагрузки, действующие
сколовши выкрашивания
Рис. 17. Разрушение твер-
досплавного зуба фрезы
вследствие пластической де-
формации
передней поверхностью.
на переднюю поверхность
режущего инструмента,
могут быть определены, если известны:
силы, действующие на передней поверх-
ности, и площадь контакта стружки с
Передний угол зуба фрезы у и толщина срезаемого слоя а
значительно влияют на длину контакта 1К стружки с передней
поверхностью. Уменьшение переднего угла от 15 до —15° уве-
личивает (рис. 18) длину контакта в 4 раза (от 0,17 до 0,68 мм).
Толщина срезаемого слоя оказывает несколько меньшее влия-
ние на изменение длины контакта. Увеличение подачи в 4 раза
(от 0,03 до 0,12 мм!зуб) способствует росту длины контакта в 1,7
раза при у = —15° и в 3,1 раза при у = 15°.
Длина контакта стружки 1К с передней поверхностью значи-
тельно зависит от свойств обрабатываемого материала (рис. 19)
и несколько меньше от свойств инструментального материала.
При отрицательном переднем угле (у = —5°) и а = 0,05 мм
длина контакта для различных обрабатываемых материалов была
практически одинакова и находилась в пределах 0,6—0,7 мм.
Увеличение толщины среза в 3 раза (от 0,05 до 0,15 мм) способ-
ствует примерно равной интенсивности роста длины контакта для
сплава ХН35ВТЮ и стали 45Г17ЮЗ и несколько больше для
стали 1Х18Н9Т. Положительные передние углы (у = 10 ) обу-
словливают более резкое различие в размерах 1К для различных
обрабатываемых материалов. Например, при обработке стали 40
фрезами с у = 10° и а = 0,03 мм 1К = 0,45 мм и является по
сравнению с другими исследуемыми материалами наибольшей.
Аналогичная характеристика для сплава ХН35ВТЮ и сталей
1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ соответственно составляет 0,4; ОЛи мм.
37
Фрезы, оснащенные твердосплавными пластинами группы
ВТК, имели в среднем на 10—15% меньшую длину контакта, чем
фрезы с воьфрамокобальтовыми пластинами.
Рис. 18. Влияние переднего угла и
толщины срезаемого слоя на длину
контакта стружки с передней поверх-
ностью зуба фрезы (обрабатываемый
материал — сталь 45Г17ЮЗ, v =
= 4 mImuh)
Рис. 19. Изменение длины контакта
стружки с передней поверхностью для
различных обрабатываемых материа-
лов (и = 4 м/мин):
/—сплав ХН35ВТЮ; 2 — сталь 45Г17ЮЗ;
3 — сталь 1Х18Н9Т; 4 — сталь 40
Расчет средних нормальных удельных нагрузок qN (в кПмм2},
действующих на передней поверхности зуба фрезы и указанных
в табл. 12, произведен по формуле
qNcP = -^ кПмм2, (13)
где N — нормальная сила, действующая на переднюю поверх-
ность инструментов, в кГ.
Таблица 12
Влияние переднего угла и толщины срезаемого слоя
на величину удельных нагрузок на передней поверхности
(обрабатываемый материал — сталь 45Г17ЮЗ, v= 4 м/мин)
Толщина . срезаемого слоя в мм Удельные нагрузки в кГ/мм2 (средние/максимальные) при переднем угле V в град
15 10 5 1 0 -5 -10
0,03 196/392 140/280 160/320 216/432 250/500 180/360
0,05 180/360 180/360 170/340 220/440 230/460 175/350
0,08 180/360 185/370 160/320 180/360 195/390 170/340
0,12 175/350 179/358 130/260 140/280 170/340 150/300
0,15 180/360 187/374 130/260 130/260 — —
38
Рис. 20. Удельные нагрузки, дей-
ствующие на контактных поверх-
ностях зуба фрезы (обрабатывае-
мый материал — сталь 45Г17ЮЗ,
Средние нормальные удельные нагрузки на передней поверх-
ности зуба с уменьшением переднего угла от у = 10° до у =
— 5°возрастают (при а = 0,05 мм) только в 1,3 раза (от 180 до
230 кПмм)2. Такое незначительное повышение qN при широком
изменении переднего угла объясняется меньшим увеличением
(—30%) длины контакта стружки по сравнению с повышением
сил, действующих на передней поверхности, при изменении перед-
него угла. Уменьшение толщины срезаемого слоя в 4 раза (от
0,12 до 0,03 мм) при отрицательном переднем угле (у = — 5°) уве-
личивает qNcp в 1,5 раза (от 170
до 250 кПмм2) и понижает его
при положительном переднем угле
(у = 10°) в 1,3 раза.
Участок передней поверхности,
расположенный в непосредствен-
ной близости от режущей кромки
зуба и равный примерно 0,3/к,
имел сплошной контакт с отходя-
щей стружкой. В зоне контактного
участка не было обнаружено при-
варенных частичек стружки и сле-
дов абразивной заточки. При уда-
лении от режущей кромки (на рас-
стоянии более 0,3/к) на контакт-
v = 4 м/мин):
ных участках имелись следы при-
варенных частичек стружки. За
1 — на передней поверхности; 2 — на
задней поверхности
участком с приваренными части-
цами стружки вновь наблюдается чистая зона контактного участ-
ка, свободная от приваренных частичек стружки, но со следами
абразивной заточки. Такое различие зон на контактных участ-
ках зуба фрезы свидетельствует о неравномерном распределении
на нем удельной нагрузки.
Эпюра действительных нагрузок qN по передней поверхности
в первом приближении может быть представлена в виде треуголь-
ника, а эпюра средних нормальных qN — в виде прямоуголь-
ника. При равенстве площадей треугольника и прямоугольника
наибольшие нормальные давления в 2 раза превышают средние
нормальные нагрузки на передней поверхности. Для того чтобы
уменьшить склонность твердосплавных пластин к хрупкому раз-
рушению целесообразно за счет изменения углов зуба фрезы у
и а обеспечить или равенство, или минимальную разность макси-
мальных удельных нагрузок qN и q^.
Наибольшая разность между максимальными нормальными
нагрузками на передней и задней поверхностях достигает
280 кПмм2 при переднем угле у = —10°о(рис. 20) и постепенно
снижается, достигая минимума при у = 10° и а = 0,05 мм. Умень-
шение толщины срезаемого слоя в 5 раз (от 0,15 до 0,03 мм) при
39
V = 10° способствует снижению максимальной удельной нормаль-
ной нагрузки на передней поверхности на 30% (от 374 до
280 кПмм2), которое тем значительнее, чем меньше толщина сре-
заемого слоя. Снижение на передней поверхности зуба фрезы
увеличивает разность между наибольшими удельными нормаль-
ными нагрузками на задней и передней поверхностях, что способ-
ствует образованию выкрашиваний и сколов на передней поверх-
ности в период врезания зуба фрезы в заготовку. Если с увеличе-
нием толщины срезаемого слоя при у = 10° максимальные удель-
ные нормальные нагрузки на передней поверхности превышают
аналогичные давления на задней поверхности и разность между
ними достигает некоторой критической величины для данной
марки твердого сплава, то возникают и развиваются трещины на
передней поверхности, которые при продолжении резания вызы-
вают образование сколов на задней поверхности зуба фрезы.
Большое количество предварительных опытов было прервано
вследствие образования сколов твердосплавных пластин, которые
появились после трещин, возникающих в плоскостях, нормальных
к направлению силы, вызывающей растягивающие напряжения.
Такие трещины получали наиболее интенсивное развитие и явля-
лись наиболее опасными для целостности контактных участков
твердосплавного зуба фрезы. Анализ разрушения твердосплав-
ных пластин и в опытах других исследователей подтверждает,
что сколы и выкрашивания, а, по-видимому, и трещины примерно
параллельны режущей кромки.
Влияние толщины срезаемого слоя на величину максимальных
удельных нормальных нагрузок, действующих на передней по-
верхности для фрез с у = —5°, имеет более благоприятный ха-
рактер по сравнению с фрезами, имеющими у = 10°. Так, макси-
мальная нормальная удельная нагрузка для фрез с у = —5°
возрастает в 1,4 раза (от 340 до 500 кГ/мм2), если толщина сре-
заемого слоя уменьшается в 4 раза (от 0,12 до 0,03 мм). Зуб фрезы
при отрицательном переднем угле (у = —5°) в период врезания
подвергается воздействию относительно равных нормальных мак-
симальных удельных нагрузок <7wmax и q ' и имеет, благодаря
увеличению массы материала на контактных участках режущего
клина, относительно большую площадь сечения материала, ока-
зывающего сопротивление сколам и выкрашиваниям.
По задней поверхности зуба целесообразно затачивать фаску
шириной 0,08—0,1 мм (аф3 = 0°), увеличение которой вследствие
износа вызовет небольшое уменьшение величины р > , что незна-
Ncp
чительно повлияет на соотношение максимальных удельных на-
грузок на передней и задней поверхностях. Увеличение скорости
резания существенно не изменяет удельные нормальные нагрузки
как на передней, так и на задней поверхности вследствие того,
что силы резания и площади контактных участков изменяются
примерно с равной интенсивностью.
40
Равенство максимальных удельных нормальных нагрузок на
передней и задней поверхностях создает благоприятное напряжен-
ное состояние, приближающееся к многоосному сжатию материала
около режущей кромки, что подтверждается также результатами
О'--18-20
Рис. 21. Параметры опти-
мальной формы зуба
фрезы
опытов, проведенных на поляризационно-оптической установке.
Следовательно, при наличии отрица-
тельного пареднего угла характер напря-
женного состояния режущего клина как
в области, расположенной в непосред-
ственной близости от режущей кромки,
так и на значительном удалении от нее,
является более благоприятным по сравне-
нию с напряженным состоянием зуба
фрезы с положительным передним углом.
Результаты дальнейших опытов пока-
зали, что для обеспечения нормальной
работы твердосплавных зубьев достаточно
заточить только фаску длиной (0,5—
0,7) 1К при уфп = —5°. Рекомендуемая
фаска сохраняет благоприятное напряжен-
ное состояние режущего клина и способ-
ствует уменьшению силы резания в среднем на 30—35% по сравне-
нию с фрезами, имеющими у = —5°. Ширина фаски на передней
поверхности определяется по формуле
S0’35
1фп == 6) g ММ,
(14)
У зуба концевой фрезы, заточенного согласно указанным ре-
комендациям (рис. 21), в процессе резания возникает более благо-
приятное напряженное состояние сжатия
Рис. 22. Характер износа
твердосплавного (Т14К8)
зуба фрезы, имеющего
оптимальную форму
по сравнению с напряженным состоянием
режущего клина при другой совокупно-
сти геометрических элементов и парамет-
ров. Повышение сопротивления хрупкому
разрушению зуба рекомендуемой формы
при v = 50 м/мин характеризуется отно-
шением - °сж - = 2,45 и разностью -4----
Gpacm *
— ф = 10°. Зубья фрезы, имеющие отри-
цательный передний угол (у = —5°), на-
ходятся в лучших условиях в период
врезания. При у = 10° на передней поверх-
ности зуба фрезы ораст =\64 кПмм2,
Ссж = 35 кПмм2, а их отношение Ptac = 0,55. Кроме того,
враст
угол, образованный направлением силы R и касательной к перед-
ней поверхности, равен —10°. Разрушение наиболее нагружен-
ных контактных участков зуба фрезы в этом случае может про-
41
изойти по передней поверхности и на участке перехода зуба фрезы
в тело.
Таким образом, заточка фасок на передней и задней поверх-
ностях зуба фрезы обусловливает относительное равенство или
незначительное различие по величине максимальных удельных
нагрузок, действующих на его контактных участках при v =
= 4 -=-120 м!мин\ и sz = 0,03 -=-0,15 мм/зуб, а также обеспечивает
более благоприятное соотношение напряжений сжатия и растя-
жения в материале режущего клина.
Для проверки влияния фасок, затачиваемых на передней и
задней поверхностях зуба фрезы, на ослабление тенденции к хруп-
кому разрушению режущего клина были проведены опыты по
фрезерованию пазов в заготовках из сталей 45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т
и сплава ХН35ВТЮ однозубыми концевыми фрезами на верти-
кальнофрезерном станке 6М12П.
Износ зубьев твердосплавных фрез, заточенных согласно вы-
сказанным рекомендациям, имел вид полоски (рис. 22), относи-
тельно равная ширина которой сохранялась до величины 0,74—
0,85 мм. Более высокая твердость, теплостойкость, износостой-
кость, а также меньшая склонность к окислению в зоне темпера-
тур 700—800° С твердых сплавов типа ВТК по сравнению со
сплавами типа ВК, определяет более высокую стойкость конце-
вых фрез с пластинами Т14К8, Т5КЮ по сравнению с фрезами,
оснащенными пластинами ВК8 при обработке сталей 45Г17ЮЗ,
1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ.
Обобщая сказанное, можно сделать следующие выводы.
1. Величина разности максимальных удельных нормальных
нагрузок, действующих на передней и задней поверхностях зуба
фрезы, точка приложения и направление равнодействующей
силы резания являются одной из причин, обусловливающей воз-
никновение и развитие в процессе резания или развитие уже имев-
шихся трещин, что способствует образованию выкрашиваний и
сколов в твердосплавных пластинах.
2. Опасные трещины, выкрашивания и сколы, вызванные ра-
стягивающими напряжениями вследствие действия сил резания,
возникают и развиваются в направлении, примерно параллельном
режущей кромке.
3. Оптимальная форма режущего клина, способствующая об-
разованию в материале инструмента преимущественно сжимаю-
щих напряжений, характеризуется следующими параметрами:
а - 18 : 20°; l(f)3 0,08 ^-0,1 мм\ а,ф3 О’; у 5°; 1фп по фор-
муле (14) при уфП 5°. Рекомендуемая форма режущего клина
обеспечивает широкое применение твердосплавных (ВТК) кон-
цевых фрез при обработке пазов и уступов в заготовках из жаро-
прочных материалов,
Глава II
ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ ЖАРОПРОЧНЫХ, ЖАРОСТОЙКИХ
И ИЗНОСОСТОЙКИХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
4. Фрезерование быстрорежущими концевыми фрезами
Обрабатываемость, являющаяся одним из основных показате-
лей технологичности материала, характеризуется комплексом
параметров, определяющих производительность процесса реза-
ния и качество обработанной поверхности деталей машин.
Наиболее распространенными характеристиками обрабатывае-
мости являются: скорость резания, соответствующая установлен-
ной стойкости режущего инструмента (обычно 60 мин)\ силы и
температура, возникающие в зоне резания; мощность, затрачи-
ваемая на механическую обработку; качество поверхностного
слоя обработанной заготовки и др.
Влияние некоторых свойств обрабатываемых материалов на
изменение упомянутых характеристик и рассматривается в дан-
ной главе.
Фрезерование пазов и уступов концевыми фрезами осуществ-
лялось на вертикально-фрезерном станке модели 6М12П, в кине-
матическую цепь подач которого был встроен двухступенчатый
редуктор с передаточным отношением ц = 1 и i2 = 1/20. При
помощи редуктора и коробки подач станок в случае необходимости
может быть настроен на относительно малые подачи (от 1,25 мм/мин)
и на подачи, предусмотренные схемой станка (от25 до 1250 мм/мин).
Режущим инструментом являлись однозубые фрезы, конструк-
ция которых представлена на рис. 23. Крепление пластин-зу-
бьев 4 в корпусе фрезы 1 производилось двумя независимыми кли-
новыми прижимами 2, поджим которых осуществлялся болтами 3.
Данная конструкция является наиболее удобной и может быть
рекомендована как для проведения исследований, так и для ра-
боты в производственных условиях. Часть опытов, в том числе
все контрольные, выполнялись многозубыми концевыми фрезами.
Режущая часть фрез из быстрорежущей стали после термической
обработки тщательно осматривалась и контролировалась на твер-
дость. К дальнейшей работе допускался инструмент, твердость
которого находилась в пределах HRC 62—67.
43
зрения относительного
конце-
Рис. 23. Однозубая
вая фреза с механическим
креплением пластин-зубьев
В производственных условиях при фрезеровании пазов и усту-
пов концевыми фрезами наиболее распространенными являются
подачи sz = 0,05 -=-0,15 мм!зуб. Величина тангенциальной силы,
действующей на зуб при фрезеровании труднообрабатываемых
материалов с данными величинами подачи, составляет ориенти-
ровочно Pz = 1004-200 кГ. Значение Pz в случае аналогичной
обработки!конструкционных материалов типа стали 40 умень-
шается в 2—3 раза.
Для обеспечения нормальных условий работы фрезы с точки
постоянства силовых нагрузок на кон-
тактных поверхностях режущего клина
и точности фрезерования суммарная
деформация системы СПИД в резуль-
тате воздействия сил резания не должна
I- превышать 0,01—0,02 мм, что соответ-
ствует минимальной величине коэффи-
циента жесткости 5000 кПмм. Если
коэффициент жесткости имеет меньшее
значение, то в процессе фрезерования
упругая деформация звеньев системы
будет постепенно возрастать, а затем,
когда упругие силы превысят силу
резания, произойдет скачок, в резуль-
тате которого резко возрастет толщина
срезаемого слоя, а значит и нагрузка
на зуб фрезы и поэтому возможен скол
или поломка зуба.
Известно, что обработка пазов и уступов концевыми твердо-
сплавными фрезами в заготовках из обычных конструкционных
сталей не вызывает существенных затруднений, так как вследствие
относительно небольших сил резания упругая деформация си-
стемы СПИД не является значительной и зубья фрезы находятся
под воздействием нагрузок, максимальная величина которых имеет
практически постоянное значение.
Если фрезерование труднообрабатываемых материалов осу-
ществляется на станках, имеющих относительно низкую жесткость,
то не следует устанавливать большую подачу на зуб и в качестве
инструментального материала рационально применять быстро-
режущие стали.
При обработке на станках, коэффициент жесткости которых
более 7000 кПмм, целесообразно применять твердосплавные
концевые фрезы с оптимальной формой зуба (см. рис. 21).
Влияние углов заточки и свойств инструментального матери-
ала на стойкость концевых фрез. Геометрические параметры
режущей части концевых фрез (рис. 24) характеризуются следую-
щими углами: главным передним углом у, главным задним уг-
лом а и углом наклона винтовых зубьев со. Главный передний
угол у рассматривается в плоскости, нормальной к главной режу-
44
щей кромке. Величина этого угла соответствует углу, образован-
ному между передней поверхностью зуба фрезы и нормалью к плос-
кости резания. Иногда передний угол задают в плоскости, нор-
мальной к оси фрезы (угол у'). Между углами у и у' существует
следующая зависимость
tg У = tg у' cos со. (15)
Главный задний угол зуба фрезы а рассматривается в плос-
кости, нормальной к оси фрезы, и равен углу между задней по-
верхностью и плоскостью резания. Задний угол в сечении, нор-
мальном к режущей кромке, обозначается ап и определяется
выражением
tg а„ = _!£?_. (16)
& cos (0 4 7
Угол наклона винтовых зубьев концевой фрезы со оказывает
влияние на изменение направления отвода стружки, величину
осевой силы резания, равномерность фрезерования, значения
переднего и заднего углов и другие параметры фрезерования.
Передний и задний углы зуба рассматриваются также на
переходной кромке и торцевой части фрезы.
Передний угол режущего инструмента влияет на стой-
кость, силы и температуру в зоне резания, средний коэффициент
трения и другие факторы. На рис. 25 показаны корни стружки
при фрезеровании стали 40 концевыми фрезами с отрицательным
(у = —20°) и положительным (у = 15°) передними углами. Отри-
цательный передний угол (рис. 25, а) даже при наличии нароста
на передней поверхности способствует значительной деформации
обрабатываемого материала, что подтверждается характером де-
формации зерен перлита и увеличенными значениями сил и тем-
пературы в зоне резания. Положительный передний угол зуба
фрезы (рис. 26, б) обусловливает меньшую деформацию обрабаты-
ваемого материала, и процесс резания сопровождается относи-
45
тельно небольшими силами и температурами, действующими на
контактных поверхностях инструмента.
При обработке заготовок из сплава ХН35ВТЮ и сталей
45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т рекомендуется применять концевые фрезы
с у - 8-4-12°. Меньшее значение переднего угла следует приме-
нять для фрез, изготовленных из быстрорежущих сталей леги-
рованных кобальтом. При фрезеровании сплава ХН77ТЮ ре-
комендуются фрезы у = 10-4-12° [17], а материалов ЭИ654, ЭИ597
Рис. 25. Характер деформации срезаемого слоя при отрицательном (а) и поло-
жительном (б) переднем угле
фрезы с у = 10-4-15° [33]. Дальнейшее увеличение переднего угла
(у > 15-н20°) способствует снижению стойкости фрез и усложняет
заточку.
Концевые фрезы с нормальным положительным передним уг-
лом (у = 8-н12°) обеспечивают для рассматриваемых материалов
устойчивое получение 5-го класса чистоты обработанной поверх-
ности. Это объясняется, в частности, практически полным отсут-
ствием образования нароста на передней поверхности. Образо-
вание нароста не наблюдалось и при изменении подач от sz =
= 0,01 мм/зуб до sz = 0,15 мм!зуб.
