Текст
A. M. ДАНИЕЛЯН Проф. д-р. техн, наук
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ И ИНСТРУМЕНТ
МХИ-СССР
Гкп• |)«М1» Л 'Ь’ШОИШ Хймич скнй зазод
Texd«4£6«<u iwi jдкотекд
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 1950
В книге изложены основные сведения о резании металлов и о металлорежущих инструментах; дан анализ процесса резания и образования стружкн, рассмотрен вопрос о сопротивлении при резании металлов и стойкости режущего инструмента; уделено внимание физической сущности процесса резання на основе тепловых процессов, протекающих при резании металлов.
В книге содержатся также данные, необходимые при практических расчетах.
Книга предназначена для инженеров-производственников, а также может быть использована студентами машиностроительных втузов.
Рецензент проф. докт. техн, наук И. М. Беспрозванный
Редактор канд. техн, наук С. Д. Тишин
Редакция литературы по металлообработке и станкостроению Зав. редакцией инж. Р. Д. БЕЙЗЕЛЬМАН
ПРЕДИСЛОВИЕ
Придание деталям окончательных форм и размеров в настоящее время достигается главным образом в результате их обработки резанием.
Наряду с большими работами в области всемерного уменьшения технологических припусков на механическую обработку ведутся серьезные исследования в направлении придания деталям окончательных форм в заготовительных цехах (точное литье, точная штамповка и др.). Однако до сих пор в механических цехах производятся значительные работы по обработке деталей со снятием стружки. Поэтому каждый процент повышения производительности металлорежущих станков имеет громадное народнохозяйственное значение. Повышение производительности металлорежущих станков возможно на базе рациональной обработки металлов резанием, что наряду с другими факторами неразрывно связано и с качеством металлорежущего инструмента. Таким образом, резание металлов органически связано с металлорежущим инструментом. Без знаний законов резания невозможно рациональное конструирование и эксплоатация режущего инструмента. От рациональной формы инструмента зависит производительность и экономичность работы и качество изготовления деталей. Конструкция, геометрические параметры и материал инструмента предопределяют режим резания.
Развитие науки о резании металлов, освоение станков новых типов и применение в производстве новых технологических процессов выдвигают все более сложные требования к режущему инструменту.
В настоящей работе излагаются основные сведения из учения о резании металлов и металлорежущем инструменте.
Указанные вопросы играют весьма важную роль в технологическом образовании инженера.
В книгу включены главным образом апробированные материалы. Кроме того, учитывая эмпирический характер большинства зависимостей в области резания металлов, там, где это представляется возможным, автор уделяет внимание вопросам, которые приближают к пониманию сущности явлений, основываясь главным образом на тепловых процессах.
Автор примет с благодарностью все замечания и указания на возможные недочеты в работе.
РОЛЬ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ УЧЕНЫХ В СОЗДАНИИ НАУКИ О РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
В области резания металлов работы русских исследователей занимают основное место.
Первое углубленное научное исследование в области резания металлов произвел русский профессор И. А. Тиме в 1870 г. Впервые проф. Тиме подверг тщательному изучению наиболее сложный и важный вопрос в области резания металлов — процесс образования стружки. В 1870 г. была опубликована работа проф. Тиме „Сопротивление металлов и дерева резанию", где он излагает результаты своих экспериментальных исследований на Луганском заводе. Указанный труд был переведен в 1877 г. на французский язык, а в 1892 г. —на немецкий. В этом классическом труде Тиме рассматривает сопротивление резанию как особый случай сопротивления материалов деформациям и доказывает, что процесс резания является последовательным скалыванием отдельных элементов металла. Им же впервые была высказана мысль о единстве законов резания при всех видах обработки металлов резанием. Впервые в науку о резании металлов И. Тиме ввел понятие об угле скалывания. Им же установлено распространение деформации срезаемого слоя металла, явление усадки стружки, направление схода стружки и т. д. Следует также отметить, что И. А. Тиме впервые вывел приближенное уравнение для усилия резания (без учета сил трения). Таким образом проф. И. А. Тиме впервые исследовал ряд важнейших вопросов в области резания металлов, сформулировал основные законы резания металлов, и тем самым заложил основы науки о резании металлов.