Оптимальное значение заднего угла концевых
фрез существенно зависит от марки инструментального мате-
риала. Задний угол зуба фрезы на цилиндрической части оказы-
вает влияние на интенсивность роста износа и прочность режущего
клина. Увеличение заднего угла не препятствует повышению стой-
кости режущего инструмента до тех пор, пока чрезмерное ослаб-
ление режущей части не будет способствовать появлению сколов
и выкрашиваний. М. Н. Ларин на основании анализа многочислен-
ных исследований, проведенных советскими учеными, предлагает
значение заднего угла ориентировочно определять по формуле
slnccozim = -^, (17)
а
46
где С — постоянная величина (при обработке сталей и чугунов
С = 0,13); а —толщина срезаемого слоя; k — показатель, ха-
рактеризующий влияние толщины срезаемого слоя на значение
заднего угла.
быстрорежущих концевых фрез при обработке стали
45Г17ЮЗ (и = 14,2 м/мин\ sz = 0,15 мм!зуб; t - = 33 мм;
В = 3 мм; СОЖ — 5-процентная эмульсия)
q, мм/мм
Рис. 27. Влияние
свойств обрабатывае-
мых материалов на
величину упругой де-
формации
Обработку пазов в сталях 45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т и сплаве
ХН35ВТЮ рационально производить концевыми фрезами, имею-
щими задний угол на цилиндрической части а = 20-н25° (рис. 26).
Меньшее значение заднего угла справедливо для твердосплавных
фрез и подач более 0,1 мм!зуб, большее —
для быстрорежущих фрез и малых подач.
Дальнейшее увеличение заднего угла
(а > 25°) у некоторых фрез (преимуще-
ственно из Р18) способствует повышению
стойкости, однако у большинства инстру-
ментов (особенно твердосплавных и типа
Р9К5) при этом наблюдаются выкрашива-
ния и сколы, снижающие время работы
фрез. Наблюдается общая тенденция к
увеличенным значениям задних углов для
зубьев фрез, предназначенных для фрезеро-
вания труднообрабатываемых материалов,
что можно объяснить увеличенными силами,
действующими на заднюю поверхность и
повышенным упругим восстановлением жаро-
прочных и жаростойких материалов. Из-
вестно 131 I, что упругая деформация
материала продолжает развиваться выше
предела упругости и возрастает с увеличе-
нием нагрузки вплоть до разрушения. Экстраполяция (рис. 27)
начального прямолинейного участка кривой истинное напря-
жение — деформация до величины наибольшего напряжения
с достаточной точностью позволит определить величину макси-
мально упругой деформации для любого материала. Например,
при фрезеровании материала Д, который имеет невысокую
47
прочность в исходном состоянии и низкий коэффициент упроч-
нения (типа стали 40) при напряжении меньше опц (участок
а—б), происходит практически только упругая деформация.
С увеличением истинных напряжений возникает пластическая
деформация и одновременно растет упругая составляющая
деформации, максимальная величина которой характеризуется
участком в—г. Для материала А характерно разрушение при
небольших истинных напряжениях и максимальные упругая
и пластическая деформации определяются соответственно уча-
стками в—г и г—д.
Величина упругого восстановления, а следовательно, и сил,
действующих на заднюю поверхность режущего инструмента,
при обработке резанием материалов данного типа имеет неболь-
шое значение.
При фрезеровании материала 5, для которого характерна
либо высокая прочность в исходном состоянии, либо значитель-
ная упрочняемость в процессе деформации (типа сплава
ХН35ВТЮ) максимальные упругая и пластическая деформации
характеризуются соответственно участкам е—ж и ж—з. Следо-
вательно, величина упругого восстановления, которая прибли-
женно зависит от величины наибольшей упругой деформации,
при фрезеровании материала типа Б будет иметь значительно
большую величину, чем при фрезеровании материала типа А.
В результате упругого восстановления и повышенной адгезии
происходит активное налипание обрабатываемого материала на
заднюю поверхность зуба фрезы при малых значениях (меньше
10°) заднего угла. Сравнивая значения аопт, полученные по фор-
муле (17), видим, что данная зависимость, применительно к обра-
ботке жаропрочных, жаростойких и износоустойчивых материа-
лов, справедлива для фрезерования с малой толщиной срезаемого
слоя (а <0,05 мм).
Угол наклона винтовых зубьев концевых
фрез оказывает большое влияние на их стойкость. Обобщение ре-
зультатов опытов, проведенных при фрезеровании сталей
1Х18Н9Т, 45Г17ЮЗ и сплава ХН35ВТЮ концевыми фрезами
с различными углами наклона винтовых зубьев (со = —15; 0,
15; 30, 45°), показало преимущество фрез с со = 30°. Стойкость
этих фрез почти в 1,5 раза превосходила стойкость фрез с со = 15°.
Концевые фрезы с со^0ч-15° не обеспечивали надежного
и своевременного отвода стружки от зоны резания. При обработке
пазов данными фрезами иногда наблюдается пакетирование
стружки в канавке и происходит поломка или выкрашивание
зуба. Неблагоприятные условия отвода способствуют также пере-
резанию стружки зубом, что обусловливает как неравномерный
износ зубьев, так и снижение стойкости фрезы в целом.
Следовательно, оптимальными геометрическими параметрами
зубьев концевых фрез, предназначенных для обработки жаропроч-
ных, жаростойких и износоустойчивых материалов, с достаточной
48
для практики точностью можно считать: а = 20 ч-25°- v = 8 —12°-
со = 30°. ’
Для выявления влияния свойств инструментального материала
на стойкость фрез пластины-зубья, предназначенные для осна-
щения быстрорежущих концевых фрез, были изготовлены из 11
различных марок быстрорежущих сталей (Р9, Р18, Р24, Р9Ф5
Р9К5, Р10К5Ф5, Р18Ф2К5, Р18Ф2К8М, Р9Ф4К8М, Р9К1о’
Р18Ф4К8М) и протарированы какого твердости на приборе Рок-
велла, так и при торцовом точении. Выбранные марки быстроре-
жущих сталей позволили оценить влияние отдельных легирующих
Рис. 28. Износ концевых фрез, изготовленных из
различных марок быстрорежущих сталей (обраба-
тываемый материал — сталь 45Г17ЮЗ, v =
= 14,2 м/мин, sz = 0,15 мм/зуб, В = 3 мм, t =
33 мм):
1 — Р18; 2 — Р9Ф5; 3 - Р10К5Ф5; 4 — Р18Ф2К5; 5 —
= Р9КЮ; 6 — Р9К5; 7 — Р18Ф2К8М
элементов на работоспособность концевых фрез при обработке
жаропрочных, жаростойких и износоустойчивых материалов.
При фрезеровании пазов и уступов в сталях 45Г17ЮЗФ [5],
45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т и в сплаве ХН35ВТЮ более высокую стой-
кость обеспечивают фрезы, изготовленные из быстрорежущих
сталей легированных кобальтом (рис. 28 и табл. 13). Период
Таблица 13
Величина начального износа и его интенсивность
для быстрорежущих фрез
Марка инструментального материала фрез
Показатели Р18Ф2К8М Р9КЮ Р9К5 Р18Ф2К5 Р10К5Ф5 Р9Ф5 ОО Е
Величина начального из- носа hn в мм Интенсивность износа tg ₽р 0,1 0,28 0,12 0,29 0,14 0,33 0,14 0,36 0,17 0,4 0,15 0,47 0,18 0,57
4 В. Г. Подпоркин
49
приработки для всех фрез составлял ориентировочно 2 мин. Износ
фрез в этот период проявлялся в виде ленточки относительно рав-
ной ширины (до 0,1 мм) и небольших выкрашиваний, которые были
характерны для кобальтовых быстрорежущих сталей типа
Р18Ф2К8М. Приработочный износ имел минимальную величину —
до 0,10 мм у фрез, изготовленных из стали Р18Ф2К8М, а наиболь-
шую — 0,18 мм у фрез из Р18. В период приработки режущий клин
зуба фрезы был острым, контакт по задней поверхности минималь-
ным, условия теплоотвода неблагоприятные и поэтому инструмен-
тальный материал, имеющий повышенную теплостойкость, изна-
шивался менее интенсивно. При продолжении фрезерования из-
нос зубьев фрез увеличивается прямо пропорционально времени
работы. Интенсивность износа имеет минимальное значение
(tg = 0,28) у фрез из стали Р18Ф2К8М, а максимальное у фрез
из стали Р18. В первый период работы интенсивность износа фрез
из стали Р9Ф5 при обработке сталей 45Г17ЮЗ, 45Г17ЮЗФ и
1Х18Н9Т (рис. 28) несколько меньше аналогичной характеристики
для концевых быстрорежущих фрез из стали Р18, затем она пре-
вышает ее и стойкость фрез из стали Р9Ф5 существенно снижается.
Износ фрез в рабочем периоде происходит без заметных выкра-
шиваний. Ориентировочно, после 10 мин работы, начинает ин-
тенсивно изнашиваться участок переходной кромки, который
в дальнейшем определяет работоспособность и стойкость фрезы.
Период катастрофического износа концевых быстрорежущих фрез
имеет небольшую величину, так как с увеличением фаски износа
(h3 >> 0,45 4-0,55 мм) значительно повышаются температура и
силы в зоне резания, что обусловливает интенсивный рост из-
носа в этот период.
Таким образом, для фрезерования труднообрабатываемых ма-
териалов целесообразно применять инструмент, изготовленный
из быстрорежущих сталей, легированных кобальтом. В качестве
критерия затупления следует принимать износ по задней поверх-
ности зубьев фрез h3 = 0,454-0,55 мм. Признаками, предшествую-
щими началу критического износа, являются изменение цвета и
формы стружки, а также усиление вибраций.
Влияние параметров режима резания и метода фрезерования
на стойкость фрез. Увеличение глубины резания
(подачи на зуб) повышает производительность процесса фрезеро-
вания, способствует уменьшению отрицательного влияния как
упрочнения обрабатываемого материала, так и радиуса скругле-
ния режущего лезвия на стойкость фрез. Однако повышение подачи
ограничено усложнением размещения стружки в канавке зуба
фрезы и транспортированием ее из зоны резания, а также проч-
ностью режущего клина.
При фрезеровании труднообрабатываемых материалов требо-
вания к рациональному размещению стружки в стружечной ка-
навке повышаются, так как относительно высокие вязкость и
пластичность этих материалов обусловливают большую усадку
50
стружки. Завивание жесткой стружки, имеющей большую тол-
щину при малой длине, затруднено и она принимает форму ле-
пестка. Такая стружка нерационально заполняет объем впадин
между зубьями, а иногда обусловливает застревание ее и даже
пакетирование.
Высокие температуры контактных поверхностей режущего
инструмента, характерные для обработки жаропрочных материа-
лов, способствуют прочному соединению стружки с передней по-
верхностью зуба фрезы. В процессе холостого хода данная связь,
благодаря охлаждению зуба фрезы и стружки, повышается и
при последующем врезании режущего
лезвия в заготовку вновь образующаяся
стружка либо отрывает ранее прива-
ренную, либо сама приваривается к
ней. Нарушение связи между стружкой
и передней поверхностью происходит
за счет разрушения наименее прочного
материала, каким является стружка,
однако часто наблюдается вырыв
частиц инструментального материала.
Иногда приваривание стружки вызы-
вает разогрев участка зуба фрезы,
расположенного в непосредственной
близости от режущей кромки, которая
при этом подвергается пластической
деформации. Вследствие этого толщина
О,Од 0,05 0,08 0,15 0,250,52
$/,мм/зу5
Рис. 29. Влияние подачи на
стойкость быстрорежущих
концевых фрез (обрабаты-
ваемый материал — сталь
45Г17ЮЗ, v= 14,2 м/мин)
срезаемого слоя при обработке упрочняемых материалов имеет
сложное влияние на стойкость режущего инструмента.
Из рис. 29 видно, что кривая зависимости стойкости режущего
инструмента от подачи имеет три различных участка, наличие ко-
торых является характерным практически для всех упрочняемых
материалов. Вначале, в диапазоне подач до 0,06 мм!зуб (при фре-
зеровании пазов концевыми фрезами аНб = s2), стойкость фрез
лимитируется наклепом как срезаемого слоя, так и обработанной
поверхности. Показатель степени влияния подачи на стойкость
фрез ( зависимость Т = — \ с = 0,26. Зубья фрезы изнашиваются
относительно равномерно. Удельный износ материала фрез при
s2 = 0,03 мм!зуб составил 6,1 • 10~6 г/г. Класс чистоты обработан-
ных поверхностей паза находится в пределах V5 — V6. Минут-
ный съем металла при рассмотренных выше условиях равен 297 мм3
а за период стойкости Т = 100 мин — 29 700 мм\
С увеличением подачи от 0,06 до 0,12 мм!зуб износ режущей
части зубьев концевых фрез также происходит нормально. Пока-
затель степени с увеличивается по сравнению с первым участком
и становится равным 0,7. Образующаяся стружка имеет форму
спирали, состоящей из нескольких завитков радиусом 2—3 мм,
4*
51
-Хорошо размещается в канавке и легко удаляется охлаждающей
жидкостью. Удельный износ инструментального материала сни-
жается и при подаче s2 = 0,16 мм/зуб становится равным Зх
Х10"6 г/г. Минутный съем металла увеличивается до значения
1400 мм3, а за период стойкости фрезы до 63 000 мм3. Класс чи-
стоты обработанных поверхностей не ниже V5. Процесс фрезеро-
вания происходит относительно спокойно.
Когда значение подачи превышает 0,12—0,15 мм!зуб, усло-
вия фрезерования ухудшаются, жесткая стружка почти не зави-
вается и нерационально заполняет впадину зуба. При s2 —
= 0,3 мм!зуб средняя температура в зоне резания достигает
550° С, стружка иногда приваривается к передней поверхности
в момент выхода зуба фрезы из заготовки. При последующем вре-
зании стружка перерезается, износ зубьев повышается, а иногда
происходит поломка. Удельный износ инструментального мате-
риала возрастает и становится равным 4,7-10"6 г/г. Минутный
съем обрабатываемого металла равен 3000 мм3, а за период стой-
кости 45 000 мм3. Класс чистоты обработанных поверхностей сни-
жается до V4 и на боковых поверхностях паза появляются ча-
стички приваренных стружек (особенно на стороне паза, которая
соответствует выходу зуба фрезы из заготовки). Показатель сте-
пени с = 4,6. Угол наклона прямых (рис. 29), характеризующих
влияние толщины срезаемого слоя на стойкость, может изменяться
в относительно широких пределах. Иногда с увеличением подачи
на зуб стойкость режущего инструмента возрастает.
Таким образом, при назначении величины подачи на зуб
технологу необходимо учитывать жесткость системы СПИД,
марку обрабатываемого и инструментального материала и другие
аналогичные параметры. Оптимальным с точек зрения производи-
тельности процесса, качества обработанной поверхности, удель-
ного износа инструментального материала при фрезеровании кон-
цевыми фрезами труднообрабатываемых упрочняемых материалов
является диапазон подач 0,06—0,12 мм!зуб. Уменьшение подачи
будет способствовать увеличению удельного износа инструмен-
тального материала и снижению минутного съема металла. Уве-
личение подачи относительно рекомендованного диапазона также
способствует повышению удельного износа и значительно ухуд-
шает как условия фрезерования, так и класс чистоты обработан-
ной поверхности.
Влияние скорости резания на стойкость
концевых фрез более значительно, чем подачи на зуб
(табл. 14). Например, двойное увеличение скорости резания
(от 10 до 20 мм! мин) снижает стойкость фрез в 3 раза (от 60 до
20 мин), а повышение подачи от 0,08 до 0,26 мм!зуб (при этом ма-
шинное время обработки заготовки остается прежним) уменьшает
стойкость только в 1,7 раза (от 70 до 42 мин).
Для быстрорежущих фрез кривые зависимости Т = f (v)
состоят из двух участков (рис. 30). При v < 10 м/мин нарастание
52
Таблица 14
Изменение стойкости концевых фрез и средней температуры в зоне резания в зависимости от скорости резания
(обрабатываемый материал — сталь 45Г17ЮЗ, t = 36 мм, В = 3 мм, без охлаждения)
Инструмен - тальный материал Показатели Скорость резания в м/мин
5 8 10 14 18 20 30 40 50 60 70 80 90 100 120
Р18 Стойкость в мин НО 70 55 18 2 —
Температура в °C 250 460 500 570 630 —
Р9К5 Стойкость в мин 200 160 120 45 20 12
Температура в °C 250 460 500 570 630 660 —
Т5КЮ Стойкость в мин — — — — — 80 57 44 35 30 25 22 22 18 14
Температура в °C — — — — — 660 750 790 850 870 890 900 915 930 940
Т14К8 Стойкость в мин — — — — — — 100 90 79 65 56 50 45 40 35
Температура в °C — — — — — — 750 790 850 870 890 900 915 930 340
ВК8 Стойкость в мин — — — 50 40 35 25 18 15 — 10 — — — —
Температура в °C — — — 570 630 660 750 790 850 — 890 — — — —
износа по задней поверхности примерно равномерное как по длине!
цилиндрической части фрезы, так и в отношении всех зубьев.'
Средняя температура в зоне контакта инструмента и заготовки
не превышает 500° С. На поверхности фаски износа отсутствуют
следы налипания материала заготовки, но иногда появляются
риски глубиной до 20 мкм, которые являются следствием абразив-
ного износа. Превалирующим видом износа, по-видимому, яв-
ляется механическое истирание. Более высокие твердость и изно-
состойкость быстрорежущих сталей легированных кобальтом
(Р18Ф2К8М, Р9К5 и др.) спо-
собствуют повышению стой-
кости данных концевых фрез
по сравнению с фрезами из
стали Р18. Показатель степени
т при скорости резания (зави-
Рис. 30. Влияние скорости резания
на стойкость быстрорежущих фрез
(обрабатываемый материал — 45Г17ЮЗ,
s2^0,15 мм!зуб, t 33 мм, В =
= 3 мм):
/ — Р18; 2 — Р9К5; 3 — Р18Ф2К8М
и за период стойкости — 21 500
ственно из сталей Р18 и Р18Ф2Ь
симость Т = для инстру-
ментальных материалов Р18,
Р9К5 и Р18Ф2К8М различается
не более чем на 30% и соот-
ветственно равен 0,3; 0,34 и
0,42. Удельный износ инстру-
ментального материала при v =
= 4 м/мин для фрез из сталей
Р18Ф2К8М и Р18 равен соот-
ветственно 6,0-10-6 г/г. Класс
чистоты обработанных поверх-
ностей не ниже V5. Минутный
съем металла равен 360 лш3
и 36 000 мм3 для фрез соответ -
8М. Стружка имеет серебристый
цвет и легко удаляется из зоны резания.
При увеличении скорости резания (о > 12 м/мин) средняя
температура в зоне резания повышается и при v = 14 м/мин
становится равной 570° С. Повышение температуры обусловлено
увеличением скорости относительного перемещения стружки по
передней поверхности и фаски износа по обработанной поверх-
ности, а также снижением эффективности охлаждения. Если при
v < 10 м/мин наблюдалось равномерное изнашивание зубьев
фрезы, то при v = 14 м/мин наиболее интенсивно изнашивается
участок зуба фрезы, расположенный в непосредственной близости
от переходной режущей кромки.
Степень влияния скорости резания на стойкость при v =
= 10 4-20 м/мин зависит от свойств инструментального материала
и для быстрорежущих сталей легированных кобальтом, как более
теплостойких, имеет наименьшее значение. Например, для фрез
из стали Р18Ф2К8М она является минимальной (т = 1,52).
Уменьшение содержания кобальта понижает теплостойкость
54
и т = 1,83 и 2,44 соответственно для фрез из сталей Р9К5 и Р18.
Относительно высокая температура в зоне резания способст-
вует налипанию обрабатываемого материала на заднюю поверх-
ность. Удельный износ инструментального материала при v =
14 м!мин несколько снижается и становится равным 8,0-10“6
и 4,0-10“6 г/г соответственно для фрез из сталей Р18 и Р18Ф2К8М.
При v < 20 м!мин температура контактных поверхностей инстру-
мента возрастает до 660° С режущая кромка разрушается в резуль-
тате пластической деформации и стойкость фрез из стали Р18
не превышает 2—3 мин.
Влияние на стойкость концевых фрез
смазочно-охлаждающей жидкости тем зна-
чительнее, чем выше скорость и больше глубина резания. На-
пример, при фрезеровании уступа глубиной 2 мм (диаметр конце-
вой фрезы 32 мм, число зубьев 6) в резании участвует один зуб
фрезы и охлаждение его струей охлаждающей жидкости осуще-
ствляется достаточно эффективно. При обработке паза резание
осуществляется 3—4 зубьями. В этом случае один зуб фрезы ох-
лаждается наиболее интенсивно до тех пор, пока второй зуб фрезы
не воспрепятствует этому путем перекрытия струи охлаждающей
жидкости. В дальнейшем при перемещении по дуге контакта
условия охлаждения первого зуба постепенно ухудшаются, хотя
именно в этот период он является наиболее нагруженным. Опыты
показали, что наибольшую стойкость при обработке пазов имели
концевые фрезы, охлаждаемые струей жидкости, направление
подачи которой совпадало с направлением вращения фрезы на
участке контакта.
Повышению стойкости способствовали также и наиболее
благоприятные условия для удаления стружки, обусловлен-
ной данной схемой охлаждения. Если при обработке усту-
пов концевыми фрезами удаление стружки обычно не вызывает
затруднений, то при фрезеровании пазов стружка практически
вся остается в пазу и, попадая при последующем врезании между
зубьями фрезы и обрабатываемой поверхностью, снижает стойкость
режущего инструмента. Применение в качестве смазочно-ох-
лаждающей жидкости сульфофрезола незначительно улучшает
класс чистоты обработанной поверхности, но не способствует
повышению стойкости концевых фрез по сравнению с охлаждением
5-процентной эмульсией.