На исследованиях проф. Тиме базируется ряд позднейших работ в области резания металлов. Эти работы сохранили свою актуальность до настоящего времени.
Теория Тиме получила дальнейшее развитие в работах русских ученых Афанасьева и Зворыкина. Проф. Афанасьев путем теоретического анализа процесса образования стружки определил положение равнодействующей давления на стружку. Кроме того, он определил углы наклона плоскостей скалывания к направлению движения резца. В 1892 г. проф. К. А. Зворыкин впервые сконструировал и применил гидравлический динамометр при своих силовых исследованиях. Эти исследования были проведены в Харьковском технологическом институте. Зворыкин математически определил положение плоскости скалывания и установил силовой баланс, на режущем инструменте. К, А. Зво-
5
рыкин первый учел все силы, действующие в процессе резания. Теоретические выводы К. А. Зворыкина имеют большую ценность и в настоящее время.
В этой связи следует отметить, что в 1941 г. американские исследователи Н. Эрнст и М. Мерчант опубликовали теорию резания, основанную на рассмотрении системы сил, действующих на элемент стружки, которая в своей значительной части является повторением положений, выдвинутых проф. Зворыкиным еще в 1892 г.
Наряду с теоретическим исследованием динамики резания металлов проф. Зворыкин провел также углубленные экспериментальные работы, в результате чего была введена зависимость между усилием резания и размерами стружки. Зворыкин доказал, что толщина стружки влияет на усилие резания в степени меньшей единицы.
Следует также отметить преподавателя Артиллерийской академии капитана, а в последующем генерал-майора А. А. Брике, который в своем труде „Резание металлов" (строганием) в 1896 г. дополнил и развил теорию Зворыкина. А. А. Брике первый систематизировал теорию процесса резания металлов и разработал теорию свободного и несвободного резания.
Работы Тиме, Афанасьева, Зворыкина и Брикса были первыми углубленными теоретическими и экспериментальными исследованиями в области резания металлов, поэтому они по праву являются основоположниками учения о резании металлов.
В 1915 г. весьма интересные работы в области изучения процесса образования стружки были проведены Я. Г. Усачевым. Усачев первый применил металлографический метод для изучения процесса резания и установил, что наряду с плоскостью скалывания в процессе резания возникают также плоскости скольжения. Результаты своих металлографических исследований Я. Г. Усачев зафиксировал на ряде образцовых микрофотографий, дающих отчетливую картину характера деформаций, происходящих в срезаемом слое металла. Кроме того, им были произведены обстоятельные исследования в области изучения образования нароста.
Весьма интересные исследования были произведены в Томском технологическом институте проф. Тихоновым. Эти исследования были опубликованы в 1912 г. в статье „О влиянии подачи на коэфициент резания". В результате своих опытов проф. Тихонов пришел к заключению, что коэфициент резания значительно уменьшается с возрастанием величины подачи.
Следующей весьма важной проблемой в области резания металлов является вопрос о тепловых явлениях.
Здесь в первую очередь необходимо отметить работу Я. Г. Усачева „Явления, происходящие при резании металлов", опубликованную в 1915 г.
Усачев наряду с изучением процесса образования стружки провел исключительно важные тепловые исследования. Им впервые была предложена идея искусственной и полуискусственной термопар для измерения температуры резания. Наряду с температурными исследованиями Усачев также произвел большие калориметрические исследования, что 6
дало возможность выявить ряд вопросов, связанных с тепловым балансом. Примерно в этот же период (1914 г.) были опубликованы исследования Б. Г. Соколова, который изучил деформацию металла в зависимости от толщины стружки и угла резания и сделал первую попытку обоснования геометрических параметров резца.
Наиболее широкие и углубленные исследования в области резания металлов были развернуты после Великой Октябрьской социалистической революции.
Советская наука о резании отличается от старой как по своему содержанию, так и по широте охвата. Советская наука о резании уделяет главное внимание вопросам стойкости инструмента и скорости резания, а также физическому обоснованию учения о резании металлов на базе современных знаний в области физики твердого тела.
Большую роль в развитии науки о резании металлов в первый период после Великой Октябрьской социалистической революции сыграли работы В. А. Панкина в области определения наивыгоднейших режимов резания, инж. А. Н Челюсткина в области определения усилий при резании металлов (1922 г.). В период 1932 — 1934 гг. выходят курсы: В. А. Кривоухова — „Обработка металлов резанием11 (1932 г.), С. С. Рудника — „Теория резания металлов" (1932 г.), А. Н. Челюсткина — „Теория резания" (1932 г.), С. Ф. Глебова—„Теория наивыгоднейшего резания металлов11 (1933 г.) и Н. И. Резникова— „Теория резания металлов" (1934 г.).
В указанных работах были систематизированы и обобщены накопленные к тому времени сведения о закономерностях процесса резания металлов.
Особенно сильный толчок развитию советской науки резания металлов был дан стахановским движением. Декабрьский пленум ЦК ВКП(б) в 1935 г. предложил пересмотреть на основе развернувшегося стахановского движения старые нормативы и технические руководящие материалы. В порядке реализации решений Декабрьского пленума ЦК ВКП(б) было организовано и проведено под методическим руководством Комиссии по резанию металлов большое число глубоких и разнообразных работ по исследованию режимов резания, в результате чего был получен богатый экспериментальный материал для создания новых нормативов по всем основным видам обработки металлов резанием.
Следует также отметить работу, проведенную по заданию МГК ВКП(б) в 1936 г. бригадой кафедры МММИ (ныне МВТУ) им. Баумана, ЭНИМС и Оргаметалла для теоретического обобщения стахановских методов работы в области резания металлов.
С точки зрения выявления общих закономерностей исключительно важное значение имеет физическое обоснование процесса резания. Только исследование таких вопросов, как процесс образования стружки, пластические деформации в области резания, тепловые явления, трение и износ инструмента позволяют вскрыть физическую сущность процесса резания. Без преувеличения можно сказать, что во всех этих вопросах ведущая роль принадлежит советским ученым.
Трудами советских исследователей осуществляется переход от чисто эмпирического направления в области резания металлов к физически обоснованному.
7
В этой связи следует особо отметить работы профессора Сибирского физико-механического института В. Д. Кузнецова и его учеников, исследовавших процесс деформации при резании металлов и установивших зависимость между усилием резания и способностью металла к пластическим деформациям. Указанные вопросы наряду с другими, связанными с физической сущностью процесса резания, изложены в труде В. Д. Кузнецова „Физика твердого тела", т. III. К этой же группе вопросов можно отнести исследования А. В. Кривоухова, А. М. Розенберг, И. М. Беспрозванного, М. В. Касьяна и А. А. Авакова.
Большие работы в области изучения тепловых явлений проведены А. В. Панкиным, И. М. Беспрозванным, М. Ф. Семко и Н. И. Резниковым.
На основе этих работ создаются высокопроизводительный режущий инструмент и режимы резания. Кроме того, эти работы, приближая нас к пониманию физической сущности процесса резания, одновременно подводят базу под общие закономерности.
В настоящее время теория резания металлов базируется исключительно на работах отечественных ученых. Советская наука о резании завоевала приоритет во всех основных проблемах резания металлов.
В заключение необходимо отметить, что у нас в Советском Союзе были осуществлены первые опыты по скоростному и сверхскоростному резанию металлов и дано его физическое обоснование.
Пионерами скоростного резания металлов по справедливости являются работники лаборатории резания Киевского краснознаменного завода, которые еще в 1936 г. опубликовали все основные положения, связанные со скоростным резанием.
В этом же направлении весьма ценные работы были проведены в 1939 г. проф. В. Д. Кузнецовым и в 1940 г. инж. Яковлевым и канд. техн, наук П. П. Трудовым.
Во время второй мировой войны идеи, разработанные советскими исследователями в области скоростного резания металлов, были подхвачены и в других странах..
Социалистические условия в СССР создают небывалые предпосылки для творческой работы в области резания металлов, как и во всех других областях.
В настоящее время работы советских ученых направлены к дальнейшему развитию и расширению областей применения скоростного резания, углубленному изучению физической сущности процесса резания металлов и определению геометрических параметров режущего инструмента.
МАТЕРИАЛЫ, УПОТРЕБЛЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ
Режущий инструмент приходит в негодность (затупляется) в результате действия на него высоких температур, возникающих в процессе резания и вследствие истирания его режущих элементов.