Отсутствие или недостаточно эффективная подача СОЖ обу-
словливает снижение стойкости в 1,9 раза при v 12 н20 м!мин
и в 1,5 раза при v < 12 mImuh [5].
При фрезеровании уступов стойкость фрез зависит от метода
фрезерования и может быть повышена ориентировочно
в 2 раза в случае применения попутного фрезерования, когда
направления вращения концевой фрезы и подачи совпадают на
участке выхода зуба фрезы из заготовки. Влияние на стойкость
фрез радиуса скругления режущего лезвия уменьшается при
попутном фрезеровании. Это соответственно повышает стойкость
инструмента. Стойкость концевых фрез во время фрезерования
упрочняемых материалов, например стали 45Г17ЮЗФ [37] при
v = 2-4-18 м!мин (рис. 31), повышается
Рис. 31. Влияние метода
фрезерования и скорости
резания на стойкость бы-
строрежущих (Р18) кон-
цевых фрез:
1 — встречное фрезерование;
2 — попутное фрезерование
при попутном фрезеровании более чем
в 2 раза.
Скорость резания при фрезеровании
концевыми быстрорежущими фрезами
заготовок из некоторых труднообрабаты-
ваемых материалов определяется по сле-
дующим формулам:
при фрезеровании пазов
CDa
v ~~ б mImuh; (18)
T6sFzBdze v
при фрезеровании уступов
rn°
V = ' 6^ я „ « Ml мин. (19)
T6s^BdzetK v ’
Здесь D — диаметр концевой фрезы в
мм\ Т — стойкость режущего инстру-
мента в мин\ sz — подача на зуб в
мм!зуб\ В — ширина фрезерования в мм\
t — глубина фрезерования в мм\ z —
число зубьев фрезы.
Таблица 15
Значения параметров для формул (18) и (19)
Фрезерование с охлаждением 5-процентной эмульсией,
расход 10—12 л!мин, подача s= 0,06—0,15 мм/зуб
Материал V в м/мин а б с д е к с
обрабатываемой заготовки фрезы
Фрезерован! 45Г17ЮЗ de пазов Р18Ф2К8М 10—20 0,86 0,66 0,46 0,26 0,2 3,14
45Г17ЮЗ Р18 10—20 0,36 0,35 0,24 0,14 0,11 — 10,9
1Х18Н9Т Р18 10-30 0,34 0,22 0,17 0,11 0,17 — 16,1
Фрезерование 45Г17ЮЗ уступов [2] Р18 10—20 0,27 0,42 0,39 0,23 0,12 0,28 31
ММЛ-2 Р18 0,36 0,46 0,35 0,45 0,13 0,25 5,8
Примечание. При применении концевых фрез из быстрорежущей стали
Р9К5 вместо фрез из стали Р18 вводится поправочный коэффициент по стойкости,
равный 2.
56
Значение показателей степени и постоянной, применяемых в фор-
мулах (18), (19) для различных параметров фрезерования, при-
водится в табл. 15.
5. Фрезерование твердосплавными концевыми фрезами
Твердосплавные концевые фрезы имели оптимальную форму,
установленную на основании предварительно проведенных иссле-
дований (см. рис. 21). Чистовая заточка твердосплавных пластин
осуществлялась алмазным кругом на органической связке Б1 с зер-
нистостью 6. Обработка пазов в заготовках из сплава ХН35ВТЮ
Рис. 32. Износ твердосплавных концевых фрез
при обработке пазов в стали 1Х18Н9Т (v =
100 м/мин, sz = 0,05 мм!зуб\ / = 36 мм):
1 — BK8; 2 — Т5КЮ; 3 — Т14К8; 4 — ТН6К8Б! 5 —
— ТТ10К8Б; 6 — ТТ20К9
и сталей 1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ производились при постоянной глу-
бине и ширине фрезерования равной соответственно 36 и 3 мм. Не-
которые опыты выполнялись при ширине фрезерования до 20 мм.
Концевые фрезы оснащались твердыми сплавами марок ВК4,
ВК6, ВК8, ВМ8, Т5КЮ, Т14К8, Т15К6, ТН6К8Б, ТТ10К8Б и
ТТ20К9. Выбранные марки твердого сплава позволили выявить
влияние основных легирующих элементов на стойкость концевых
фрез в широком диапазоне изменения скорости резания и подач.
Кривые износа концевых фрез, оснащенных различными мар-
ками твердого сплава (рис. 32), наглядно подтверждают целесообраз-
ность рекомендуемой формы режущего клина. Изцос у этих фрез
проявляется преимущественно в виде ленточки относительно рав-
ной ширины, которая устойчиво сохраняется до размера h3 = 0,9 мм
без заметных сколов и выкрашиваний. Поверхность фаски износа
в зависимости от скорости резания имеет различный характер, ко-
торый определяется видом износа, преобладающим в данный период.
При v = 100 м!мин и s2 = 0,05 мм/зуб минимальную стойкость
(Т = 15 мин) имели концевые фрезы, оснащенные твердым сплавом
ВК8 (кривая 1). Низкую стойкость этих фрез обусловливают в дан-
ных условиях повышенная окисляемость и невысокая износостой-
кость сплава ВК8. Объем срезанного металла заготовки (рис. 33)
W = 55 500 мм3. Наибольший удельный износ сплава ВК8 Aw =
57
— 5,5-10"6, наименьший Az/= 2,25• 10“6 г'г. Интенсивный рост
фаски износа обусловливает быстрый рост температуры в зоне реза-
ния, которая достигает 800° С. Поверхность фаски износа в течение
всего периода стойкости была без следов царапин и следов прива-
ренной стружки. По-видимому, в этом случае преобладает диффу-
зионный износ инструментального материала.
Увеличение содержания карбида титана, наряду с повышением
износостойкости и снижением окисляемости, смещает начало интен-
зону более высоких температур.
Т. Н. Лоладзе [301 в резуль-
тате выполненных исследований
установил, что у однокарбид-
ных твердых сплавов типа В К
заметная диффузия компонен-
тов твердого сплава в сталь
начинается после 900э С, а при
более повышенных температу-
рах (около 1000° С) наблюдается
диффузия компонентов карбида
титана (сплавы типа ВТК). Бла-
годаря этому концевые фрезы,
оснащенные твердыми сплавами
Т5К10 и Т14К8, обеспечивают
сивного диффузионного износа в
Рис. 33. Влияние времени работы
концевых фрез на изменение удель-
ного износа инструментального мате-
риала Aw (у “= 100 м!мин\ sz =
= 0,05 мм/зуб\ / = 36 мм)\
1 - BK8; 2 — Т5КЮ; 3 - Т14К8; 4 -
= ТТ10К8Б; 5 — ТТ20К9
более высокую стойкость по
сравнению с фрезами из ВК8
(соответственно в 1,6 и 2,1 раза).
Средний удельный износ твердого
сплава снижается до (4,0 ч-3,4) х
X 10"6 г!г. Объем срезаемого слоя
металла возрастет. Через 10—
15 мин работы на задней поверхности зубьев фрез из сплава Т14К8
и несколько менее интенсивно на зубьях фрез из сплава Т5К10 по-
являются неглубокие (30—40 мкм) углубления и поверхность фаски
износа становится пилообразной, что свидетельствует о наличии
в данных условиях абразивного износа, при котором наиболее ин-
тенсивно изнашивается менее прочная кобальтовая фаза твердого
сплава. Преимущественно бороздки проходят через фаску износа,
однако часть из них заканчивается на некотором расстоянии от края
фаски износа. Процесс резания несколько улучшается. Стружка
золотистого цвета легко сходит с передней поверхности зуба фрезы.
Превалирующее действие абразивного износа в данный период вре-
мени подтверждается также примерно равной величиной удельного
расхода твердых сплавов, содержащих 8—10% кобальта. Исключе-
ние составляют фрезы, оснащенные пластинками ВК8. Однако выше
было сказано, что вследствие интенсивного роста фаски износа тем-
пература в зоне резания для данных фрез через 5 мин после начала
фрезерования уже достигала 800° С, т. е. практически с первых ми-
нут условия для диффузионного износа были благоприятными.
58
Для фрез с пластинами Т5К10 и Т14К8 через 18—25 мин работы
значительно увеличиваются фаски износа, температура в зоне ре-
зания и удельный износ инструментального материала. Стружка
имеет синий цвет и приваривается к передней поверхности зуба и
обработанной поверхности заготовки, особенно на участке вреза-
ния зуба фрезы. Поверхность фаски износа становится ровной и
чистой. Большой процент содержания карбида титана несколько
смещает в сторону больших температур начало диффузионного из-
носа. На графике (рис. 33) кривая удельного износа инструменталь-
ного материала фрез из сплава Т14К8 смещена вправо по сравнению
с кривой для сплава Т5К10.
Легирование твердого сплава танталом, наряду с улучшением
других свойств, повышает теплостойкость инструментального ма-
териала и вследствие этого увеличивается стойкость концевых фрез.
По-видимому, добавка тантала сдвигает начало диффузионного из-
носа в сторону еще больших температур. Пилообразная форма
фаски износа фрез, оснащенных сплавами ТТ10К8Б и ТТ20К9, со-
храняется до конца периода стойкости. Для фрез, оснащенных ти-
тано-тантало-вольфрамо-кобальтовым сплавом ТТ20К9, стойкость
была наибольшей и составляла 60 мин. Удельный износ инструмента
в рабочий период не превышает 0,5 • 10"6 г/г, т. е. он более чем в 4 раза
меньше, чем у фрез из сплава ВК8. Объем срезанного металла за
период стойкости достигает 185 000 мм3 и превышает аналогичную
характеристику для фрез из сплава ВК8 более чем в 3 раза.
Сравнивая данные на рис. 9, которые относятся к обрабатывае-
мому материалу — стали 45П7ЮЗ, наблюдаем существенное раз-
личие.
Если при общепринятых геометрических параметрах, макси-
мальную стойкость имели фрезы, оснащенные сплавом ВК8, то при
рекомендуемой форме режущего клина зуба концевой фрезы для
твердого сплава ВК8 характерна минимальная стойкость. Следова-
тельно, для первого случая напряженное состояние режущего клина
является неблагоприятным и стойкость инструмента определяется
прочностными характеристиками инструментального материала, ко-
торые для твердого сплава типа В К имеют относительно большое
значение. И если в материале клина преобладают сжимающие на-
пряжения, то стойкость инструмента существенно зависит от износо-
стойкости инструментального материала. Известно, что в зоне от-
носительно больших скоростей сплавы группы ВТК имеют большую
износостойкость, чем сплавы типа В К.
Рассмотрим влияние свойств инструментального материала на
изменение величины удельного износа и объема срезанного металла
заготовки (рис. 34) при равной стойкости (Т = 60 мин) концевых
фрез, а также остальных параметров фрезерования. Фрезы из
стали Р18 имели максимальный удельный износ = 5,8-10 г/г
и минимальный объем срезанного металла (W = 36 000 мм3). Дан-
ные характеристики (Aw и W) благоприятно, но незначительно, из-
меняются при обработке фрезами из стали Р9К5. Фрезы, оснащенные
59
пластинами ВК8, занимают промежуточное положение. Фрезерова-
ние инструментом, оснащенным твердосплавными пластинами
Т14К8, обусловливает как более чем в 2 раза меньший удельный
износ инструментального материала по сравнению с фрезами из Р18»
так и в 3 раза больший съем металла заготовки. Лучшие результаты
по стойкости и производительности обеспечивают концевые фрезы
с пластинами из сплава ТТ20К9.
Определим объем срезанного слоя металла заготовки, приходя-
щийся на единицу веса вольфрама в твердом сплаве и быстрорежу-
щей стали.
Удельный вес твердого сплава Т14К8 — 12 г!см3, а быстрорежу-
щей стали Р18 — 8,5 г!см3. Весовая концентрация сплава Т14К8:
78% WC + 14% TiC + 8% Со.
Рис. 34. Величина удельного износа
инструментального материала конце-
вых фрез за период стойкости (60 мин)
при фрезеровании пазов (обрабатывае-
мый материал — сталь 1Х18Н9Т):
1 — удельный износ; 2 — съем металла
заготовки
аналогичных размеров — свыше
увеличивается более чем в 1,5 pas
Соответственно вес кобальта,
а также вес карбидов вольфрама
и титана в 1 см3 этого твердого
сплава, будет равен 9,43 г WC +
+ 1,63 г TiC+ 0,94 г Со.
Для сплавов с содержанием
кобальта до 30% вес. содержание
углерода в карбиде вольфрама
ориентировочно составляет 5,8—
1,12% вес., тогда вес вольфрама
в 1 см3 сплава Т14К8 равен 8,84 г
или ориентировочно 70% вес.
На изготовление твердосплавной
концевой фрезы диаметром 32 мм
с четырьмя зубьями затрачи-
вается примерно 40 а вольфрама,
а фрезы из быстрорежущей стали
60 а, т. е. расход вольфрама
. Таким образом, с учетом боль-
шего объема срезанного металла заготовки преимущество твер-
досплавных фрез становится очевидным.
Преимущество твердых сплавов группы ВТК по сравнению с груп-
пой В К устойчиво сохраняется для с = ЗО-ИЗО м!мин и становится
тем отчетливее, чем выше скорость резания. Частная зависимость
Q
Т = для обрабатываемого материала 1Х18Н9Т характеризуется
минимальным значением т = 0,67 для фрез, оснащенных твердым
сплавом ТТ20К9 и т = 1,92 для фрез с пластинами ВК8 (табл. 16).
Сравнение результатов стойкостных опытов по графикам, приведен-
ным на рис. 33. рис. 35 и в табл. 20, также подчеркивает преимущество
фрез, оснащенных твердым сплавом группы ВТК. Фрезы из сплава
ТТ20К9 имеют наибольшую скорость соответствующую часовой
стойкости у60 = 100 м!мин. Твердый сплав Т14К8 имеет d60 =
= 52 м/мин, которая в 1,5 раза превосходит аналогичную харак-
теристику сплава ВК8. Увеличение скорости резания способствует
60
более резкому различию в значениях скоростей резания, соответ-
ствующих равной стойкости концевых фрез. Например, при стой-
кости Т = 30 мин = 1,9 и = 4,2.
иВК8 иР9К5
Аналогичная последовательность изменения скорости d60 в за-
висимости от марки инструментального материала сохраняется
также при фрезеровании стали 45Г17ЮЗ и сплава ХН35ВТЮ
(рис. 36). Для твердого сплава
ТТ20К9 d60 = 100 м/мин является
наибольшей. Уменьшение кар-
бида титана в твердых сплавах
Рис. 35. Влияние свойств инстру-
ментального материала на стой-
кость концевых фрез при обработке
пазов (обрабатываемый материал
сталь 1Х18Н9Т, sz = 0,05 мм!зуб,
/ = 36 мм, В = 3 мм, фрезерова-
ние без охлаждения):
1 — Р18; 2 — Р9К5; 3 — BK8; 4 —
Т14К8; 5 — ТН6К8Б; 6 — ТТ10К8Б;
7 — ТТ20К9
Рис. 36. Влияние свойств инстру-
ментального материала на стой-
кость концевых фрез при обра-
ботке пазов в заготовках из стали
45Г17ЮЗ (s2 = 0,05 мм!зуб, t =
36 мм, В = 3 мм, фрезерование
без охлаждения):
1 — Р18; 2 - Р9К5; 3 — BK8; 4 -
Т5КЮ; 5 — Т14К8; 6 — ТТ20К9
Таблица 16
Значение параметров С и m
(фрезерование без охлаждения, s2 = 0,05 мм!зуб)
Обрабатыва- емый мате- риал Параметр Марка инструментального материала концевых фрез
00 Е Р9К5 в Кбм ВК8 Т5КЮ Т14К8 ТН6К8Б ТТ10К8Б ТТ20К9
1Х18Н9Т С ш 36-10’ 4,5 23-10е 4,4 56 • 103 1,92 6500 1,2 5500 1,14 1320 0,74 1440 0,67
45Г17ЮЗ С пг 27-104 3,5 31 -10’ 6,0 3300 1,4 1240 1,15 1320 0,92 2700 0,92 2.10* !,0
6f
способствует снижению у60, которая для концевых фрез, оснащенных
пластинками твердых сплавов Т14К8 и Т5КЮ соответственно равна
65 и 28 м/мин. Для вольфрамо-кобальтовых сплавов ВК6М и ВК8
и60 = 18 и 15 mImuh. Производительность обработки резанием по
машинному времени стали 45Г17ЮЗ твердосплавными фрезами, осна-
щенными пластинами ВК8, незначительно выше по сравнению с фре-
зами, изготовленными из быстрорежущих сталей Р9К5 и Р18, для
которых и60 = 14 и 10 м/мин соответственно. Обрабатываемость
стали 45Г17ЮЗ по отношению к обрабатываемости стали 1Х18Н9Т,
которую иногда принимают за единицу, в зависимости от марки ин-
струментального материала, имеет существенное различие. Напри-
мер, фрезы, оснащенные сплавом ТТ20К9, обеспечивают стойкость
Т = 60 мин при относительно равных скоростях резания (цб0 =
= 100 mImuh) в случае обработки сталей 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т.
При Т = 60 мин разность с^гиюз — yixi8H9T = Ю м!мин для
фрез, оснащенных твердым сплавом Т14К8, т. е. данными фрезами
обработка стали 45Г17ЮЗ осуществляется в 1,25 раза эффективнее,
чем обработка стали 1Х18Н9Т. Обрабатываемость стали 45Г17ЮЗ
ухудшается при применении твердосплавных концевых фрез, осна-
щенных пластинами твердого сплава ВК8, или быстрорежущих
фрез из сталей Р9К5 или Р18. Например, отношение скоростей ре-
зания, соответствующих часовой стойкости концевых фрез, при обра-
ботке сталей 45Г17ЮЗ и 1Х18Н9Т для твердого сплава ВК8 равно
0,4, а для быстрорежущих фрез Р9К5 и Р18 соответственно 0,7 и
0,62. Различное значение этого отношения для рассматриваемых
инструментальных материалов объясняется специфическими осо-
бенностями обработки резанием стали 1Х18Н9Т. Наличие титана
как в обрабатываемом, так и в инструментальном материалах спо-
собствует повышению интенсивности износа твердых сплавов типа
ВТК вследствие активного химического взаимодействия одноимен-
ных материалов. Этот фактор несколько снижает эффективность
применения сплавов ВТК по сравнению со сплавами группы ВК.
Отсутствие одноименных легирующих элементов в стали
45Г17ЮЗ и в материале твердого сплава способствует более резкому
различию режущих свойств твердых сплавов различных марок. На-
пример, при Т = 60 мин в случае обработки стали 1Х18Н9Т отно-
шение —Т14К8 = 1,5 и оно увеличивается более чем в 2,8 раза при
UBK8
фрезеровании стали 45Г17ЮЗ.
Стойкость концевых фрез при обработке пазов в сплаве ХН35ВТЮ
в аналогичных условиях соответствует скоростям резания 30; 19;
11,5 и 6 м/мин соответственно для инструментальных материалов
Т14К8, Т5КЮ, ВК8 и Р18.
Шероховатость обработанной поверхности устойчиво характери-
зуется 5-м классом чистоты по ГОСТу 2789—59 в широком диапазоне
изменения скорости резания (4—130 м/мин). Одним из факторов,
способствующих столь относительно высокому классу чистоты обра-
ботанной поверхности, является отсутствие наростообразования. По-
62
вышение скорости резания (у > 4 м/мин) обусловливает образова-
ние «текущего слоя», который устойчиво сохраняется до v =
- 60 м!мин, а затем начинает уменьшаться. Уменьшение, а иногда
и разрыв пленки «текущего слоя», косвенно подтверждается харак-
тером износа зуба фрезы. При v > 90 mImuh одновременно с износом
задней поверхности зуба фрезы возникает износ и по передней по-
верхности, выражающийся в образовании лунки глубиной до 0,15 мм.
Образование лунки и ее глубина проявляются тем значительнее
чем выше скорость резания. Воз-
никновению и росту лунки на
передней поверхности способствует
стружка, которая вследствие вы-
сокой температуры контактных
поверхностей инструмента свари-
вается на участке соединения с
предыдущим элементом стружки,
образуя как бы непрерывную
ленту.
Удельный износ инструменталь-
ного материала при фрезеровании
стали 45Г17ЮЗ и сплава ХН35ВТЮ
с увеличением скорости резания
возрастает для сплавов типа В К,
остается практически постоянным
для сплавов ВТК и незначительно
уменьшается для концевых фрез,
оснащенных сплавом ТТ20К9 (рис.