Количество тепла, возникающего в процессе резания, следовательно, и температура режущей кромки инструмента, а также величина износа зависят в значительной мере от скорости резания. Чем выше скорость резания, тем соответственно выше и температура рабочей части инструмента и износ инструмента. Для каждого инструмента из данного материала в известных условиях резания существует определенная оптимальная для него скорость резания. При этой скорости в рабочей части инструмента после определенного периода работы возникает такая температура, при которой лезвие резца претерпевает структурное превращение, делается мягче и теряет свои режущие способности. Вопрос о повышении теплостойкости режущего инструмента встал особенно остро в связи с появлением высоколегированных сталей.
Трудность обработки этих сталей растет с увеличением их предела прочности.
Появление инструмента, обладающего высокой теплостойкостью, позволяет повысить производительность металлорежущих станков.
Стремление повысить скорость резания заставило вести изыскания для получения нового, более производительного режущего инструмента.
В настоящее время для изготовления инструмента находят применение углеродистые инструментальные стали, легированные инструментальные стали и твердые сплавы.
УГЛЕРОДИСТАЯ ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ СТАЛЬ
До конца прошлого столетия режущий инструмент изготовлялся почти исключительно из углеродистой стали. Для получения необходимой твердости углеродистая инструментальная сталь проходит термическую обработку.
Углеродистая инструментальная сталь после закалки при повторном нагреве, в частности под воздействием высоких температур, возникающих при резании, отпускается.
Это положение определяет область применения углеродистой инструментальной стали. Углеродистую инструментальную сталь можно применять для изготовления режущего инструмента только в том случае, если
9
температура резания не превосходит 200—250°; при более высокой температуре твердость, а с ней режущая способность инструмента снижаются. Это обстоятельство вынуждает понижать скорость резания.
В силу указанного недостатка углеродистая сталь применяется в тех случаях, когда от инструмента не требуется большой производительности и обработка ведется при пониженных скоростях и небольших сечениях стружки.
Преимуществом углеродистой стали является ее дешевизна. В зависимости от химического состава углеродистая инструментальная сталь подразделяется на два класса:
1) высококачественная углеродистая инструментальная сталь;
2) качественная (обыкновенная) углеродистая инструментальная сталь.
Первая содержит меньшее количество вредных примесей, т. е. имеет малое количество серы и фосфора и обыкновенно изготовляется в электрических и тигельных печах, вторая имеет большее количество серы и фосфора и изготовляется в мертеновских печах.
Марки углеродистой инструментальной стали стандартизованы (ГОСТ В 1435-42). Высококачественная сталь обозначается индексом А, а обыкновенная не имеет индекса.
Марка стали указывает содержание углерода в десятых долях процента.
Все марки углеродистой стали, кроме того, имеют добавочный индекс У. Таким образом марка У8А обозначает высококачественную углеродистую сталь с содержанием углерода 0,75—О,85°/о, а У8 — обыкновенную.
Индекс Г обозначает марганцовистую сталь.
В табл. 1 приводится химический состав сталей стандартных марок.
Таблица /
Класс стали Марка стали Химический состав
1 Г ! Мп SI Сг N1 s Р
Не более
У7А 0,60—0,74 0,25—0,35 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
У8А 0,75-0,85 0,25-0,35 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
У8ГА 0,80-0,90 0,35-0,65 0,35 0,30 0,25 0,030 0,030
Высококачест- У9А 0,86-0.94 0,20-0,30 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
венная У10А 0,95—1,09 0,15-0,25 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
У10ГА 0,95—1,09 0,15—0,40 0,35 0,30 0,25 0,030 0,030
У12А 1,10—1,25 0,15-0,25 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
У13А 1,26-1,40 0,25-0,35 0,30 0,20 0,25 0,030 0,030
У7 0,60-0,74 < 0,40 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
У8 0,75-0,85 < 0,40 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
У8Г 0,80—0,90 0,35—0,60 0,35 0,30 0,25 0,040 0,040
Качественная У9 0,86—0,94 <0,35 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
|У10 0,95-1,09 < 0,30 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
У10Г 0,95-1,09 0,15-0,40 0,35 0,30 0,25 0,040 0,040
У12 1,10—1,25 <0,30 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
У13 1,26-1,40 <0,40 0,35 0,20 0,25 0,040 0,040
10
Сталь с меньшим содержанием углерода более мягка, увеличение содержания углерода делает сталь более твердой, но одновременно уменьшает вязкость. Для ударного инструмента, требующего по характеру своей работы большой вязкости стали, необходимо употреблять сталь с меньшим содержанием углерода, а для режущего инструмента — сталь с большим содержанием углерода.