37). При v <25 м!мин, что соот-
Рис. 37. Влияние скорости резания
на удельный износ инструменталь-
ного материала твердосплавных
концевых фрез (обрабатываемый
материал — сталь 45Г17ЮЗ. Усло-
вия см. рис. 36):
1 - ВК8; 2 — BK6M; 3 — Т5К10;
4 — Т14К8; 5 — ТТ20К9
ветствует средней температуре контактных поверхностей зубьев
фрез (730° С), удельный износ сплава ВК8 составляет ориентировочно
9,6-10"6 г/г. С увеличением скорости повышаются температура в зоне
резания и удельный износ, максимальная величина которого для
фрез из ВК8 становится равной 12-10"6 г/г. Поверхность фаски
износа фрез из сплавов ВК8 и ВК6М при v = 10 ч-70 м!мин ровная^,
а чистота отдельных ее участков соответствует V7—V8. Удельный
износ фрез ТТ20К9 имеет минимальное значение (1,6-10-6 г/г) при
v = 85 mImuh, а для твердых сплавов Т14К8 и Т5КЮ увеличивается
соответственно в 1,4 и 2,6 раза. Поверхность фаски износа фрез,
оснащенных сплавами группы ВТК и ВТТаК, при v = 30-н85 м!мин
имеет «пилообразную» форму, стружка золотистого цвета, легко уда-
ляется из зоны резания. Средняя температура в рассматриваемом
диапазоне скоростей резания изменяется от 750 до 900° С. Более
высокая твердость инструментальных материалов в условиях повы-
шенных температур и нагрузок снижает интенсивность абразив-
ного износа, а удельный расход твердых сплавов, имеющих различ-
ную твердость, подтверждает это. м й
При v > 90 mImuh фаска износа становится ровной, Удель1^
износ несколько возрастает, стружка становится синего цвета.
63
Р18 Р9К5 ВК8 ВК6М IMIO ТШ Т120К9
Рис. 38. Величина удельного износа
инструментального материала конце-
вых фрез за период стойкости
Т = 60 мин при фрезеровании стали
45Г17ЮЗ:
1 — удельный износ 2 — съем металла
заготовки W
соответствует температуре 900° С. Некоторые фрезы, оснащенные
пластинами твердого сплава марок ТТ10К8Б и ТТ20К9, при обра-
ботке сталей 1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ сохраняли свою работоспособ-
ность при износе задней поверхности до h3 = 1,2 мм. Причем, даже
при такой относительно большой фаске износа не наблюдалось на-
чало третьего — катастрофического периода износа. Интенсивность
роста износа была практически постоянной. Однако работа большин-
ства концевых фрез прекраща-
лась при наступлении общепри-
нятой величины максимально
допустимого износа h3 = 0,5-н
-н0,6 мм, вследствие ухудшения
отвода стружки из зоны резания
и класса чистоты обработанной
поверхности, на которой по-
являлись приваренные частицы
стружки.
При стойкости Т = 60 мин
фрезы из стали Р18 и сплава
ВК8 имеют примерно равные
удельный расход инструменталь-
ного материала и съем металла
заготовки. Повышенное содер-
жание карбида титана уменьшает
удельный расход, а увеличение
скорости резания повышает съем
металла заготовки. Так фрезы
из сплава ТТ20К9 при минимальном удельном износе Aw =
= 1,6* 10"6 г/г обеспечивают максимальный съем металла заготовки
W = 187 000 мм3 (рис. 38).
Q
Частные зависимости Т = для обрабатываемого материала
45Г17ЮЗ характеризуются значениями, приведенными в табл. 19.
Тангенциальная сила при фрезеровании концевыми фрезами, не-
обходимая для расчета мощности, определяется по следующим фор-
мулам:
для быстрорежущих фрез (у = 10°, v = 4—18 м/мин)
Рг = 500s°’67zB кГ,
(20)
для твердосплавных фрез (форма зуба по рис. 21, v = 40-г-
н- 130 м/мин)*.
Рг = 930u”°’36zs“'42B кГ. (21)
Результаты приведенных исследований позволяют сделать сле-
дующие выводы.
Использование концевых фрез, оснащенных твердыми сплавами
типа ВТК и ВТТаК, обусловливает повышение производительности
по машинному времени при более эффективном использовании доро-
64
гостоящих легирующих элементов при обработке сталей 45Г17ЮЗ,
1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ в 2—3 раза по сравнению с фрезами,
оснащенными сплавами ВК8 и ВК6М, и в 3—4 раза по отношению
к фрезам из быстрорежущих сталей. Фрезерование этих материалов
рационально проводить в диапазоне скоростей резания и = 40—
100 м!мин, так как при этих скоростях резания происходит умень-
шение сил резания за счет образования текущего слоя.
6. Фрезерование дисковыми фрезами
Фрезерование пазов дисковыми фрезами осуществлялось на гори-
зонтальнофрезерном станке 6Н81Г. В качестве режущего инстру-
мента применялись одно- и многозубые дисковые фрезы, оснащенные
различными марками инструментального материала.
Рис. 39. Влияние переднего угла зуба
фрезы на стойкость быстрорежущих
дисковых фрез (sz= 0,13 мм/зуб,
t = 4 мм):
1 — сталь 1Х18Н9Т; 2 — сталь 45Г17ЮЗ
у, град
Рис. 40. Средняя температура в зоне
резания для фрез с различными перед-
ними углами (обрабатываемый мате-
риал — сталь 45Г17ЮЗ)
Влияние углов заточки и свойств инструментального мате-
риала на стойкость дисковых фрез. При обработке пазов в заго-
товках из сталей 1Х18Н9Т, 45П7ЮЗ и сплава ХН35ВТЮ диско-
выми фрезами, имеющими различный передний угол, макси-
мальную стойкость имеют фрезы при у = 10° (рис. 39).
С уменьшением переднего угла сила и температура в зоне реза-
ния возрастают, вибрации увеличиваются, а стойкость фрез сни-
жается. При увеличении переднего угла (у > 10°) снижение стой-
кости быстрорежущих фрез происходит не за счет выкрашивания
режущей кромки, так как этот процесс для исследуемого инстру-
мента из стали Р18 не наблюдается даже при у = 20°. Одной из
причин снижения стойкости дисковых быстрорежущих фрез при
у = 15-н20°, как показали наблюдения, является интенсивный рост
износа вследствие повышения температуры.
Из графика (рис. 40), составленного при износе по задней по-
верхности зубьев дисковых фрез не более 0,1 мм, следует, что на-
чиная с у = 10° и при дальнейшем его увеличении температура ре-
зания повышается, что обусловлено ухудшением условий теплоот-
- 65
Ь В. Г Подпоркин
вода. С увеличением фаски износа по задней поверхности повыше-
ние температуры при у > 15° будет еще более значительным. Так,
в первые 4—5 мин фрезерования быстрорежущими дисковыми фре-
зами с у = 15° образующаяся стружка имеет серебристый цвет,
легко сходит по передней поверхности и удаляется из зоны резания.
При продолжении фрезерования (через 10—15 мин), наряду с уве-
личением износа по задней, образуется ясно видимый износ по перед-
ней поверхности, возрастают вибрации и условия резания резко ухуд-
шаются. Стойкость дисковых фрез при обработке стали 45Г17ЮЗ
не превышает 15 мин, а при фрезеровании стали 1Х18Н9Т —
30 мин.
Стойкость дисковых твердосплавных фрез при обработке пазов
в заготовках из сталей 45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ
Рис. 41. Износ дисковых твердосплавных фрез с различ-
ными передними углами (обрабатываемый материал — сталь
45Г17ЮЗ)
является наибольшей при у = 0°. Например, при фрезеровании
стали 45Г17ЮЗ с v = 55 mImuh, sz = 0,048 мм!зуб, В = 10 мм и
t = 4 мм изменение переднего угла вызывает снижение стойкости
фрез (рис. 41). При увеличении переднего угла от оптимального зна-
чения стойкость фрез постепенно снижается, что обусловлено вы-
крашиванием режущих элементов зубьев фрез, интенсивность ко-
торого повышается с ростом переднего угла. На участках, где про-
изошли выкрашивания, изменяются геометрические параметры зуба
фрезы: увеличивается радиус скругления режущего лезвия, умень-
шается передний угол. Это вызывает повышение температуры на
этих участках и приваривание стружки. При последующем врезании
стружка прочно соединяется с основанием паза, значительно ухуд-
шая качество обработанной поверхности. Уменьшение переднего
угла до у = —5° обусловливает существенное снижение стойкости,
которая при рассматриваемых условиях не превышает 10 мин.
Большая интенсивность снижения стойкости зубьев с отрица-
тельными передними углами по сравнению с положительными за-
висит от ряда причин, основной из которых является увеличение
сил в зоне резания. С ростом сил в зоне резания возрастает упругая
деформация системы, что вызывает проскальзывание нескольких
зубьев фрезы и существенное повышение толщины срезаемого слоя
66
для последующего зуба, а следовательно, и снижение стойкости.
Для обработки пазов в заготовках из стали ЭИ654 [48] твердосплав-
ными (сплав ВК8) дисковыми фрезами рекомендуется у = 5°.
При фрезеровании стали 45Г17ЮЗ дисковыми фрезами, имею-
щими различный задний угол, лучшие результаты по стой-
кости обеспечивают быстрорежущие фрезы с а = 18-4-22° и твердо-
сплавные — с а = 14 -4-16° (рис. 42). Меньшая прочность режущего
клина твердосплавной фрезы, по сравнению с быстрорежущей, спо-
собствует смещению оптимального значения заднего угла в сторону
Рис. 43. Износ дисковых быстрорежущих фрез
при различных значениях заднего угла (обра-
батываемый материал — сталь 1Х18Н9Т, и —
= 44 м!мин, sz — 0,13 мм!зуб)
меньших значений, а также обусловли-
вает более четкий характер зависимости
влияния заднего угла на стойкость,
ст 10 до 15° вызывает повышение стой-
Рис. 42. Влияние заднего
угла на стойкость быстроре-
жущих и твердосплавных
дисковых фрез (обрабаты-
ваемый материал — сталь
45Г17ЮЗ, t = 4 мм, В =
= 10 мм)'.
1 — ВК8, 2 — Р18
Увеличение заднего угла
кости твердосплавных фрез более чем в 3 раза, а аналогичное
изменение заднего угла быстрорежущих фрез повышает стойкость
только в 2 раза.
Таким образом, стойкость дисковых фрез снижается при увели-
чении заднего угла относительно оптимального его значения. Для
твердосплавных фрез это вызывается увеличением интенсивности
выкрашивания и сколов, а для быстрорежущих повышением тем-
пературы в зоне резания, вследствие ухудшения условий теплоот-
вода.
Оптимальное значение а = 20° сохраняется также для быстро-
режущих фрез при обработке стали 1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ
(рис. 43) и задний угол а = 14-н 16° является лучшим для твердо-
сплавных фрез при фрезеровании сталей ЭИ654 [48], 1Х18Н9Т,
сплава ХН35ВТЮ и других аналогичных материалов.
Изменение угла наклона режущей кромки ди-
сковых фрез X влияет на длину непосредственно работающего участка
режущего лезвия, величину главного переднего угла, прочность
вершины зуба фрезы. Оптимальным значением угла наклона кромки
является угол X = 0 -н5°. Дисковые фрезы с X = 5° способствуют
более надежному отводу стружки, благодаря чему несколько повы-
шается класс чистоты обработанной поверхности и точность паза.
5*
67
Таким образом, оптимальными геометрическими параметрами
для дисковых фрез при обработке пазов в заготовках из сталей
1Х18Н9Т, 45Г17ЮЗ, ЭИ654 и сплава ХН35ВТЮ являются: для
быстрорежущих фрез у = 10°, а = 18-4-22°, X = 0-н5°; для твердо-
сплавных фрез у = 0°, а = 14-4-16°, X = 0-н5°.
Для сравнения стойкости дисковых фрез, оснащенных различ-
ными инструментальными материалами, при-
менялись те же твердые сплавы и быстрорежущие стали, что и для
оснащения концевых фрез. При фрезеровании пазов в заготовках
из сталей 1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ быстрорежущими дисковыми фре-
зами наибольшую стойкость обеспечивает инструмент, оснащенный
соответственно сталью Р9К5 и Р18. При v = 44 м!мин (обрабатывае-
мая сталь 1Х18Н9Т), s2 = 0,1 мм'зуб, В = 10 мм и t = 4 мм стой-
кость фрез из стали Р9К5 составляла 46 мин и в 1,4 раза превышала
стойкость фрез из стали Р18 (табл. 17). Износ быстрорежущих фрез
из стали Р18 характеризовался фаской на задней поверхности, при-
мерно равной ширины. С увеличением времени фрезерования более
интенсивно изнашивались участки, расположенные вблизи пере-
ходной кромки. Более интенсивный износ данных участков обуслов-
лен повышенной температурой. Для фрез из быстрорежущей стали
Р9К5, наряду с фаской износа, наблюдались выкрашивания, а иногда
и небольшие сколы режущих элементов зубьев фрез. Интенсивность
сколов и выкрашиваний повышалась с ростом подачи или с умень-
шением диаметра оправки. Вследствие выкрашиваний и сколов сни-
жается стойкость дисковых фрез из стали Р10К5Ф5, хотя она не-
сколько и превышает стойкость фрез из стали Р18.
Таблица 17
Влияние различных быстрорежущих сталей на стойкость дисковых фрез
(фрезерование с охлаждением 5-процентной эмульсией,
расход 10—12 л!мин, износ по задней поверхности 0,4 мм)
Обрабатываемый материал Стойкость фрезы, в мин
Р18 Р24 Р10К5Ф5 Р9К5
1Х18Н9Т 33 40 36 46
45Г17ЮЗ 32 20 22 19
При фрезеровании пазов в заготовках из стали 45Г17ЮЗ (и =
= 26,8 м/мин, s =0,12 мм!зуб, t = 4 мм и В = 10 мм) наибольшая
стойкость (Т = 32 мин) соответствовала быстрорежущим фрезам из
Р18. На участках переходных кромок у этих фрез иногда наблюда-
лись незначительные выкрашивания, которые с увеличением вре-
мени работы «заглаживались» и фаска износа становилась относи-
тельно ровной. Через 20—25 мин работы стружка, вследствие повы-
шения температуры в зоне резания, становилась золотистого цвета,
а на краях — синего. В этот период начинается более интенсивный
68
износ переходных кромок, который в дальнейшем становится опре-
деляющим. Увеличение фаски, затачиваемой на переходной кромке,
способствовало уменьшению выкрашиваний и повышению стойкости,
однако, при этом искажался профиль паза. Наиболее рациональная
ширина на переходной режущей кромке составляет ориентировочно
1/10 от ширины паза. Угол заточки фаски — 45°.
Фрезы, оснащенные быстрорежущими сталями Р9К5 и Р10К5Ф5,
имеют практически равную стойкость соответственно 19 и 22 мин.
На зубьях этих фрез наблюдались небольшие сколы и выкрашива-
ния. Учитывая сколы и выкрашивания на зубьях фрез, изготовлен-
ных из кобальтовых быстрорежущих сталей, при обработке ста-
лей 45Г17ЮЗ, 1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ целесообразно при-
менять дисковые фрезы из стали Р18.
Стойкость дисковых твердосплавных фрез при обработке сталей
45П7ЮЗ, 1Х18Н9Т (табл. 18) и сплава ХН35ВТЮ находится в за-
висимости от прочностных характеристик применяемого твердого
сплава. При и = 55 м/мин, sz = 0,05 мм!зуб, t = 4 мми В = 10 мм
(обрабатываемый материал сталь 45Г17ЮЗ) стойкость дисковых
фрез, оснащенных твердыми сплавами типа ВТК (Т15К6, Т5К10),
не превышала 3 мин. Изменение скорости резания в пределах v =
- 30 -4-100 м/мин и s2 = 0,03 4-0,1 мм!зуб не способствовало повыше-
нию стойкости. Фрезерование приходилось прекращать вследствие
интенсивных сколов и выкрашиваний. На выкрашенных участках
происходило активное налипание стружки, что способствовало по-
вышению сил и температуры в зоне резания, а также интенсивности
вибраций.
Таблица 18
Стойкость дисковых твердосплавных фрез
(фрезерование без охлаждения, износ по задней поверхности 0,4 мм)
Обрабатыва- емый мате- риал | Стойкость фрезы в мин
ВК8 ВК6М Т5КЮ Т15К6 ТТ10К8Б TT20K6
1Х18Н9Т 33 18 7 5 5 -—
45Г17ЮЗ 20 15 3 3 4 ! 11
Изменение в широком диапазоне геометрических параметров и
формы режущего клина твердосплавного зуба дисковой фрезы не
способствовало снижению интенсивности сколов и выкрашиваний.
Это объясняется рядом причин, основными из которых являются —
низкая жесткость системы СПИД и малая длина контакта стружки
с передней поверхностью, обусловленная относительно небольшой
толщиной срезаемого слоя. При обработке паза глубиной 5 мм ди-
сковой фрезой диаметром 125 мм (s2 = 0,05 мм!зуб) максимальная
толщина срезаемого слоя на выходе зуба фрезы не превышает 0,02 мм.
Длина контакта стружки с передней поверхностью зуба фрезы при
69
v = 55 м!мин и обрабатываемом материале 45Г17ЮЗ не превышает
0,1 мм и даже минимальная фаска (более 0,07 мм), заточенная по
передней поверхности с отрицательным передним углом, обусловли-
вает резание с отрицательным передним углом, что способствует
снижению стойкости.
Малая длина контакта стружки с передней поверхностью и на-
грузки, действующие на нее, не в состоянии уравновесить нагрузки,
возникающие на задней поверхности зуба фрезы, вследствие чего
происходит скол в направлении передней поверхности. Применение
0,05 0,1 0,16 0,6
$г,мм/зу0
Рис. 44. Влияние подачи
на стойкость дисковых
твердосплавных (ВК8)
фрез (обрабатываемый ма-
териал— сталь 45Г17ЮЗ,
v = 55 м!мин, В= 10 мм,
t = 4 мм)
твердого сплава ВК8, как более прочного,
способствует повышению стойкости диско-
вых фрез до Т = 20 мин по сравнению
с другими марками твердого сплава. При
фрезеровании пазов в заготовках из стали
1Х18Н9Т с v = 67 м/мин, sz = 0,08 мм/зуб
более высокую стойкость также обеспечи-
вают дисковые фрезы, оснащенные твердым
сплавом ВК8 (табл. 22).
Характер и интенсивность износа твер-
досплавных фрез существенно изменяются
в случае попутного фрезерования, когда
направления вращения фрезы и подачи на
участке контакта совпадают. При данном
методе фрезерования силы резания имеют
более благоприятное направление, способ-
ствующее прижиму стола и заготовки
к станине станка. Таким образом, повышение стойкости фрез более
чем 1,5 раза можно достичь только изменением метода фрезерова-
ния. Однако попутное фрезерование можно осуществлять только
на станках, имеющих специальное устройство для обработки по
подаче.
Влияние параметров режима резания на стойкость фрез.
При встречном фрезеровании увеличение подачи sz от 0,05 до
0,12 мм/зуб способствует повышению стойкости (рис. 44) дисковых
твердосплавных фрез более чем в 1,4 раза (от 18 до 25 мин). Удель-
ный износ при sz = 0,067 мм/зуб составляет 4,4-10"4 г/г и умень-
шается до 2,1 -10"4 г/г при sz = 0,1 мм/зуб. Повышение стойкости
фрез с увеличением толщины срезаемого слоя объясняется отрица-
тельным влиянием упрочнения обрабатываемого материала. При
малых подачах часто наблюдалось проскальзывание отдельных
зубьев фрезы, а последующий зуб срезал упрочненный слой металла
значительно большей толщины. Проскальзывание подтверждается
значительными колебаниями сил резания и усадкой стружки, ко-
торая изменялась от 2,5 до 5. Явление проскальзывания наблюда-
лось при фрезеровании как однозубыми, так и многозубыми диско-
выми твердосплавными фрезами.
Износ зубьев фрез в данном диапазоне подач на зуб проявлялся
в виде полоски относительно равной ширины на задней поверхности
70
и небольших выкрашиваний по переходным кромкам. Класс чистоты
обработанных поверхностей паза заготовки был не ниже V5.
Стружка золотистого цвета легко удалялась от зоны резания. Повы-
шение подачи более 0,15 мм!зуб обусловливает резкое снижение
стойкости фрез и увеличение удельного износа инструментального
материала, величина которого при = 0,2мм/зуб Д« = 4,4- 10"4г/г.
Показатель степени влияния величины подачи на стойкость фрез
достигает т = 2,5. Интенсивность сколов и выкрашиваний возра-
стает вследствие повышения вибраций, а также приваривания
стружки к передней поверхности зубьев фрезы. Удаление стружки
с передней поверхности осуществлялось специальной металлической
щеткой. Класс чистоты обработанных поверхностей значительно
ухудшается и на дне паза появляются участки с приваренной струж-
кой.
Таким образом, при фрезеровании труднообрабатываемых мате-
риалов целесообразно использовать такие подачи, при которых
процессы износа инструмента, стружкообразования, размещения и
отвода стружки обеспечивают нормальные условия фрезерования
с заданной точностью и качеством поверхностного слоя заготовки,
а влияние как упрочнения срезаемого слоя металла, так и относи-
тельно малой жесткости системы СПИД имеет минимальное зна-
чение.
Оптимальный диапазон подач при фрезеровании пазов в заготов-
ках дисковыми твердосплавными (ВК8) фрезами для стали
45Г17ЮЗ равняется 0,06—0,12 мм!зуб, для стали 1Х18Н9Т — 0,08—
0,16 мм!зуб, а при обработке сплава ХН35ВТЮ — 0,05—0,08 мм!зуб.
При фрезеровании быстрорежущими фрезами значения подач уве-
личиваются соответственно до 0,15; 0,2 и 0,1 мм!зуб.
Увеличение диаметра дисковых фрез повышает стойкость, так
как зуб фрезы в этом случае имеет большую массу, что благоприятно
сказывается на распределении тепла и его отводе из зоны резания.