Сталь марок У7, У8, У9 (соответственно У7А, У8А и У9А) используется главным образом для ручного металлорежущего инструмента, работающего при малых скоростях, а также для инструмента, подвергающегося ударам и толчкам, требующего большой вязкости (зубила, кернеры, ножницы и т. п.).
Для металлорежущего инструмента, используемого при работе на станках (резцы, сверла, фрезы, развертки, метчики и т. д.), в настоящее время употребляются главным образом стали марок У10А и У12А.
ЛЕГИРОВАННАЯ ИНСТРУМЕНТАЛЬНАЯ СТАЛЬ
Чтобы повысить режущие свойства инструментальной стали — твердость, теплостойкость, а следовательно и ее стойкость, к ней прибавляют различные легирующие присадки, чаще всего вольфрам и хром, а также в несколько большем количестве, чем в углеродистой стали, марганец и кремний. Такие стали по роду прибавок называются вольфрамовыми, хромовыми, хромовольфрамовыми и т. д.
Наиболее употребительными в инструментальном деле являются вольфрамовая, хромовая, ванадиевая и хромовольфрамовая стали.
Ведущее место среди легированной стали занимает так называемая быстрорежущая сталь.
В табл. 2 приводится химический состав легированной стали, применяемой для изготовления режущего и измерительного инструмента (ОСТ 14958-39).
Таблица 2
Химический состав легированной и инструментальной стали (ОСТ 14958-39)
Марка стали Химический состав в %
с Мп S1 Сг W V NI
В1 1,05—1,25 0,20—0,40 <0,35 0,1-0,3 0,8-1,2 0,15-0,30 0,3
В2 1,10—1,25 0,20-0,40 <0,35 0,1—0,3 1,8-2,2 — 0,3
Ф 0,95-1,05 0,20—0,40 <0,35 0,20-0,40 0,3
ХО5 1,2—1,40 0,20-0,40 0,20—0,35 0,4-0,6 .W. 0,25
9Х 0,80—0,95 0,25—0,35 0,25—0,45 1,4—1,7 — >» 0,3
X 0,95-1,10 <0,40 <0,35 1,3-1,6 -- - 0,25
9ХС 0,85-0,95 0,30—0,60 1,20 1,60 0,95—1,25 — 0,3
ХГ 1,80-1,50)0,45-0,70 <0,35 1,3—1,6 — — 0,25
ХВГ 0,90—1,05 0,80-1,10 0,15-0,35 0,90-1,20 1,2-1,6 — 0,3
ХВ5 1,25-1,50 < 0,30 <0,30 0,4-0,7 4,5—5,5 0,25
X12 2,0 —2,3 < 0,35 <0,40 11,5-13,0 — — 0,35
Х12М 1,45—1,70 <0,35 <0,40 11,0—12,5 0,5—0,8Мо 0,15-0,30 0,35
11
Из стали этих марок для металлорежущего инструмента применяются главным образом X, 9Х, 9ХС, ХГ, ХВГ и ХВ5.
Сталь X и 9Х применяется для инструмента, от которого требуется высокая твердость и износоустойчивость при глубокой прокаливаемости и небольшой деформации при закалке. Из этой стали изготовляют сверла и фрезы, работающие по режимам, близким для инструмента из углеродистой стали.
Сталь 9ХС применяется для изготовления сверл, разверток, метчиков, плашек и гребенок. Инструмент из стали 9ХС допускает скорости на 10—20% выше, чем инструмент из стали У10А —У12А.
Сталь марок ХГ и ХВГ применяется для инструмента, который должен иметь минимальную деформацию при закалке, а также для длинного стержневого инструмента (протяжки, сверла, развертки)1.
Сталь ХВ5 применяется для отделочного инструмента (токарные и строгальные резцы), работающего при малых сечениях стружки и при обработке твердых металлов (чугун с отбеленной поверхностью, закаленная сталь и др.).
БЫСТРОРЕЖУЩАЯ СТАЛЬ
Дальнейшее улучшение режущих свойств легированной инструментальной стали достигается путем повышения количества вольфрама, ванадия и хрома. Если в хромовольфрамовой стали количество вольфрама довести до 11 — 19% и ввести хрома от 3 до 5%, то инструмент, приготовленный из такой стали, после соответствующей термической обработки значительно превосходит по своей производительности инструментальную сталь всех рассмотренных выше марок. Такая хромовольфрамовая сталь носит название быстрорежущей. Термическая обработка инструмента из быстрорежущей стали, придающая ему высокие режущие свойства, состоит из закалки и отпуска.
Содержание различных элементов в быстрорежущей стали колеблется в значительных пределах. В зависимости от того или иного содержания вольфрама, хрома, ванадия быстрорежущая сталь приобретает различные свойства.
На качество быстрорежущей стали влияет не только количественное содержание отдельных примесей, но и то, как эти примеси распределяются между основной металлической массой и двойными карбидами, вкрапленными в эту массу. Чрезмерное количество их приводит к хрупкости стали. Чем больше легированных примесей содержится в основной массе металла, тем выше его красностойкость и сопротивляемость износу при надлежащей термообработке. Особую роль в повышении красностойкости играют вольфрам, ванадий и хром. Значительное улучшение красностойкости и сопротивляемости износу достигается путем прибавления кобальта и ванадия.
Отличительная особенность быстрорежущей стали заключается в том, что она не теряет режущей способности даже при красном калении, давая при этом лучшие результаты, чем при обычной температуре ра
1 Сталь ХВГ рекомендуется только для изготовления протяжек.
12
боты углеродистой стали и легированной инструментальной стали других марок. Это свойство быстрорежущей стали называется красностойкостью.
Дело в том, что продолжительность работы инструмента до затупления зависит от его износоустойчивости в нагретом состоянии.
Если под действием температур, возникающих в процессе резания, лезвие резца не размягчается, то износоустойчивость, а следовательно, и режущая способность инструмента, сохраняется продолжительное время.
Твердость углеродистой стали после нагрева на 200—250° начинает быстро падать. По этой причине, как мы отметили, при работе инструментом из углеродистой стали режим резания необходимо подбирать таким, чтобы рабочая часть инструмента не нагревалась выше 200—250°.
У быстрорежущей стали высокая твердость сохраняется при нагреве до 600°, поэтому применение быстрорежущей стали позволяет значительно повысить скорость резания по сравнению с инструментальными сталями ранее рассмотренных марок.
Твердость в холодном состоянии не определяет режущие способности инструментальной стали. Следует отметить, что твердость углеродистой стали при нормальной температуре даже выше, чем быстрорежущей.
От инструментальной стали требуется не только высокая твердость в нагретом состоянии, но и сохранение этой твердости при длительных нагревах, т. е. инструментальная сталь должна устойчиво сохранить твердость в нагретом состоянии.
Из стандартных марок быстрорежущей стали для изготовления сложного фасонного режущего инструмента в настоящее время применяется сталь РФ1 следующего химического состава (в процентах): С— 0,70—0,80, W—17,5—19,0, V—1,0—1,4, Мо—0,3 (оговорено заказом), Сг—3,8—4,6, Mg <0,40, Si <0,40, Ni < 0,20, S < 0,030, P<0,030.
Высокая стоимость и дефицитность основного легирующего элемента — вольфрама (до 19%) — вызвала необходимость подыскания быстрорежущей стали с меньшим содержанием вольфрама, в результате чего появился ряд малолегированных быстрорежущих сталей, из которых лучшей оказалась быстрорежущая сталь ЭИ 262 следующего состава ( в процентах): С—0,85-0,95, Si <0,4, S < 0,03, Р < 0,03, W —8,5—10,0, Сг—4,0—4,6, Ni<0,2, V—2,0—2,6.
Государственные испытания показали, что при условии соблюдения качественной термической обработки режущие свойства этой стали при обработке металлов твердостью Нв < 200 не уступают режущим свойствам стали РФ1, поэтому именно сталь ЭИ 262 принята в качестве основного инструментального материала.