С увеличением диаметра фрез соответственно возрастает размер,
а следовательно, и жесткость оправок, благодаря чему уменьшается
величина упругой деформации системы и поэтому уменьшается путь
проскальзывания зуба фрезы при врезании его в заготовку. Влияние
диаметра концевых и дисковых фрез на их стойкость проявляется
тем значительнее, чем меньше жесткость системы СПИД.
Скорость резания оказывает наибольшее влияние на стойкость
дисковых твердосплавных и быстрорежущих фрез. Изменение ско-
рости резания в 5 раз (от 21,5 до 112 м/мин) при обработке стали
45Г17ЮЗ (рис. 45) концевыми твердосплавными (ВК8) фрезами сни-
жает их стойкость почти в 17 раз (от 50 до 3 мин). При малых скоро-
стях резания (и = 25л-55 mImuh) наблюдаются выкрашивания на
различных участках активной длины режущей кромки (величиной
до 0,2 мм), которые опоясываются фаской износа. Показатель сте-
пени влияния скорости резания на стойкость т = 0,58. Удельный
износ инструментального материала при v = 25 мм/мин &и =/,3 X
X 10"4 г/г. Минутный съем металла 26 мм3, а за период стойкости
71
1300 мм3. Стружка золотистого цвета имеет несколько завитков,
свободно сходит с передней поверхности и рационально заполняет
впадину зуба. Класс чистоты обработанных поверхностей паза на-
ходится в пределах V4—V5.
До v = 55 mImuh удельный износ остается практически постоян-
ным (рис. 46) и не превышает Ди = 2,4-10"4 г/г. Стойкость диско-
вых фрез при v = 55 м/мин Т = 25 4-27 мин, удельный износ имеет
минимальную величину (Ды = 2,1 • 10"4 г/г), съем металла заготовки
за период стойкости наибольший (W =
Рис. 45. Влияние скорости
резания на стойкость
дисковых фрез (s2 =
= 0,05 мм!зуб, В =
= 10 мм, мм)
резания не превышает 650° С,
поверхность фаски износа
— 1400 мм3). Средняя температура в зоне
резания при рассматриваемой скорости
Рис. 46. Влияние скорости резания на
удельный износ материала фрез, минут-
ный съем металла заготовки и съем
металла за период стойкости:
1 — время работы фрез; 2 — съем металла
заготовки за период стойкости; 3 — съем
металла заготовки за 1 мин\ 4 — удельный
износ инструментального материала
ровная без следов царапин и налипов обрабатываемого металла.
При повышении скорости резания (и = 55 м/мин) интенсивность
снижения стойкости фрез увеличивается. Показатель степени влия-
ния скорости резания на стойкость для v = 554-100 м/мин равен 3,2
и более чем в 5 раз превышает аналогичную характеристику для
скоростей v = 254-55 м/мин. Возрастает удельный износ инстру-
ментального материала, который при v = 95 м/мин становится
равным 5,7-10"4 г/г. Съем металла заготовки за период стойкости
фрез снижается до W = 520 мм3. Средняя температура в зоне реза-
ния повышается и при v = 80 м/мин достигает 850—880° С.
Данные условия являются благоприятными для диффузионного
износа режущего инструмента, интенсивность которого возрастает
с увеличением температуры. Это косвенно подтверждается измене-
нием удельного износа инструментального материала с повышением
скорости резания, а следовательно, и температуры. Практически
аналогичная зависимость влияния скорости резания на стойкость
дисковых твердосплавных фрез наблюдается также при обработке
заготовок из стали 1Х18Н9Т и сплава ХН35ВТЮ.
72
Скорость резания дисковых фрез при различных условиях фрезе-
рования пазов в заготовках из труднообрабатываемых материалов
определяется из зависимости
CDa
V = T6scBtzetK (22)
Таблица 19
Значения показателей в формуле (22) для фрез из стали Р18
Обрабатыва- емый мате- риал Параметры режима резания а б с д е к С
V в м/мин S? в мм/зуб
1Х18Н9Т До 80 0,08—0,2 0,54 0,28 0,5 0,6 0,25 0,34 104
45Г17ЮЗ » 40 0,06—0,15 0,45 0,31 0,4 0,5 0,2 0,26 10,9
Значения показателей в формуле (22) приведены в табл. 19. Пара-
метры режима резания и затрачиваемая мощность при фрезеровании
пазов в заготовках из сталей 1Х18Н9Т и 45Г17ЮЗ приведены
в табл. 20—23.
Влияние конструкции
зуба дисковой фрезы на
стойкость. Относительно
низкая жесткость системы
СПИД при фрезеровании
дисковыми фрезами, наряду
с особенностями обработки
Рис. 47. Конструкции зубьев дисковых фрез
резанием жаропрочных,
жаростойких и износоустой-
чивых материалов, предъ-
являют повышенные требования к конструкции зуба дисковой фрезы.
Для определения рациональной конструкции были опробованы
четыре вида дисковых быстрорежущих фрез из стали Р18 (рис. 47).
Углы заточки зубьев фрез были приняты оптимальными: у =
= 8-т-10°, а = 18м-20°. Диаметр фрез 80 мм. Для уменьшения числа
факторов, оказывающих влияние на стойкость инструмента, фрезеро-
вание осуществлялось без охлаждения. Радиальное биение зубьев
дисковых фрез, установленных на станке, проверялось индикатором
с ценой деления шкалы 0,01 мм и не допускалось более 0,05 мм.
Биение двух соседних зубьев не превышало 0,02 мм.
Первая фреза (рис. 47, а) — дисковая пазовая фреза
(ГОСТ 3964—59).
Из кривых износа (рис. 48), полученных для дисковых фрез, сле-
дует, что при v = 10 м/мин и sz = 0,05 мм/зуб стойкость этой фрезы
не должна превышать 20 мин, так как при продолжении работы про-
исходит катастрофический износ по всей длине режущих кромок.
По мере приближения к зоне катастрофического износа наблюдаются
73
сильные вибрации и неравномерная работа зубьев инструмента.
Тангенциальная сила резания у этой фрезы, имеющей фаску износа
по задней поверхности не более 0,15 мм, имеет среди рассматривае-
мых конструкцией наибольшее значение и достигает 75 кГ (рис. 49).
Рис. 48. Влияние конструкции зуба на стойкость
дисковых фрез (/ = 5 мм, В = 12 мм)'.
1 — фреза (рис. 47, а); 2 — фреза (рис. 47, б); 3 — фреза
(рис. 47, в); 4 — фреза (рис. 47, г)
Средняя температура, измеренная естественной термопарой, уста-
навливается за несколько секунд и достигает 400° С (рис. 50). Дан-
ная температура остается практически постоянной и резко увели-
чивается при наступлении периода катастрофического износа. Фреза
Рис. 49. Изменение тангенциальной силы
при различных конструкциях зуба фрезы:
1 — фреза (рис. 47, а); 2 — фреза (рис. 47, в)\
3 — фреза (рис. 47, г)------------сталь
45Г17ЮЗ;---------------сталь 40
Рис. 50. Средняя температура в
зоне резания при фрезеровании
стали 45Г17ЮЗ дисковыми фрезами
с различной конструкцией зуба:
1 — фреза (рис. 47, а); 2 — фреза
(рис. 47, б); 3 — фреза (рис. 47, в); 4 —
фреза (рис. 47, г)
теряет свою работоспособность уже при износе 0,2—0,3 мм. Прак-
тически работа данной фрезы в течение всего периода стойкости про-
текала в тяжелых условиях.
Вторая конструкция фрезы (рис. 47, б) имела прорезной и зачист-
ной зубья. Заточка фасок 2 X 45° при ширине фрезы 12 мм произ-
водилась через зуб. Прорезной зуб фрезы имеет уменьшенную режу-
74
Режимы резания при фрезеровании пазов дисковыми фрезами
(обрабатываемый материал — сталь 1Х18Н9Т, материал режущей части фрез — сталь Р18,
работа с охлаждением, Т — 60 мин)
В в мм D в мм 2 S2 В ММ/ЗуС) t = 5 мм i = 10 мм /=15 мм
з 3 п в об/мин 5 В мм/мин W в ет з О п в об/мин, S в мм/мин N в кет з 3 о а* п в об/мин S в мм/мин N в кет
0,03 68 288 52 0,6 58 252 44 1,0 48 200 40 1,5
75 6 0,05 52,3 220 66 0,7 43 180 54 1,1 38,2 160 48 1,6
0,08 34,1 144 69 0,8 28 121 57 1,2 — — — —
0,05 56,2 164 80 0,6 46,4 134 68 1,1 40,2 116 58 1,7
110 10 0,08 36,8 106 84 0,7 30,4 88 72 1,2 24,8 76 48 1,8
0,12 25,6 77 92 0,8 — — — — — — — —
0,03 75,2 172 84 0,7 57,6 132 65 1,2 48 102 52 1,8
6 150 16 0,05 58,4 124 100 0,8 48,4 100 80 1,3 1,4 42,1 88 72 1,9
0,08 38,4 81 104 0,9 32,1 68 80 — — — —
0,12 26 7 56 112 1,1 — — — — — — — —
0,03 108 168 82 0,7 88,8 141 68 1,2 76,8 120 60 1/9
0,05 76 124 92 0,8 58,4 96 76 1,3 48,8 76 64 2,0
200 16 60 80 1,4
0,08 44,8 72 96 0,9 37,2 — — — —
1 0,12 31,2 52 100 1,2 — — — — — — — —
Продолжение табл. 20
В в мм D в мм 2 5г в мм/зуб t = 5 мм t = 10 мм t ~ 15 мм
з 3 о 3 п в об/мин S в мм [мин i 3 ffi 3 3 “Д с $ п в об/мин ; в мм/мин в кет 3 3 “5. 3 3 as-i 3 о S в мм/мин N в кет
0,03 66 280 50 0,7 56,4 240 42 1,1 46,5 195 36 1,6
74 б 0,05 45 192 57 0,8 37 157 46 1,2 30,3 130 39 1,7
0,08 30 121 60 0,9 25,6 105 51 1,3 — — — —
0,12 20,5 87 63 1,0 — — — — — — — —
0,03 76 220 66 0,7 62,9 182 55 1,3 54,5 157 48 1,8
ПО 10 0,05 48 141 70 0,8 40 116 58 1,4 33,5 100 50 1,9
0,08 31,8 92 73 0,9 27,2 78 62 1,5 — — — —
0,12 22,1 65 79 1,0 — — —
10
0,03 80,8 171 82 0,8 66 140 67 1,3 57 120 58,5 1,9
0,05 50,8 108 86 0,9 41,7 88 70 1,4 36 77 62 2,0
150 16 0,08 33,3 70 90 1,0 28 60 75 1,5 — — — —
0,12 23,1 49 94 1,1 — — — — — — — —
0,03 93,2 149 72 0,8 76,5 122 59 1,3 66,5 104 51 2,0
ОЙЛ 1А 0,05 59 94 76 0,9 48,5 77 62 1,4 42 67 53 2,1
1 о 0,08 38,6 62 80 1,0 32,8 52 66 1,5 — — — —
0,12 27,0 43 । 83 1,3 — — — — — — — —
Продолжение табл. 20
В в мм D в мм 2 Sz в мм/зуб t = 5 мм t — 10 мм | t = 15 мм
X 3 я Д о п в об/мин S в мм/мин L N в кет 3 я 1 1 п в об/мин мм/мин N в кв/:: V в м/мин п в об/мин S в мм/мин Л' в кет
0,03 64,8 275 49 0,8 53,3 225 40 1,2 44,8 190 34 1,7
7С с 0,05 40,9 173 51 0,9 33,7 143 42 1,3 29,1 123 37 1,8
10 О 0,08 29,3 117 54 1,0 22.4 94 45 1,4 — — — —
0,12 18,5 78 56 1,1 — — — — — — — —
0,03 65,2 202 60 0,8 57,4 164 । 25 1,3 48,2 139 42 1,9
ПО 1 Л 0,05 44 127 63 0,9 36 105 52 1,4 31,3 90 45 2.0
1U 0,08 29 87 69 1,0 24 72 51 1,5 — — — —
14 0,12 20 60 72 1.1 — — — — — — 1
0,03 73,2 155 74 0,9 60 127 61 1,4 50,4 107 51 2.0
150 16 0,05 0,08 46,1 30,2 98 64 77 81 1,0 1,1 37,9 25,2 80 54 64 68 1,5 1,6 32,6 69 55 2,1
0,12 21 44 85 1,2 — — — — — -- — —
0,03 84,8 135 65 0,9 70 111 53 1,4 58,4 93 44 2,1
200 16 0,05 53,6 85 68 1,0 44 70 56 1,5 37,9 60 48 2,2
0,08 35 56 44 1,2 29,2 46 60 1,6 — — — —
0,12 24,3 38 74 1 1,5 — 1 1 — — — — —
75 6 0,03 0,05 0,08 30 22,8 20,4 120 96 87 21 29 42
0,05 27,3 96 42
НО 10 0,08 25,2 75 60
0,12 22,2 64,2 78
0,03 39 84 40
0,05 33 72 57
150 16
0,08 30 63 81
0,12 25,8 55,8 108
0,03 48,6 72 33
олл 1 А 0,05 47,4 69 55
2UU 1О 0,08 37,8 56 72
0,12 32,4 47 90
0,9 20,4 87 15 1,4 18 75
1,0 18 75 22 1,5 15,6 69
1,1 15,6 66 32 1,6 — —
0,9 22,2 63 33 1,5 18,6 55
1,0 18,6 55 44 1,6 — —
1,1 16,8 48 57 1,7 — —
1,0 30 63 30 1,6 25,2 54
1,1 26,4 55 45 1,7 22,2 48
1,2 22,8 49 63 1,8 — —
1,3 — — — — — —
1,0 37,8 56 27 1,7 31,2 46
1,1 32,4 47 38 1,8 27 40
1,2 27,6 41 51 1,9 — —
1,3 — — — — —
62.
о С» J5 QJ
200 СП о о СЛ ~ П
аг ст) о СТ) N
о о о о — о о о ю оо аг со 0,03 0,05 0,08 0,12 о о о о ~ о о о ND 00 СЛ ОО о о о о о о о ND 00 СЛ ОО sz B мм/зуб
nd nd оо со СЛ 00 СО J-4 ND ND 00 ND ND ND СО CD -° -° 4^ 00 X СТ) — — ND ND -4 CD ND СТ) 4*. 00 ND 4* — — ~ ND ND СЛ 00 j— 00 00 ND ~ V в м/мин II СЛ к
4^ СЛ СП О СП ND — 4*> 4*> СЛ СТ) СО 00 СЛ О СЛ СП СТ) ~4 — -Ч СЛ СЛ СП О) -4 ОО СЛ -4 ~4 СО n в об/мин
-4 CD 4^ ОО 00 О ND О 00 СТ) СЛ СО 4- СО >— — Ст) 4»- ОО ND О СЛ со ОО СЛ CO ND — СТ) ND ОО СЛ S в мм/мин
СЛ 4^ СО ND 4» СО ND — ОО ND — О 4^ ОО ND О N в кет
28,8 25,2 21,6 23,4 14,4 17,4 1 £ X | ND СЛ СТ) СТ) V в м/мин II о
47 41 35 1 ОО Д 4>- 1 СТ ОО 60 50 43 I СЛ СТ) СТ) 1 — -4 СО п в об/мин
1 4» СО ND 1 СП ND ND I 4^ СО ND 1 00 СЛ 4- 1 СО ND — 1 СТ) СП 00 12 20 24 S в мм/мин
1 “ Г* ~ СО 00 -о । СТ ОО '"•Ч 1 00 "-4 СТ) । '-4 СТ) СЛ N в кет
24,6 21,6 1 1 5 § 17,4 15 13,9 12 V в м/мин if СЛ ?е
40 34 1 1 “й 1 1 W о 112g п в об/мин
1 1 53 3 1 1 g 52 118 5 1 1 q 3 S в мм/мин
2,4 2,5 2,3 2,4 2,2 2,3 1 । ND N в кет
Продолжение табл. 21
Продолжение табл. 21
В в мм D в мм 2 52 В мм/зуб t = 5 мм t = 10 мм t = 15 мм
3 «д п в об/мин S в мм/мин N в кет з 3 СП Э 5- п в об/мин 5 В мм/мин N в кет V в м/мин п в об/мин S в мм/мин W в кет
0,03 18 75 14 1,1 13,8 57 10 1,6 12 49 9 2,2
75 6 0,05 0,08 15,6 13,2 68 57 20 27 1,2 1,3 12 10,2 51 43 15 21 1,7 1,8 10 43 13 2,3
0,12 П,4 50 36 1,4 — — — — — — — —
0,03 22,2 64 19 1,1 17,4 50 15 1,7 14 42 12 2,3
ПО 10 0,05 0,08 19,2 16,8 52 48 27 39 1,2 1,3 15 12,6 42 36 21 29 1,8 1,9 12 36 18 2,4
14 0,12 15 42 51 1,4 — — — — — — — —
0,03 25,2 54 26 1,2 19,8 42 20 1,8 17 36 17 2,4
150 16 0,05 22,2 48 38 1,3 17,4 36 29 1,9 15 31 25 2,5
0,08 19,2 41 53 1,4 15 32 41 2,0 — — — —
0.12 17,4 37 71 1,5 — — — — — — — —
0,03 32,4 51 24 1,3 24,6 40 19 1,9 21 33 16 2,5
200 16 0,05 0,08 27,6 24 44 39 35 49 1,4 1,5 21,6 18 34 29 27 36 2,0 2,1 18 29 23 2,6
0,12 21,6 34 65 1,6 — — — — — — — —
о
. Подпоркин
Режимы резания при фрезеровании пазов концевыми фрезами
(обрабатываемый материал—сталь 1Х18Н9Т, материал режущей части фрез—сталь Р18,
работа с охлаждением, Т = 60 мин)
D в мм N S2 в мм/зуб В = 3 мм В — 7 мм В = 10 мм В = 15 мм
V в м/мин п в об/мин S в мм/мин N в кет V в м/мин п в об/мин S в мм/мин N в кет з 3 •д о п в об/мин 3 3 СЛ N в кет V в м/мин п в об/мин S в мм/мин N в кет
0,03 28 525 68 1,0 24,6 490 60 1,7 24 480 55 2,5 22,6 450 58 3,8
16 4 0,05 24,6 490 98 1,2 22,4 445 89 2,0 21,5 426 85 2,8 20,6 410 82 4,1
0,09 22,3 443 160 1,4 20,3 404 145 23 19,5 385 140 3,1 — — — 4,4
0,12 21,1 415 200 1,5
0,03 29,8 475 60 1,1 26,7 425 50 2,0 25,7 410 50 2,7 25,1 400 48 4,0
0,05 26,8 425 85 1,3 24,4 388 78 2,2 23,4 370 75 2,9 22,4 356 70 4,3
0,09 24,3 375 135 1,5 22 350 125 2,5 21 335 120 3,2 — — — —
20 4 0,12 22,8 360 175 1,6 20,8 330 155 2,7 19,7 315 150 3,5 — — — —
0,15 22,3 340 200 1,7 19,7 315 190 2,9 17,9 285 160 3,3 — — — —
0,17 21,3 335 230 1,8 19,4 310 240 2,8 18,2 290 220 3,6 — — — —
0,2 19,4 310 240 1,9 18,2 290 220 3,0
0,03 32,9 420 36 1,1 28,5 380 36 2,0 29,0 385 36 2,8 25,1 335 30 3,9
0,05 29,6 380 75 1,3 27 345 68 2,2 26 330 30 3,0 24,8 315 63 4,2
25 3 0,09 26,8 340 120 1,4 24,4 310 72 2,3 23,5 300 68 3,3 22,5 285 103 3,4
0,12 25,2 320 150 1,5 23 290 140 2,5 22,2 280 135 3,4 — — — —
0,15 24,1 310 175 1,6 22,1 285 135 2,7 — — — — — — — —
0,17 23,6 300 150 1,7 21,8 278 168 2,8 19,0 1 250 1 140 — -1 — — —
Продолжение табл. 22
D в мм N s в мм/зуб IJ В = 3 мм В =7 мм В = 10 мм В = 15 мм
3 «л п в об/мин S в мм/мин У в кет V в м/мин п в об/мин 3 3 «*? (Л У в кет 3 3 а* а а? п в об/мин S в мм/мин N в кет 3 3 я а а- п в об/мин S в мм/мин N в кет
0,2 21,0 280 170 1,8 19,5 260 150 3,0 — — — —
0,03 28,5 380 60 1,3 25,5 340 50 3,0 24,7 330 50 4,2
0,05 26,8 340 68 1,5 24,4 310 80 2,3 23,4 298 60 3,2 22,4 285 57 4,5
0,09 24,3 310 150 1,6 22,1 282 130 2,5 21,2 270 120 3,4 20,3 258 по 4,8
25 5 0,12 22,8 290 139 1,7 20,4 250 150 2,7 19,0 250 180 — — — — —
0,15 21,0 280 210 1,8 17,2 230 170 2,8 — — — — — — — —
0,17 20,4 260 220 2,0 16,5 220 190 2,9 — — — — — — — —
0,2 17,2 230 230 2,1 15,0 200 200 3,1 — — — — — — — —
0,05 29,6 295 60 1,3 27 265 52 2,3 24,3 245 50 3,3 23 230 45 4,4
0,09 26,8 265 95 1,4 24,4 240 90 2,4 23,2 230 83 3,4 22,1 220 80 4,5
0,12 25,2 250 120 1,6 23,0 230 115 2,5 21,5 215 105 3,5 — — — —
32 4 0,15 24,0 240 140 1,9 22,1 220 130 2,6 20,0 200 120 3,7 — — — —
0,17 23,6 235 160 1,8 20,1 200 140 2,8 — — — — — — — —
0,2 22,1 220 180 1,9 — — — — — — — — — — — —
I а б л и ц а 23
Режимы резания при фрезеровании пазов концевыми фрезами
(обрабатываемый материал—сталь 45Г17ЮЗ^ материал режущей части фрез—сталь Р18,
работа с охлаждением, Т = 60 мин)
в = 3 мм в = 7 мм в = 10 мм в - 15 мм
D в мм N S2 В ММ/31 з 3 о 3 п в об/мин 3 3 i 3 CQ 3 3 о п в об/мин S в мм/мин N в кет 3 3 ° л. о п в об/мин 3 3 У в кет 3 3 «д о п в об/мин 3 3 СЛ У в кет
0,03 19 380 45 1,5 15,8 310 40 2,7 15 290 35 4,2 14 280 35 4,8
16 4 0,05 17 340 65 1,7 14,0 280 55 3,0 13 260 52 4,5 12 250 50 5,3
0,09 15,8 310 112 1,8 13 255 92 3,2 — — — — — — —
0,12 15 290 140 2,0
0,03 21 340 40 1,7 18 290 35 2,8 16 260 30 4,3 15,4 250 30 5,0
0,05 19 300 60 1,9 15,7 250 50 3,1 14,7 235 45 4,6 13,5 225 44 5,4
20 4 0,09 17,2 270 98 2,0 14,2 220 81 3,3 13,2 210 75 4,7 — — — —
0,12 16,7 265 130 2,3 13,5 215 100 3,5 11,8 190 90 4,8 —- — — —
0,15 15,4 250 150 2,4 11,8 190 ПО 3,6 9 160 95 4,9 — — — —
0,17 15,4 245 167 2,5 —
0,03 22,8 290 35 1,7 21,1 270 32 2,8 19 240 30 4,3 17,5 225 25 5,2
0,05 21,6 275 40 1,9 18 230 35 3,1 16,6 210 30 4,5 15,4 195 30 5,4
0,09 19,6 248 67 2,1 16 205 55 3,2 14,9 189 50 4,6 13,9 175 45 5,5
25 3 0,12 18,9 240 86 2,3 15,2 195 70 3,5 12,5 160 55 4,7 — — — —
0,15 18,1 230 110 2,4 14,2 180 80 3,6 10,5 135 60 4,8 — — — —
0,17 17,3 220 112 2,4 13,5 170 90 3,6 2,0 — — — — — — —
0,2 15,8 200 120 2,6 11,8 150 90 3,8 — — — — — — —
Продолжение табл. 23
D в мм N ко 0 v>N В = 3 мм В = 7 мм В = 10 мм В = 15 мм
V в м/мин п в об [мин S в мм [мин W в кет з 3 □ 3 3 «3. Со S в мм/мин N в кет V в м/мин Hnwjgo в и S в мм/мин N в кет V в м/мин п в об[мин 3 3 «л N в кет
0,03 23 290 44 1,8 19 240 35 3,0 18,2 230 35 4,4 16,5 210 30 5,3
0,05 20,4 260 65 2,0 17 215 53 3,2 15,7 200 50 4,6 14,6 185 45 5,5
25 5 0,09 19 240 105 2,2 15,2 195 85 3,3 14 180 80 4,7 — — — —
0,12 17,9 230 135 2,3 13,5 170 112 3,5 — — — — — — — —
0,15 16,5 210 155 2,6 12,3 155 115 3,6 — — — — — — — —
0,17 16,8 200 170 2,5 —
0,03 25 250 30 1,7 21,5 215 25 3,0 22 220 27 4,5 19 190 23 5,3
0,05 23 230 46 1,9 19 190 38 3,2 18 180 36 4,6 16,5 165 33 5,3
0,09 21 210 75 2,2 17 170 62 3,3 16 160 57 4,7 13,5 135 50 5,6
32 4 0,12 20 200 95 2,3 16,4 165 80 3,5 15,3 153 75 4,8 — — — —
0,15 19 190 115 2,4 16 160 90 3,6 14,5 145 85 4,9 — — — —
0,17 18,6 186 126 2,5 15 150 105 3,7 — — — — — — — —
0,2 17,5 175 140 2,6 —
щую кромку, и для ее врезания в заготовку требуется относительно
небольшая сила. Сечение слоя металла, срезаемого кромками по-
следующего зуба, увеличивается, а возможность проскальзывания
уменьшается. Поэтому для дисковой фрезы, имеющей прорезные
и зачистные зубья, условия резания несколько улучшаются. Сила
и температура резания при работе этой фрезой меньше по сравнению
с первой конструкцией. Поэтому ее стойкость до наступления пе-
риода катастрофического износа больше и составляет 35—40 мин.