Ввиду плохой шлифуемости стали марки ЭИ 262 применение быстрорежущей стали марки РФ1 разрешается для изготовления режущего инструмента некоторых типов, а именно червячных фрез со шлифованным профилем, фасонных остро заточенных фрез, зуборезных гребенок, ше-веров, зубострогальных резцов, резьбонарезного инструмента со шлифовальным профилем, протяжек, концевых фрез для копировальных работ, сверл для обработки стали повышенной твердости и специального инструмента для агрегатных станков и автоматов.
13
Таблица 3
Область применения инструментальной стали1
Наименование инструмента Обрабатываемые материалы
Сталь Нв < 230, <з^ < 85 кг!м м'2 Чугун < 220 Сталь Яд > 230, oj > 85 кг/мм2 Чугун Нв > 220
Резцы токарные и строгальные ЭИ262, У10А, У12А ЭИ262, У10А, У12А ЭИ262 ЭИ262
Резцы фасонные ... ЭИ262, ЭИ262, РФ1, ЭИ262 РФ1, ЭИ262
Сверла спиральные . . ЭИ262, 9ХС, У10А, У12А ЭИ262, 9ХС, У10А, У12А РФ1, ЭИ262 РФ1, ЭИ262
Зенкеры ЭИ262, 9ХС ЭИ262, 9ХС ЭИ262 ЭИ262
Развертки машинные . . ЭИ262, 9ХС, У10А, У12А ЭИ262, 9ХС, У10А, У12А ЭИ262 ЭИ262
Протяжки всех видов . РФ1* * ** ЭИ262, ХВГ РФ1, ЭИ262
Фрезы с незатылован-ным зубом ЭИ262, 9ХС ЭИ262, 9ХС ЭИ262 ЭИ262
Фрезы модульные, червячные и фасонные затылованные РФ1 ЭИ262 РФ1, ЭИ262
Долбякн ЭИ262 РФ1
Метчики ЭИ262, 9ХС, У12А ЭИ262
Плашки с резьбонарезными самооткрывающими-ся головками ...... ЭИ262 РФ1
Плашки круглые .... 9ХС, У10А, ЭИ262 ЭИ262
1 Режимы резания металлов инструментом из быстрорежущей стали, j
Бюро технических нормативов, 1950. I
* Для дорогостоящих протяжек сложных профилей.
** Для червячных фрез с модулем М >8.
14
При невозможности полноценно использовать режущие свойства быстрорежущих сталей ЭИ 262 и РФ1 следует вместо них применять инструменты из легированной стали 9ХС и ХВГ (для протяжек) и углеродистой инструментальной стали У12А и У10А, внося при этом соответствующую поправку на скорость резания.
В заключение в табл. 3 приводятся назначение и область применения инструментальной стали различных 'марок по данным Научно-исследовательского бюро технических нормативов.
ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
В результате дальнейших работ по подысканию более производительных материалов для режущего инструмента в практике обработки металлов резанием начали внедряться различные твердые сплавы. Эти сплавы допускают весьма высокие скорости резания и стойкости, так как их теплостойкость значительно выше, чем у быстрорежущей стали лучших марок. Кроме того, указанные сплавы, обладая большой твердостью и сопротивляемостью истиранию, позволяют обрабатывать стали и чугуны, которые в силу большой твердости плохо поддаются обработке инструментом из быстрорежущей стали.
В 1907 г. был изобретен первый твердый сплав стеллит, дающий значительно более высокие скорости, чем быстрорежущая сталь. Стеллит приготовляется отливкой и отличается от быстрорежущей стали тем, что железо в нем заменено повышенным содержанием легирующих составляющих: вольфрама, хрома, кобальта и т. д. Стеллиты не требуют термической обработки, сохраняют свои режущие способности при температуре до 800°.
Большим недостатком стеллитов является их хрупкость. При работе со стружкой больших сечений, когда неизбежны вибрации и удары, режущие кромки легко выкрашиваются.
Ввиду хрупкости стеллиты в настоящее время в металлообработке не применяют. Стеллиты применяют в общем машиностроении для придания необходимой твердости различным трущимся поверхностям.