Однако и вторая конструкция зуба дисковой фрезы имеет недостатки,
которые характеризуются повышенной нагрузкой на переходные
кромки и недостаточно высоким классом чистоты боковых поверх-
ностей паза, вследствие срезания зачистным зубом стружки, по раз-
мерам равной ширине паза.
Зубья фрезы (рис. 47, в) имеют фаски 3 X 45° (—0,25 от ширины
фрезы), снятые через зуб, благодаря чему обеспечивается более рав-
номерная нагрузка, а также уменьшается длина пути проскальзыва-
ния режущей кромки зуба при его врезании в заготовку. Благодаря
уменьшенной активной длине режущей кромки, сила и температура
в зоне резания имеют минимальное, применительно к рассматривае-
мым конструкциям зубьев фрез, значение. Например, разность сред-
них температур в зоне резания для фрез конструкций, показанных
на рис. 47, в, составила в первоначальный период работы свыше
80° С. Тангенциальная сила Рг уменьшилась на 18 кГ. При увели-
чении подачи на зуб эта разность еще более увеличивается и при
sz = 0,12 мм!зуб достигает 60 кГ. Минимальная средняя температура
в зоне резания для фрезы (рис. 47, в) достигала 320° С, которая по-
степенно, по мере увеличения фаски износа, возрастает и становится
равной 480° С в период наступления катастрофического износа. Стой-
кость данных фрез увеличивается до 50 мин, т. е. более чем в 2,5 раза
по сравнению с фрезой (рис. 47, а) и в 1,4 раза относительно фрез,
приведенных на рис. 47, б и 47, в. Преимущество фрезы (рис. 47, в)
состоит в том, что она не теряет работоспособности при износе по
задней поверхности до h3 = 0,5 мм. Класс чистоты обработанных
поверхностей в течение всего периода работы у этой фрезы составлял
V5—V6, а класс точности ширины паза 3—За.
При фрезеровании пазов в заготовках из стали 40 преимущество
оставалось за фрезой, показанной на рис. .47, а.
Таким образом, оптимальными геометрическими параметрами при
обработке рассматриваемых материалов, для дисковых быстрорежу-
щих фрез являются у = 10°; а = 18-4-22°,.для твердосплавных фрез
у = 0°; а = 14--160. Увеличение жесткости системы СПИД и при-
менение дисковых фрез рекомендуемой конструкции зуба (рис. 47, в)
обусловливает повышение стойкости инструмента, вследствие умень-
шения отрицательного влияния проскальзывания зубьев фрез.
Глава III
ЗАТОЧКА ФРЕЗ
7. Влияние заточки концевых и дисковых фрез
на их стойкость
Работоспособность режущего инструмента, оказывающая влия-
ние на производительность, качество и точность обработки деталей
машин при прочих равных условиях, существенно зависит от формы,
геометрических параметров и качества поверхностного слоя кон-
тактных поверхностей режущего клина. Качество поверхностного
слоя контактных поверхностей режущего инструмента определяется
рядом параметров, основными из которых являются физико-хими-
ческие и механические характеристики инструментального мате-
риала; величина, градиент и знак остаточных напряжений; шерохо-
ватость рабочих поверхностей.
Решающую роль на формирование этих параметров оказывает
предварительная и особенно чистовая заточка режущего инстру-
мента. Однако технический уровень выполнения заточных операций
на некоторых предприятиях еще недостаточно высок. Характери-
стики применяемых заточных кругов и параметры режима заточки
не всегда соответствуют оптимальным. Углы заточенного инстру-
мента часто превышают 5° относительно значений, предусмотренных
чертежом, в то время как при фрезеровании труднообрабатываемых
материалов отклонение переднего и особенно заднего углов на 5°
способствует значительному изменению стойкости фрез. Нередко
биение режущих кромок концевых и дисковых фрез достигает зна-
чительной величины, что вызывает неравномерный износ зубьев и
уменьшает время работы инструмента. Если отдельные виды режу-
щего инструмента подвергаются доводке, то многолезвийный инстру-
мент вследствие относительно большой трудоемкости практически
доводке не подвергается. Однако дополнительные затраты, связан-
ные с введением доводки или чистовой заточки, полностью оку-
паются увеличением стойкости режущего инструмента.
Рассмотрим влияние качества заточки инструментов на их стой-
кость [5]. Концевые твердосплавные фрезы с механическим креп-
лением пластин-зубьев из сплава ВК8 затачивались различными аб-
разивными и алмазными кругами (табл. 24). Часть фрез после за-
86
Таблица 24
Влияние заточки на стойкость концевых фрез,
оснащенных пластинами твердого сплава ВК8
Показатели Характеристика заточного круга
КЗ 40 СМ1 К КЗ 40 СМ1 К КЗ 25 СМ1 К КЗ 6СМ 2Б Доводка карбидом бора А 6 25 Б1
Номер концевой фрезы 1 2 3 4 5 6
Высота микронеровностей лезвия зуба фрезы в мкм 10 11,5 6,1 1,8 4,3 3,1
Шероховатость передней и задней поверхности в мкм 6,4 7,5 4,1 1,2 2,8 2,0
Класс чистоты передней и задней поверхностей 7 6 7 9 8 8
Величина фаски приработочного износа в мм 0,27 0,24 0,21 0,18 0,15 0,1
Стойкость фрез в мин 17 25 20 28 26 47
Интенсивность износа tg 0,57 0,3 0,5 0,38 0,43 0,25
точки кругом КЗ 40 СМ1 К подвергалась доводке пастой карбида
бора (фрезы № 5) или чистовой заточке алмазным кругом (фре-
зы № 6). Фрезы № 2 перед заточкой нагревались в тигельной печи
примерно до 800° С и затачивались в нагретом состоянии. Если в про-
цессе заточки температура пластин снижалась до —500° С, то обра-
ботка прекращалась и пластины снова подвергались нагреву. Работо-
способность этих фрез определялась при фрезеровании пазов в за-
готовках из стали 45Г17ЮЗ на вертикально-фрезерном станке
6М12П. Параметры режима резания: v = 40 mImuh, sz =
= 0,067 мм!зуб, t = 40 мм и В = 2 мм. Геометрические параметры
концевых фрез: у = 10°, а = 18°, со = 0°. Вдоль режущего лезвия
фрезы затачивалась фаска шириной 0,3—0,4 мм с передним углом
—10°, по задней поверхности оставалась ленточка шириной 0,07—
0,1 мм. Шероховатость заточенных поверхностей зубьев фрез изме-
рялась при помощи микроскопа МИС-11. Максимальную шерохова-
тость имели фрезы № 2, заточенные абразивным кругом КЗ 40СМ1 К,
минимальную (1,2 мкм)—фрезы № 4, заточенные кругом
КЗ 6 СМ2 Б.
Период приработки для концевых фрез при упомянутых выше
условиях составлял ориентировочно 1 мин (рис. 51). Наибольшая
величина приработочного износа соответствовала фрезам № 1
(0,27 мм) и № 2 (0,24 мм). Для данных фрез характерна относительно
большая шероховатость заточенных поверхностей — соответственно
10 и 11 мкм. В качестве критерия затупления концевых фрез был
87
принят износ по задней поверхности, равный 0,6 мм. Таким образом,
за 1 мин работы фрезы № 1 и 2 были изношены на 45 и 40%. Наимень-
ший приработочный износ (0,1 мм или 17% от величины полного
износа) имели фрезы № 6, заточенные алмазными кругами. Эти
фрезы имели шероховатость заточенных поверхностей не более
2,0 мкм. Следовательно, величина приработочного износа в первом
приближении находится в однозначной зависимости от величины
микронеровностей контактных поверхностей режущего инструмента.
Рис. 51. Влияние характеристики заточного круга на стой-
кость концевых фрез, оснащенных пластинами твердого
сплава ВК8;
1—6 — стойкость соответственно фрез № 1 — № 6, заточенных
абразивными кругами
После окончания первого периода износа шероховатость отдельных
участков фаски износа была V7—V9.
Таким образом, для уменьшения величины приработочного из-
носа необходимо, чтобы шероховатость заточенной поверхности ре-
жущего инструмента соответствовала или была выше чем у прира-
ботанной. Это особенно важно для инструментов, работающих на
автоматических линиях, где основную роль играет размерный износ.
Большое влияние на интенсивность износа второго периода из-
носа оказывает износостойкость инструментального материала, ко-
торая наряду с другими факторами зависит от величины и знака
остаточных напряжений в материале режущего клина. Величина,
градиент и знак остаточных напряжений определяются теплопро-
водностью инструментального материала, температурой и силами,
возникающими в процессе заточки. Измерения показали, что при
v = 22 м!сек, SnP = 1,5 м!мин и snon = 0,02 мм!дв.ход средняя
температура поверхностного слоя твердосплавной пластины в случае
заточки кругом КЗ 40 СМ1 К составила 450—500° С. Алмазная за-
точка при таком же режиме работы сопровождается образованием
значительно меньших температур (150—200° С).
В процессе заточки при соприкосновении круга с твердосплавной
пластиной верхние слои затачиваемой пластины нагреваются до
более высокой температуры, чем нижние. В этом случае верхние
88
слои подвергаются сжимающей нагрузке, а нижние — растягиваю-
щей. При остывании объем пластин уменьшается, и в поверхностном
слое возникают растягивающие остаточные напряжения. Эти на-
пряжения зависят от теплопроводности инструментального мате-
риала, величины температуры в зоне заточки и при абразивной за-
точке могут достигать 56 кПмм\ что обусловливает наличие дефект-
ного слоя, глубина которого при заточке кругом КЗ 40 СМ1 К ориен-
тировочно составляет 0,15—0,2 мм. Поэтому толщина слоя твердо-
сплавной пластины, удаляемого при алмазной чистовой заточке или
доводке, должна быть не менее 0,15 мм, т. е. необходимо удалить
весь дефектный слой, образовавшийся в процессе предварительной
заточки.
Алмазная заточка, заточка с предварительным нагревом или
с обильным охлаждением способствуют снижению остаточных на-
пряжений в материале инструмента и обусловливают повышение его
стойкости. Стойкость концевых фрез № 6, заточенных алмазным
кругом, является наибольшей и достигает 47 мин при интенсивности
износа tg рр = 0,25. Применение для заточки пластин фрез № 4
абразивного круга на бакелитовой связке обеспечило как более
равномерное срезание слоев твердого сплава, так и более низкую
температуру в зоне заточки, что способствовало образованию более
благоприятного напряженного состояния в материале режущего
клина. Заточка фрез № 2 в нагретом состоянии способствовала вы-
равниванию температур по толщине пластины, а следовательно, и
снижению уровня остаточных напряжений. Стойкость фрез № 2 воз-
растает в 1,5 раза, а интенсивность износа снижается более чем на
55% по сравнению с фрезами № 1, заточенными без нагрева.
Таким образом, величина приработочного износа режущего ин-
струмента ориентировочно находится в однозначной зависимости от
шероховатости заточенных поверхностей. С целью уменьшения при-
работочного износа класс чистоты заточенных поверхностей должен
быть не ниже V7. Интенсивность износа в рабочем периоде зависит
при прочих равных условиях от качества поверхностного слоя ма-
териала контактных поверхностей режущего инструмента, формиро-
вание которого зависит от параметров режима заточки и характери-
стики заточенного круга. Мероприятия, направленные на снижение
внутренних остаточных напряжений в поверхностном слое твердого
сплава, обеспечивают повышение стойкости режущего инструмента.
Наиболее эффективной является чистовая заточка твердосплавного
инструмента алмазными кругами.
8. Выбор оптимальных условий заточки фрез
кругами из алмаза и эльбора
Относительно неблагоприятное положение с заточкой и доводкой
быстрорежущих и твердосплавных концевых и дисковых фрез объяс-
нялось в недавнем прошлом отсутствием заточного инструмента,
обладающего высокой размерной стойкостью. За последние годы»
89
благодаря успешной разработке якутских месторождений естествен-
ных алмазов и промышленному производству синтетических алмазов
и кубического нитрида бора (эльбора), наша промышленность полу-
чила возможность широкого применения кругов из алмазов и эль-
бора. С точки зрения основных характеристик, применительно к за-
точке режущего инструмента, естественные и синтетические алмазы
практически не отличаются друг от друга.
Применение кругов из алмаза и эльбора, имеющих высокую раз-
мерную стойкость, открывает широкие перспективы поднятия тех-
нического уровня заточных операций и возможности их механизации.
Размерный износ круга ЧК 150 КЗ 40 СМ1 К при предварительной
заточке одного ножа твердосплавной фрезы составил 0,15—0,18 мм,
а при чистовой (КЗ 16СМ1 Б) достигал 0,04 мм, что частично объ-
ясняет относительно большое биение режущих кромок зубьев фрез
после заточки данными кругами. Износ алмазного круга в аналогич-
ных условиях не превышал 1 мкм. Удельный расход алмазного круга
на бакелитовой связке составляет ориентировочно 4 мг на 1 г уда-
ленного твердого сплава (ВК8), а удельный расход карбида кремния
зеленого 7—15 г, т. е. в 1000 раз больше. Удельный расход абразив-
ных кругов из электрокорунда белого, применяемого для заточки
быстрорежущего инструмента, превышает удельный расход кругов
из эльбора более чем в 500 раз.
Таблица 25
Физико-механические свойства некоторых абразивных материалов
[3, 18, 25]
Материал заточного круга <и Ж я О) Микро- твердость HV °и °сж Е ^тонкость фОВОД- в •сек-град
я ж т о ю О к Г/мм2 Теплое в град О А С О ч* <D О Q Н Ж «
Алмаз природ- А 10 060 21—49 200 90 000 700 0,33
ный
Алмаз синтети- ческий АС 8 600— 10 000 30 200 72 000— 93 000 700 —
Электрокорунд нормальный Э 2 000— 2 300 10 76 — — 0,05
Электрокорунд белый ЭБ 2 300— 2 600 10 76 — 1800 —
Карбид крем- ния зеленый КЗ 3 000— 3 300 10-15 200 36 500 1200 0,04
Карбид бора КБ 3 700— 4 300 30 180 29 600 500—700 0,025
Кубический ни- трид бора (эльбор) Л 8 500— 8 600 — — — 1100— 1300 —
90
Характеристики некоторых образивных материалов приведены
в табл. 25. Износостойкость зерен этих материалов при прочих рав-
ных условиях существенно зависит от их твердости и модуля упру-
гости. Сопоставление микротвердости абразивно-алмазных мате-
риалов показывает, что алмазу свойственна самая высокая твер-
дость, которая превосходит твердость электрокорунда нормального,
электрокорунда белого, карбида кремния зеленого и карбида бора
соответственно в 5; 4,3; 3,4; 2,6 раза. Благодаря высокой твердости,
теплопроводности и модулю упругости алмаз обладает большой
абразивной способностью. Однако вследствие некоторых особен-
ностей алмаза (относительно низкая теплостойкость и др.) и эльбора
(низкий предел прочности на изгиб и растяжение) применение кру-
гов из этих материалов для заточки твердосплавных и быстрорежу-
щих фрез будет целесообразно с технологической и экономической
точек зрения только при выполнении ряда требований, основные из
которых рассмотрены ниже.
Круги из алмаза и эльбора характеризуются материалом связки,
прочностью зерен, их размерами и концентрацией. Выбор опти-
мального сочетания данных параметров совместно с режимами за-
точки является важной задачей, успешное решение которой будет
способствовать получению качественного режущего инструмента при
минимальных затратах.
Выбор связки круга. Зерна алмаза или эльбора связываются
(цементируются) между собой связкой. Материал связки определяет
силы сцепления с поверхностью зерна и оказывает влияние на про-
цесс резания, уменьшая или увеличивая температуру в зоне за-
точки, вследствие изменения среднего коэффициента трения между
кругом и обрабатываемой поверхностью режущего инструмента. От
выбора связки существенно зависит производительность, экономич-
ность и качество процесса заточки. Наиболее распространенными
связками для алмазных кругов являются: металлическая, органи-
ческая и керамическая.
ВНИИАШ и ленинградский абразивный завод «Ильич» при уча-
стии Института физики высоких давлений АН СССР разработали
технологию получения эльбора, а с 1964 г. организовали промыш-
ленное производство кругов из эльбора на органических, керами-
ческих и металлических связках 137]. -
Металлические связки (Ml, МИ, МК, М5 и др.) применяются
в случае необходимости снятия больших припусков при относительно
невысоких требованиях к качеству заточенных поверхностей. Вы-
сокая прочность металлических связок способствует надежному за-
креплению зерен, что обусловливает незначительный удельный рас-
ход алмаза и эльбора. Силы и температуры в зоне заточки при обра-
ботке кругами на металлической связке имеют наибольшее значение
по сравнению с кругами на органической и керамической связках.
Например, при заточке твердосплавных (Т15К6) пластин с глубиной
резания 0,01 мм радиальная сила для кругов, имеющих связки МК
и МИ, составила соответственно 6,3 и 7,1 кГ. Высокие силы и
91
температуры в зоне заточки способствуют образованию больших по
величине напряжений в материале твердосплавных пластин, вели-
чину которых ориентировочно можно определить по формуле
’=£»|4|+^ <23>
где Е — модуль упругости; а — коэффициент линейного расшире-
dt
ния; — температурный градиент и направление теплового по-
тока; ор — напряжения, обусловленные силовой нагрузкой.
Если напряжения в материале превысят некоторую критическую
для данного инструментального материала величину (сопротивление
трещинообразованию), то в пластине возникают трещины. При за-
точке кругами на металлической связке на поверхностях твердо-
сплавных пластин (особенно типа ВТК) часто образуется сетка тре-
щин. Глубина проникновения трещин достигала 0,1 мм. Дефектный
слой при заточке данными кругами составлял в среднем 0,05 мм
(вырывы, царапины, выкрашивания режущих кромок и другие ана-
логичные дефекты). Круги на металлической связке склонны к за-
саливанию и обязательно требуют охлаждения. Расход охлаждаю-
щей жидкости 3—5 л!мин. В качестве охлаждающей жидкости при-
меняют воду с небольшим (до 5%) количеством (для уменьшения воз-
можности образования коррозии деталей станка) веретенного масла.
На некоторых предприятиях часто применяют подачу жидкости
капельным или фитильным способом. Для этого на станках устанав-
ливают бачки (3—4 л), из которых охлаждающая жидкость (60% ке-
росина и 40% машинного масла) по металлической трубке подводится
в зону заточки.
Правку круга производят при необходимости восстановления ре-
жущей способности круга, т. е. для удаления засаленного слоя или
для обеспечения необходимой геометрической формы и размеров
рабочей поверхности круга. Известны различные методы правки:
абразивными брусками или кругами, химическим травлением, элек-
трохимический и др. Наиболее широкое распространение, благодаря
простоте и удобству при хорошем качестве, получила правка абра-
зивными инструментами. Алмазные круги на металлической связке
целесообразно править брусками из карбида зеленого, а круги на
органической связке — брусками из электрокорунда.
Правку кругов из эльбора на органической связке обычно про-
изводят брусками из карбида кремния зеленого. Иногда первона-
чальная правка круга из эльбора осуществляется при помощи обра-
ботки специальных образцов из высоковязкого материала при малой
глубине резания (snon = 0,006 мм!дв. ход.).
На заточных станках правка осуществляется при жестком за-
креплении правящего инструмента в тисках или специальных при-
способлениях. Бруски должны иметь твердость СМ1—СМ2, а зер-
нистость, соответствующую или на один номер меньше зернистости
заточного круга. Правку производят при продольной подаче snp =
92
— 1,5-=-2 м/мин и поперечной подаче (глубина резания) snon =-
= 0,02-И),04 мм!дв. ход.
Химическое травление применяют при сильном засаливании кру-
гов на металлической связке. Заточной круг помещают в разбавлен-
ную азотную кислоту (50 мл HNO3 с плотностью 1,38 и 50 мл воды)
[25] и выдерживают необходимое для очистки время. Затем для ней-
трализации и предохранения связки от коррозии круг помещают
на 1 мин в раствор, состоящий
из 50 г NaCO3; 100 г NaHO3 и 1 л
воды.
Электрохимическая правка
применяется на станках для
электролитической обработки
путем изменения полярности
тока.
После предварительной обра-
ботки режущего инструмента
кругами на металлической
связке необходимо производить
чистовую заточку. Чистовую
заточку твердосплавного режу-
щего инструмента целесообразно
выполнять алмазными кругами
на органической связке, а быстро-
режущего — кругами из эльбора
также на органической связке.
Данная связка состоит из связу-
Рис. 52. Влияние глубины резания
и связки алмазного круга на ради-
альную силу Ру в зоне заточки (vKp =
= 23 м/сек\ размер затачиваемой пла-
стины ВК8 —8X4 мм2):
1 — связка МИ; 2 — связка Б1; 3 —
связка К
ющего вещества (фенолформальдегидная смола) и наполнителя.
В качестве наполнителя применяются: карбид бора (Б1),
металлические порошки (Б2), электрокорунд белый (БЗ), карбид
кремния зеленый (Б4) и др. Органические связки менее прочно
удерживают алмазные зерна по сравнению с металлическими,
что ^обусловливает больший их (почти втрое относительно кругов
на металлической связке) удельный расход. Силы и темпера-
туры в зоне заточки имеют наименьшее значение. Например, при
глубине резания а = 0,01 мм радиальная сила Ру = 3 кГ,
а окружная Pz= 1 кГ, температура не превышала 150° С
(рис. 52). Круги на органической связке, вследствие полирующего
действия бакелита, обеспечивают относительно высокий класс чи-
стоты заточенных поверхностей (V8—V10). Кроме того, благодаря
небольшим температурам и силам в зоне заточки, величина дефект-
ного слоя заточенных поверхностей режущего инструмента при
глубине резания 0,08 мм не превышает 10 мкм. На поверхности твер-
досплавных пластин даже при увеличении в 400 раз трещин не на-
блюдалось. Поверхность быстрорежущих фрез (заточка кругами из
эльбора) также была чистой, не имела следов прижогов, на режущей
кромке не было заусенцев, которые практически всегда имели место
при заточке кругами из электрокорунда белого.
93
Круги из алмаза и эльбора на органической связке практически
не засаливаются, длительный период не требуют правки и обеспе-
чивают высокую производительность заточки.
Применение охлаждающей жидкости при чистовой заточке умень-
шает температуру и силы резания, а также удельный расход алмаза
и эльбора. В качестве смазочно-охлаждающей жидкости рекомен-
дуется [25] следующий состав водного раствора (в %):
Тринатрийфосфат..........................0,6
Вазелиновое масло........................0,05
Бура ....................................0,3
Кальцинированная сода....................0,25
Нитрат натрия............................0,1
Вместо указанной смазочно-охлаждающей жидкости можно при-
менять пасту, состоящую из технического вазелина (60%) и пара-
фина (40%) которую наносят на алмазоносный слой круга.
По величине сил и температуры в зоне заточки, а также по классу
чистоты заточенных поверхностей инструмента круги на керами-
ческой связке занимают промежуточное положение между металли-
ческой и органической связками. Данные круги применяются при
одновременной обработке твердосплавной пластины и стальной дер-
жавки. Инструмент из эльбора на керамической связке обладает
высокой размерной стойкостью, которая превышает стойкость абра-
зивных кругов из электрокорунда до 50 раз [37].
Концентрация зерен в кругах из алмаза и эльбора
характеризует количественное соотношение зерен алмаза и эльбора,
связки и наполнителя. Круги из эльбора выпускают в основном со
100-процентной концентрацией. Алмазные круги имеют 25, 50, 100,
150 и 200-процентную концентрации. Круги со 100-процентной кон-
центрацией на 1 см3 алмазного слоя содержат 4,39 карата алмазных
зерен. Таким образом, при 100-процентной концентрации алмазный
порошок занимает 25% алмазоносного слоя, а связка и наполни-
тель— 75%. Если раньше применялись в основном круги с 25—
50-процентной концентрацией, то с появлением синтетических алма-
зов широкое распространение получил инструмент со 100—150-про-
центной концентрацией, обеспечивающий более высокие производи-
тельность и размерную стойкость заточных кругов. Повышение кон-
центрации способствует некоторому увеличению удельного расхода
алмазов. Это объясняется тем, что алмазные зерна изнашиваются
не полностью. Размер вырванных зерен для кругов на бакелитовой
связке составил 1/3—1/5 величины зерна. Большее значение харак-
терно для кругов с повышенной концентрацией и меньшей зерни-
стостью.
При заточке кругами с повышенной концентрацией наблюдается
значительное уменьшение высоты микронеровностей заточенных по-
верхностей инструмента, что происходит вследствие увеличения
числа одновременно работающих зерен. Например, при заточке
фрез, оснащенных твердым сплавом ВК8, кругами на связке Б1 при
vKP = 23 м!сек и snon = 0,03 мм!дв. ход, кругами с 50-процентной
94
концентрацией шероховатость составила 1,4—1,8 мкм (9а______8в),
а кругами 100-процентной концентрации — 0,8—1,1 мкм (9в____96)*
Увеличение глубины резания для кругов с различной концентра-
цией способствует повышению сил и температуры в зоне заточки.
Интенсивность роста сил до глубины резания 0,06 мм (зернистость
круга 10) сохраняется практически постоянной, а затем снижается,
что вызвано увеличением числа вырванных зерен алмаза. Выбор
концентрации круга зависит от вида заточки, состояния оборудо-
вания, квалификации заточника и других причин. Круги с 25—
50-процентной концентрацией целесообразно применять на заточных
или доводочных операциях, выполняемых
вручную.
Для заточных полуавтоматов, предна-
значенных для заточки многолезвийного
инструмента, где необходимо обеспечить
высокую размерную стойкость, наиболее
экономичными являются круги 100-про-
центной концентрации на органической
связке и 150-процентной концентрации
на металлической связке.
Рис. 53. Схема сил, дей-
ствующих на единичное
алмазное зерно:
/ — зерно; 2 — связка кру-
га; 3 — заготовка
Выбор зернистости круга. Алмазные
порошки для заточных и шлифовальных
кругов выпускаются 21 номера (зернистость
от 1 до 650 мкм). Круги из эльбора,
получившие широкое применение на за-
точных операциях, имеют зернистость в пределах 40—160 мкм.
Изменение размера зерна меняет также его форму, углы при вер-
шине, шероховатость поверхности и другие параметры. Угол при
вершине и радиус скругления, существенно влияющие на силы и
температуру в зоне заточки, не находятся в строгой зависимости от
размера зерна, хотя наблюдается тенденция к уменьшению данных
параметров у зерен малых размеров. Зернистость круга определяет
шероховатость заточенных поверхностей и возможную глубину ре-
зания (поперечную подачу). В зависимости от расположения зерна
относительно обрабатываемой поверхности работу зерна можно
условно разделить на два периода. В первый период часть зерна
начинает срезать слой обрабатываемого материала глубиной меньше
чем а (рис. 53). Геометрические параметры зерна в этот период
характеризуются радиусом скругления. Силы сцепления зерна со
связкой значительно больше сил резания и поэтому зерно прочно
удерживается в связке.
Продолжение работы изменяет геометрические параметры зерна,
которые во втором периоде характеризуются отрицательными перед-
ним углом и фаской износа h. Зерно применительно к режущему
клину находится под воздействием сил, действующих на передней
и задней поверхностях. Величина сил, действующих на передней
поверхности, при прочих равных условиях зависит от величины
переднего угла и максимальной величины а, которая при наличии
95
фаски износа приближается к глубине резания. Силы, действующие
на задней поверхности, зависят от величины фаски износа, марки
обрабатываемого материала, параметров режима заточки и других
факторов. Направление и величина равнодействующих этих сил
определяет величину нормальной и касательной сил, действующих
на зерно в целом.
Нормальная сила Ру способствует как возникновению в мате-
риале зерна сжимающих напряжений, так и удержанию зерна в ма-
териале связки. Касательная сила Рг обусловливает образование
в некоторой области зерна растягивающих напряжений и способ-
ствует вырыву зерна из связки. Следовательно, чем меньше значение
Рис. 54. Влияние коэффициента К на отношение сил
PzIPy'
1—4 — соответственно зернистость номер 6, 10, 8, 12
угла а, тем более благоприятны условия для работы зерна. Резуль-
таты опытов показывают, что изменение угла а в широких пределах
можно осуществить изменением глубины резания или некоторого
коэффициента К, равного отношению глубины резания к величине
алмазного зерна.
Опыты по определению оптимального значения коэффициента К
проводились на заточном станке модели ЗА64М Ч После модерни-
зации станок позволял осуществить snon = 0,01 мм!дв. ход и snp =
~ 1,3 ч-3,7 м/мин. Изменение сил в зоне заточки осуществлялось
универсальным динамометром конструкции ВНИИ. В качестве ре-
гистрирующего прибора применялся осциллограф Н-105.
Увеличение коэффициента до значения К = 0,1 ч-0,2 (snon --
= 0,04 мм, зернистость круга 10) способствует росту а за счет более
интенсивного роста Рг (рис. 54). Шероховатость площадки износа
алмазного зерна не превышает 0,8—1,6 мкм, т. е. имеет 9-й класс
чистоты. Для кругов с бакелитовой связкой плоскости связки и
фаски износа зерен практически совпадают. Удельный расход алмаза
характеризуется величиной 1,4 мг/г (рис. 55). Площадки износа
зерен постепенно возрастают до величины 80—100 мкм, затем умень-
1 Экспериментальная часть работы выполнялась в лаборатории абразивного
завода «Ильич». В работе принимал участие инж. А. К. Киселев.
96
шаются и при размерах 5—30 мкм выпадают. Периодически проис-
ходит незначительное засаливание круга, что косвенно подтвер-
ждается изменением радиальной силы, возникающей в зоне заточки
(рис. 56). За 130 двойных ходов радиальная сила Ру изменяется от
4,8 до 8,0 кГ (на 160%). Средняя температура в зоне заточки, из-
меренная методом полуискусственной термопары, не превышала
150° С. Шероховатость заточенных поверхностей составляла 8—
9-й класс чистоты.
Дальнейшее увеличение глубины резания (/< 0,4) обусловли-
вает рост сил и температуры в зоне заточки, которые в свою очередь
Рис. 55. Удельный расход
алмаза Да при различной
глубине резания a (vKp =
= 23 м/сек, заточка без охла-
ждения)
Рис. 56. Влияние продолжи-
тельности заточки на измене-
ние радиальной силы Ру\
1 — а = 0,02; 2 — а = 0,04;
3 — а = 0,06; 4 — а = 0,08 мм
меняют условия в контакте и характер износа. При и = 23 м/сек и
а = 0,04 мм наблюдается появление раскаленных частиц твердого
сплава, что соответствует температуре в зоне контакта 500—650° С.
Шероховатость поверхности износа алмазных зерен увеличивается
(V6—V7) и появляются неглубокие (до 8 мкм) канавки, косвенно
подтверждающие изменение характера износа — преобладает абра-
зивный износ. Благодаря изменению поверхности зерна и повышению
температуры процесс резания несколько улучшается. Отношение
Р
сил в этот период наиболее благоприятное — в материале алмаз-
ного зерна преобладают сжимающие напряжения, а сила, способ-
ствующая вырыву зерна из связки, имеет минимальное значение.
Благодаря изменению характера износа и минимальному значению
угла а удельный расход инструментального материала снижается
до 0,57 мг/г. Наибольшие вырванные алмазные зерна имеют размер
15--20 мкм. Круг в данных условиях практически не засаливается,
что подтверждается относительно постоянной величиной сил в зоне
заточки. За 130 двойных ходов колебание силы Ру составило 1,0 кГ
(от 5,5 до 6,6 кГ). Алмазные зерна выступают над уровнем связки
в среднем на 6—8 мкм. Величина дефектного слоя на заточенных по-
верхностях режущего инструмента не превышает 10 мкм (отдельные
царапины). Данный период (К = 0,4) является наиболее благоприят-
97
7 В. г. Подпоркин
ным с точки зрения качества заточенных поверхностей, производи-
тельности процесса заточки и удельного расхода алмазов.
Рассматриваемый диапазон глубины резания при заточке инстру-
мента алмазными кругами является оптимальным с технологической
и экономической точек зрения. Экономический расчет по определе-
нию оптимальной поперечной подачи [18] показывает, что с учетом
минимальных удельных затрат на технологическую операцию за-
точки алмазными кругами величина
Рис. 57. Влияние глубины резания на
производительность, удельный расход
алмаза и удельные затраты:
1 — удельные затраты с\ 2 — производитель-
ность процесса заточки Q; 3 — удельный
расход алмаза
глубины резания должна соот-
ветствовать 0,3—0,4 от вели-
чины зерна.
Полагая, что затраты на
выполнение заточки режущего
инструмента складываются в
основном из стоимости изно-
шенного алмаза, заработной
платы заточника и накладных
расходов, Н. А. Розно и др.
приводят зависимость для
определения удельных затрат
на алмазную заточку твердо-
сплавного инструмента
С= + (Тм + Тр)
ВН руб!кГ, (24)
где Да — удельный расход
алмаза в каратах!кГ\ Р —
стоимость одного карата в
руб; Тм — машинное время
заточки в мин\ Тр — вспомо-
гательное и подготовительно-
заключительное время в мин\ В — заработная плата заточника
в руб!мин\ Н — коэффициент, учитывающий накладные расходы.
Зависимость (24) показывает, что рост производительности, обус-
ловленный повышением глубины резания, снижает затраты на за-
точку, но с увеличением глубины резания возрастает удельный рас-
ход алмазных кругов, а следовательно, и затраты на обработку.
Графическое изображение зависимости (25) представлено на рис. 57,
откуда следует, что минимальные затраты соответствуют поперечной
подаче snon — 0,04 мм!дв. ход.
Авторы работы [181 делают вывод, что при snon < 0,04 мм!де. ход
относительно высокие удельные затраты на заточку обусловлены
низкой производительностью процесса заточки, а при snon > 0,05 мм
(/( > 0,4) удельные затраты определяют повышенный удельный рас-
ход алмаза.
При /С > 0,6 характер износа практически не меняется. Однако
наблюдается интенсивное вырывание алмазных зерен. При глубине
резания а = 0,06 ч-0,08 мм максимальные размеры алмазных зерен
в отходах достигали 55 мкм при относительно большом количестве
98
мелких (15—20 мкм) зерен. Удельный расход интенсивно растет
и при а — 0,07 мм \а — 3,15 мг/г. Это в 5,5 раза больше по сравне-
нию с аналогичной характеристикой при К = 0,4.
Рассмотренная взаимосвязь размера зерна и глубины резания
сохраняется для кругов с различной зернистостью при широком из-
менении скорости вращения круга (vKP = 10 ч—35 м!сек).
Скорость вращения алмазного круга выбирается в зависимости
от заданного класса чистоты рабочих поверхностей режущего ин-
струмента, характеристики применяемого оборудования и алмаз-
ных кругов, экономических параметров, а также других факторов.
С увеличением скорости вращения круга возрастает температура
в зоне резания. Например, при заточке твердосплавных резцов
(Т15К6, размер пластины 8x4 мм, snon = 0,02 мм!дв. ход) алмаз-
ным кругом АСО 8 Б1 50% средняя температура пластины на рас-
стоянии 0,3 мм от поверхности составляла соответственно 350 и
470° С при vKP = 11,3 и 23 м!сек. Температура в зоне резания не-
сколько выше, и еще большую температуру имеют локальные
вспышки. Снижение температуры в зоне заточки, а следовательно,
и возможности образования аморфного углерода или графитизации
алмаза достигается применением охлаждения или снижением ско-
рости вращения круга. Таким образом, применение охлаждения
практически всегда способствует повышению стойкости алмазных
кругов ориентировочно в 2 раза.
Изменение скорости вращения круга неоднозначно влияет на
удельный расход алмаза. При переходе от vKP =1,3 до vKP
= 4,8 м/сек удельный расход алмаза снижается до 0,7 мг/г. Даль-
нейшее же увеличение скорости способствует существенному (до
1,9 мг/г при vKP = 40 м/сек) росту удельного расхода алмаза [451.
Увеличение скорости (от 10 до 30 м/сек) вызывает повышение класса
чистоты (до V9) заточенных поверхностей твердосплавного инстру-
мента (зернистость алмазного круга 10), который остается практи-
чески постоянным при дальнейшем повышении скорости (до 50 м/сек).
Таким образом, заточной круг должен иметь скр = 16ч-25 м/сек,
что обеспечивает получение хорошего качества заточенных поверх-
ностей режущего инструмента при незначительном удельном рас-
ходе алмаза.
Параметры режима заточки кругами из алмаза можно выбирать
в соответствии с данными, приведенными в табл. 26, а кругами из
эльбора — в табл. 27.
Электролитическая алмазная заточка ре-
жущего инструмента способствует как сокращению машинного вре-
мени почти в 2 раза, так и снижению удельного расхода алмазов.
Известно, что металл, имеющий положительный потенциал (анод) и
помещенный в электролит, растворяется, а на его поверхности обра-
зуется легко удаляемая окисная пленка. Таким образом, при элек-
тролитической заточке обрабатываемая поверхность режущего ин-
струмента находится под воздействием электрохимических факторов,
обусловливающих растворение твердого сплава и образование
7* 99
Таблица 26
Режимы заточки твердосплавного инструмента алмазными кругами
Зернистость круга Глубина резания в мм при заточке кругами на Продоль- ная подача snp в м/мин. Скорость вращения круга икр в м/сек при заточке кругами на Класс чистоты заточенных поверхностей инструмента при заточке кругами на
органиче- ской связке металли- ческой связке органиче- ской связке S о *4 О * СП * « ь о к 0J <и я 2 з1 о S« (V я о * л СО о к Р. О) 0 о я о металли- ческой связке
АС—АС 16 0,08— 0,06 0,1— 0,08 1,5—2,5 j
АС16—АС12 0,06— 0,05 0,08— 0,06 1,5—2,0 25—30 20-25 7—8 6—7
АС12—АС8 0,05— 0,03 0,06— 0,4 1,0—1,5 } 15—20 { 18—22 8-9 7—8
АС8—АС6 0,03— 0,02 0,04— 0,03 9—10
АМС40—АМС20 0,01 — 0,005 — 0,7—1,0 10—15 10—11
Примечание. Заточка кругами на металлической связке осуществляется с применением охлаждения.
Таблица 27
Режимы заточки быстрорежущего инструмента кругами из эльбора
на органической связке
Зернистость круга Глубина резания а в мм Продольная подача snp в мин. Скорость вращения круга vKp в м/сек Класс чистоты заточен- ных по- верхностей
Л16—Л12 0,05 1,5-2,0 20—30 7
Л12—Л 8 0,03 0,8—1,2 1 15—20 7—8
Л8—Л6 0,02 0,7—1,0 J 8—9
Л4 0,01—0,005 0,5—0,7 10—12 9
окисной пленки, а также абразивного действия круга, который
срезает пленку и некоторый слой чистого металла.
На рис. 58 приведена принципиальная схема электролитической
алмазной заточки. К алмазному кругу 3 на металлической связке
через токоподводящее устройство 2 подводится отрицательный по-
тенциал источника постоянного тока 1. Режущий инструмент 5,
являющийся анодом, соединен с положительным полюсом и изолиро-
100
ван от станины прокладкой 6. Электролит из бака по трубке 4 в ко-
личестве 3—6 л!мин подается в зону заточки.
Электролит, применяемый при заточке [24] твердосплавного
режущего инструмента, имеет следующий состав (в %):
Азотистый калий............... 5,0
Нитрит натрия................. 0,3
Вода
...............................94,7
Нитрит натрия добавляется для уменьшения коррозии деталей
заточного оборудования.
Напряжение в зоне заточки должно находиться в пределах 3—
6 в, повышение вызывает искрение между контактными поверх-
ностями круга и инструмента, а также увеличение износа алмазного
круга. Плотность тока при
электролитической заточке до-
стигает 100 а!см2, что способ-
ствует интенсивному растворению
обрабатываемого металла.
В процессе заточки между кру-
гом и поверхностью обрабатывае-
мой пластины инструментального
материала образуется прослойка
электролита, толщина которой
соответствует разности между
уровнями связки заточного круга
И фаски износа зерен алмаза. Роль Рис. 58. Схема электролитической за-
алмазного круга при электроли- точки концевых фрез
тической заточке сводится к уда-
лению легко разрушаемой пленки окислов и незначительному среза-
нию материала твердого сплава, расположенного под окисной плен-
кой. Благодаря уменьшению доли механического съема твердого
сплава, снижению сил и температуры в материале твердосплавных
пластин образуются незначительные- по величине остаточные
напряжения. Заточенные поверхности имеют 9—10-й класс чи-
стоты. Для улучшения качества заточенной поверхности целе-
сообразно несколько последних проходов выполнить без электро-
тока.
Правка кругов осуществляется брусками из карбида зеленого
или изменением полярности тока. Скорость вращения алмазного
круга vKP = 25ч-30 м/сек, snpOd = 1,5 4-2,0 м/мин. В качестве источ-
ника постоянного тока можно рекомендовать селеновый выпрямитель
ВСМР-600—5 на 300/600 в, к которому подается переменный ток
напряжением 200/380 в, выпрямители ВАГГ-12/600, ВАС-600/300
и другая аналогичная аппаратура.
Электролитическую заточку можно выполнять на станках типа
3623 или модернизированных станках ЗА64М, ЗА64Д, 3667 и др.
101
Модернизация данных станков заключается В следующем.
1. Обеспечение надежной изоляции режущего инструмента.
На некоторых станках целесообразно изолировать шлифовальную
головку от корпуса станка, на других — рационально изолировать
втулку, в которую устанавливается затачиваемый режущий инстру-
мент.
2. Соединение шпинделя заточного станка через токоподводящее
устройство с отрицательным полюсом источника тока, а заточного
приспособления — с положительным.
3. Установка насосной станции, бака с отстойником, трубопро-
водов, специального ограждения, изготовленных из нержавеющей
стали.
4. Монтировка электрической цепи, в которую входит источник
постоянного тока, пульт управления с контрольно-измерительной и
защитной аппаратурой.
9. Технология заточки режущего инструмента
Выполнение последовательности технологических операций за-
точки и доводки режущего инструмента обеспечивает повышение
производительности процесса и качество заточки.
Рис. 59. Эскиз затачиваемой твердосплавной концевой фрезы
Конструкция режущего инструмента должна обеспечивать отсут-
ствие контакта алмазного круга с державкой или по возможности
минимальную площадь стальной державки, затачиваемой совместно
с твердосплавной пластиной. При чистовой заточке алмазными кру-
гами вообще недопустима одновременная обработка материала пла-
стины и державки, так как при шлифовании стальных поверхностей
алмазный круг засаливается, снижается класс чистоты заточенных
поверхностей режущего инструмента и значительно (более чем
в 4 раза) возрастает удельный расход алмаза.
102
Всесоюзный научно-исследовательский инструментальный ин-
ститут совместно с НИИалмазов и рядом заводов разработал и утвер-
дил отраслевые нормали на конструктивные элементы и геометри-
ческие параметры твердосплавного режущего инструмента
(резцы ОН 120/4—64, сверла ОН 210/4—64, зенкера ОН 220/4—64,
развертки ОН 230/4—64, фрезы ОН 320/4—64 и др.). Разработанные
в нормалях конструкции твердосплавного режущего инструмента
исключают или способствуют минимальному соприкосновению алмаз-
ного круга с поверхностью державки в процессе заточки.
Форма и размеры заточного круга выбираются в соответствии
с видом затачиваемого инструмента при сохранении основных требо-
Рис. 60. Эскиз затачиваемой быстрорежущей дисковой
фрезы
ваний заточки — необходимости обеспечения прямолинейных режу-
щих кромок и по возможности минимальной площади контакта круга
с затачиваемой поверхностью режущего инструмента.
Алмазная заточка предъявляет повышенные требования к обору-
дованию и качеству установки заточных кругов. Кинематическая
схема станка должна обеспечить: скорость вращения алмазного круга
в пределах 15—40 м!сек\ минимальную величину поперечной подачи
5 мкм, возможность регулирования продольной подачи в пределах
1,0—4,0 м/мин. Коэффициент жесткости системы станок — при-
способление — инструмент должен быть не менее 800 кПмм. Ра-
диальное и осевое биение алмазного круга, установленного на станке,
не должно превышать 0,01 мм. Система охлаждения должна обеспе-
чить подачу жидкости не менее 3—6 л!мин.
Рекомендуемые варианты технологических процессов заточки
концевых (рис. 59) и дисковых (рис. 60) фрез, приведены соответ-
ственно в табл. 28 и 29.
103
Таблица 28
Технологический процесс заточки твердосплавных концевых фрез (рис. 59)
Номер ^опера- ций Содержание операций и переходов Модель станка Инструмент Параметры режима заточки
режущий мерительный V в м/сек 5 поп в мм/дв. ход snp в м/мин
I Шлифование впадины зубьев после пайки (базы /, 5 — цен- тры) ЗА64М 1Т 125X13X20 ЭБ 40 СМ2 К — 20—25 — 0,5—0,8
II Шлифование диаметра и тор- ца, предварительное (базы 1,5)'.
1) поверхности 3 с при- пуском 0,15—0,25 мм\ 2) поверхности 2 312М ПП 250—350 КЗ 25 СМ2 К Микрометр Штанген- циркуль 18—20 18—20 0,02—0,04 0,02 0,1 —1,5
III Шлифование диаметра 3 окон- чательное (базы /, 5) (ширина ленточки 11 не менее 0,5 мм) 312М ПП 250—350 АСО 8—12 Б1 100% Микрометр 15—20 0,02—0,04 1,0—1,5
IV Шлифование торца 2 с под- нутрением 2—3° окончательное (база 4) 312М ПВ 250—300 АСО 8—12 Б1 100% Штанген- циркуль, шаблон 15—20 0,01—0,02 —
V Затачивание зубьев по перед- ней поверхности (базы /, 5):
1) поверхности 6, вы- держивая у = 5°; 2) фаску 7, выдерживая уфп = 5° и 1фп ЗА64М IT 125Х 13X32X3X3 АСО (8—12) Б1 100% Угломер маятни- ковый, шаблон 20—25 0,01—0,03 0,7—1,0
Продолжение табл .г 28
Номер опера- ций Содержание операций и переходов Модель станка Инструмент Параметры режима заточки
режущий мерительный икр в м/сек, 5 поп в мм/дв. ход snp в м/мин
VI Затачивание зубьев по задней поверхности 10, выдерживая а = 18° и ширину фаски 11 1фз= 0,07—0,1 мм (базы 7, 5, 6) ЗА64М ЧК 150Х32Х Х32Х 10X3 АСО 8—12 Б1 100% Угломер маятни- ковый, шаблон 20—25 0,01—0,03 0,7—1,0
VII Затачивание торцовых зубьев по передней поверхности (ба- зы 4):
1) поверхности 8, вы- держивая у = 5°; 2) поверхности 12 вы- держивая уфп = —5° ЗА64М IT 125Х 13X32X3X3 АСО 8—12 Б1 100% Угломер 20—25 0,01—0,03 0,5—0,7
VIII Затачивание торцовых зубь- ев 9 по задней поверхности, вы- держивая а = 12° (базы 4) ЗА64М IT 125Х 13X32X3X3 АСО 8—12 Б1 100% Шаблон 20—25 0,01—0,03 0,5-07
Примечание. Смену операций и переходов производить после обработки всей партии фрез.
о
О
Технологический процесс заточки быстрорежущих трехсторонних дисковых фрез (рис. 60)
Таблица 29
Номер опе- раций Содержание операций и переходов Модель станка Инструмент Параметры режима заточки
режущий мерительный икр в м/мин s поп в мм/де. ход snp в м/мин
I Шлифование наружного диа- метра и торцовых поверхностей, предварительное (базы 6, 7): 1) поверхности 7 с при- пуском (0,002-f 1,0—1,5
II 0,003) D; 2) поверхности <?, 4 с припуском 0,2— 0,3 мм по размеру В Шлифование наружного диа- метра торцовых поверхностей, окончательное (базы 6, 7): 1) поверхности 1 (шири- на ленточки на зубьях 312М ПП 250—350 ЭБ 25—40 СМ2 К Микрометр 20—25 i 0,02—0,04
не менее 0,4 мм)\ 2) поверхности 3 и 4, выдерживая допуск на размер В 312М ПП 250—350 Л 10—12 Б1 100% ПВ 250—350, Л 10—12 Б1 100% » 15—20 0,01—0,03 0,7—1,0
Продолжение табл. 29
Номер опе- раций Содержание операций и переходов Модель станка Инструмент Параметры режима заточки
режущий мерительный икр в м/мин snon в мм/дв. ход snp в м/мин
III Затачивание торцовых зубьев по передней поверхности 2 на торцах 3 и 4, выдерживая у = = бч-Ю0 (базы 6, 7) ЗА64М 1Т 125X13X20 ЭБ 25 СМ2 К Шаблон 20—25 0,01—0,03 0,5—0,7
IV Затачивание торцовых зубьев по задней поверхности 8 на торцовых поверхностях 3 и 4, выдерживая а = 14ч-16° и ши- рину ленточки 0,07—0,1 мм (базы 6, 7, 2) ЗА64М ЧК 150X32X32X 10X3 Л 10—12 Б1 100% » 15—20 0,01—0,03 0,7—1,0
V Затачивание зубьев по пе- редней поверхности 5, выдер- живая у = 10° (базы 6, 7, 5) ЗА64М 1Т 125X13X32X3X3 Л 10—12 Б1 100% Угломер маятни- ковый 15—20 0,02—0,04 1,0—1,5
VI Затачивание зубьев по задней поверхности 9, выдерживала = == 18-7-22° и ширину фаски 0,07—0,1 мм (базы 6, 7, 5) ЗА64М ЧК 150X32X32X 10X3 Л 10—12 Б1 100% Угломер маятни- ковый 15—20 0,01—0,03 1,0—1,5
VII Затачивание переходных ре- жущих кромок на задней по- верхности зубьев 10, выдержи- вая /Х45° и а = 184-22° (ба- зы 6, 7, 5) ЗА64М ЧК 150X32X32X 10X3 Л 10—12 Б1 100% То же 15—20 0,01—0,03 1,0—1,5
Примечание. Смену операций и переходов производить после обработки всей партии фрез.
ЛИТЕРАТУРА
1. Аваков А. А. Физические основы теории стойкости режущих инстру-
ментов. М., Машгиз, 1960.
2. Ададуров Б. Б. Концевое фрезерование труднообрабатываемых
сталей. — Обработка труднообрабатываемых сталей на основных станочных
операциях. ЛДНТП, 1967.
3. Алмазные инструменты. Под ред. Л. К. Петросяна. М., Машгиз, 1962.
4. Бакланов Е. Д., Баландин А. Д. Исследование стойкостных
зависимостей трехсторонних твердосплавных фрез из пластифицированных за-
готовок. — Фрезы. М., ВНИИ, 1968.
5. Бердников Л. Н., Ададуров Б. Б. Фрезерование марганцо-
вистых сталей концевыми фрезами. Л., изд-во «Машиностроение», 1967 (Труды
Л ПИ № 4).
6. Бердников Л. Н. Алмазная заточка твердосплавного режущего
инструмента. ЛДНТП, 1970.
7. Бетанели А.И. К исследованию прочности режущей части инстру-
мента. — «Вестник машиностроения», 1964, № 2.
8. Бетанели А. И. К обобщению метода расчета прочности режущей
части инструмента. — «Вестник машиностроения», 1965, № 2.
9. Бетанели А.И. Твердость сталей и твердых сплавов при повышен-
ных температурах. М., Машгиз, 1958.
10. Б е та н ел и А. И. Хрупкая прочность режущей части инструмента
в области контакта со стружкой при действии распределенной силовой нагруз-
ки. — Труды ГПИ им. В. И. Ленина № 5, 1965.
11. Вульф А. М. Резание металлов. Л —М., Машгиз, 1963.
12. Галин Л. А. Контактные задачи теории упругости. М., ГИТТЛ, 1953.
13. Г ел л е р Ю. А. Инструментальные стали. М., изд-во «Металлургия»,
1968.
14. Грановский Г. И., Трудов П. П., Кривоухов В. А.
и др. Резание металлов. М., Машгиз, 1954.
15. Грановский Г. И. Конструктивные элементы и работоспособность
гаечных метчиков. — «Оргинформация», 1935, № 3.
16. Г у л я е в А. П. Металловедение. М., изд-во «Оборонгиз», 1951.
17. Даниелян. А. М., Бобрик П. И., Гуревич Я- Л. и др.
Обработка резанием жаропрочных сталей, сплавов и тугоплавких металлов. М.,
изд-во «Машиностроение», 1965.
18. Ж у с т а р е в Е. Н., Розно Н. А., А р б у з о в О. Б. и др. Синте-
тические алмазы в обработке металлов и стекла. М., изд-во «Машиностроение»,
1968.
19. 3 о р е в Н. Н., Грановский Г. И., Ларин М. Н. и др. Раз-
витие науки о резании металлов. М., изд-во «Машиностроение», 1967.
108
20. Зорев Н.Н., Вирко Н. П. Стойкость и производительность тор-
цовых фрез^при смещении заготовки относительно фрезы. — Сборник трудов
ЦНИИТмаш. Кн. 82. М., Машгиз, 1957.
21. Зорев Н. Н. Исследование элементов механики процесса резания.
М., Машгиз/1952.
22. 3 о р е в Н. Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М.,
Машгиз, 1956.
23. Каширин А. И. К вопросу о прочности режущей кромки инструмента
при резании труднообрабатываемых сталей. — Трение и износ при резании ме-
таллов. М., Машгиз, 1955.
24. Кедров С. М. Обычное и электрохимическое шлифование твердых
сплавов алмазными кругами на металлической связке. — Обработка машино-
строительных материалов алмазными инструментами. М., изд-во «Наука», 1966.
25. Коршунов Б. С. Алмазное шлифование. Л., изд-во «Машинострое-
ние», 1967.
26. К р е й м е р Г. С. Прочность твердых сплавов. М., Металлургиздат,
1966.
27. Куклин Л. Г., Сагалов В. И., Серебровский В. Б.
и др. Повышение прочности и износостойкости твердосплавного инструмента.
Москва—Свердловск, Машгиз, 1960.
28. Л а р и н М. Н. Основы фрезерования. М., Машгиз, 1947.
29. Л о л а д з е Т. Н., Размадзе Г. И., Б е т а н е л и А. И. и др.
Прерывистое терморезание. — Фрезы, М., ВНИИ, 1968.
30. Л о л а д з е Т. Н. Износ режущего инструмента. М., Машгиз, 1958.
31. Мортон К. Смит. Основы физики металлов, М., Металлургиздат,
1962.
32. Подураев В.Н. Обработка резанием жаропрочных и нержавеющих
материалов. М., изд-во «Высшая школа», 1965.
33. Р е з н и к о в Н. И., Жаров И. Г., 3 а й ц е в В. М. и др. Произ-
водительная обработка нержавеющих и жаропрочных материалов. М., Машгиз,
1960.
34. Р е з н и к о в А. Н., Смирнов М. Д., Яшин Г. Г. Исследование
напряжений в сверлах. — «Станки и инструмент», 1965, № 9.
35. Р е з н и к о в А. Н. Алмазные режущие инструменты. Куйбышев.
Кн. изд-во, 1964.
36. Р о з е н б е р г А. М., Еремин А. Н. Элементы теории процесса
резания металлов. М., Машгиз, 1956.
37. Руководящие материалы по применению инструментов из эльбора. Л.,
ВНИИАШ, 1969.
38. Самсонов Г. В..Портной К. И. Сплавы на основе тугоплавких
соединений. М., изд-во «Оборонгиз», 1961.
39. С е г а л ь А. И. Прикладная теория упругости. Л., Судпромгиз, 1961.
40. Т р е т ь я к о в В. И. Металлокерамические твердые сплавы. М.,
Металлургиздат, 1962.
41. Третьяков И. П. Проблема прочности металлорежущего инстру-
мента и некоторые пути ее решения. М., изд-во «Знание», 1962.
42. У ж и к Г. В. Предельное сопротивление пластичных материалов хруп-
кому разрушению. — «Вестник машиностроения», 1955, № 6.
43. Ф и н к К., Р о р б а х X. Измерение напряжений и деформаций. М.,
Машгиз, 1961.
44. Ф р о х т М. М. Фотоупругость. Т. 1. М.—Л., ОГИЗ, 1948.
45. Химушин Ф. Ф. Легирование, термическая обработка и свойства
жаропрочных сталей и сплавов. М., изд-во «Оборонгиз», 1962.
109
46. Ш а те р и н М. А. Сверление маломагнитной стали 45Г17ЮЗ и жаро-
прочной ЭИ787. — Сверление и фрезерование жаропрочных и маломагнитных
сталей. ЛДНТП, 1964.
47. Ш и ф р и н A. ILL, Резницкий Л. М. Обработка резанием кор-
розионностойких, жаропрочных и титановых сталей и сплавов. М., изд-во «Ма-
шиностроение», 1964.
48. Ч а п о р о в а И. Н., Щетинина Е. А. Твердые сплавы. — Сбор-
ник трудов ВНИИТС № 4, М., Металлургиздат, 1962.
49. Ч е т в е р и к о в С. С. Металлорежущие инструменты. М., изд-во
«Высшая школа», 1965.
50. S р a t h W. Metall. 1958. 12. 925.
Chipmaker.ru
ОГЛАВЛЕНИЕ
Пред пел ов по 3
Г лава I. Определение оптимальных параметров зуба фрезы . 5
1. Влияние некоторых свойств труднообрабатываемых материалов
на обрабатываемость резанием .................................. —
2. Инструментальные материалы для прерывистого резания ... 16
3. Выбор оптимальной формы режущего клина..................... 26
Глава II. Обрабатываемость жаропрочных, жаростойких и износостой-
ких материалов при фрезеровании..................................... 43
4. Фрезерование быстрорежущими концевыми фрезами............. —
5. Фрезерование твердосплавными концевыми фрезами............ 57
6. Фрезерование дисковыми фрезами............................ 65
Глава III. Заточка фрез.......................................... 86
7. Влияние заточки концевых и дисковых фрез на их стойкость —
8. Выбор оптимальных условий заточки фрез кругами из алмаза и
эльбора....................................................... 89
9. Технология заточки режущего инструмента................... 102
Литература .......................................................... 108
Виктор Григорьевич Подпорки и
Леонид Николаевич Бердников
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ
МАТЕРИАЛОВ
Редактор издательства Л. И. В о ж и к
Обложка художника Л. Н. Чупракова
Технический редактор А. А. Бардина
Корректор Л. Ф. Борисова
Сдано в производство 16/XII 1971 г.
Подписано к печати 20/IV 1972 г. М-11960
Формат бумаги бОХЭО1/!#-
Бумага типографская № 1 Печ. л. 7
Уч.-изд. л. 7,3 Тираж 10 000 экз. Зак. № 1425
Цена 40 коп.
Ленинградское отделение издательства
«МАШИНОСТРОЕНИЕ>
191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10
Ленинградская типография № 6
Главполиграфпрома Комитета по печати
при Совете Министров СССР
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10
40 кон.
ИЗДАТЕЛЬСТВО
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»