В последнее время появились вольфрамокарбидные сплавы, обладающие значительно большей производительностью, чем стеллиты.
Основой этих сплавов является карбид вольфрама и цементирующая связка—кобальт. Вольфрамовые сплавы обладают значительно большей твердостью, чем быстрорежущая сталь или стеллиты.
Указанные сплавы получают путем спекания порошка вольфрама и кобальта в специальных печах. Так как для получения сплава используется способ, применяемый при керамических процессах, эти сплавы называют металлокерамическими. Порошок вольфрама перемешивают с соответствующим количеством угля и подвергают прокаливанию в электрической печи при 1500° в течение нескольких часов в атмосфере водорода.
В результате этой операции получается химическое соединение вольфрама с углеродом в виде карбидов вольфрама.
Следующей операцией является смешивание карбида вольфрама с кобальтом. Полученную в результате смешения порошкообразную
' 15
массу прессуют в специальных формах под гидравлическим прессом в виде пластин. После этого изделия (пластинки) подвергают спеканию. Первое спекание производится в электрических печах при 1000—1400°. В результате такой обработки более легкоплавкий кобальт размягчается и связывает зерна карбида в компактный сплав. После этого пластинки очищают, закладывают в угольные сосуды и подвергают вторичному спеканию при 1400—1500°. Вторичное спекание продолжается около 1% час., в результате чего получается весьма устойчивая твердая масса сплава.
Как первое, так и второе спекание производятся в атмосфере водорода, без доступа воздуха во избежание образования гремучего газа.
В некоторых сплавах этих марок в качестве цемента вместо кобальта применяют никель. К таким сплавам относится ВН6.
Твердость вольфрамовых сплавов очень велика. По шкале Мооса твердость их достигает 9,8. Эти сплавы дают возможность обрабатывать такие материалы, как закаленную сталь и чугун, высокомарганцовистую сталь, даже стекло и другие материалы, не поддававшиеся обработке обычным режущим инструментом. Вольфрамовые сплавы не теряют своих режущих способностей при 800—900°.
Металлографические исследования структур быстрорежущей стали и твердых сплавов показали, что в быстрорежущей стали карбиды вольфрама представляют собой отдельные зерна, вкрапленные в массу легированного металла, причем зерна карбида изолированы друг от друга.
В твердых сплавах карбиды вольфрама, окруженные кобальтом, имеют между собой непосредственный контакт, образуя цельный скелет большой жесткости и твердости.
Кобальт находится в промежутках этого скелета и является опорой для зерен карбида вольфрама.
То положение, что в твердом сплаве зерна карбида вольфрама не отделены друг от друга более мягкими металлами, дает возможность полностью использовать их твердость.
Изменяя в сплаве соотношение между карбидной и вспомогательной составляющими, можно изменить показатели механических свойств твердых сплавов. Чем больше в сплаве содержание кобальта, тем более он вязок. Однако максимальное содержание кобальта в сплавах, предназначенных для обработки металлов резанием, должно быть не более 10—12%, так как дальнейшее увеличение кобальта приводит к том'7, что карбидная решетка изменяется и уже не составляет связанно! скелета, а поэтому режущие способности такого сплава становятся хуж
Вольфрамовым сплавам также свойственна некоторая хрупкост . хотя в значительно меньшей мере, чем стеллитовым. Они также требуют соблюдения ряда предосторожностей. При их эксплоатации необходимо обращать особое внимание на то, чтобы состояние станкг, форма и закрепление обрабатываемой детали, а также инструмента обеспечили работу без вибраций.
Дальнейшие исследовательские работы в области твердых сплаве» показали, что введение в твердый сплав титана повышает стойкость и износоустойчивость сплава.
16
Для получения титановольфрамовых твердых сплавов в вольфрамовые сплавы прибавляют карбиды титана за счет уменьшения карбидов вольфрама. Эти твердые сплавы при резании стали, в особенности легированной повышенной прочности, более износоустойчивы, чем вольфрамовые сплавы, и по сравнению с последними позволяют применить значительно большие скорости резания.
Таким образом в настоящее время металлокерамические твердые сплавы разделяются на две группы, имеющие следующие принципиально различные свойства.
Первая группа твердых сплавов — однокарбидные, состоящие из одного карбида вольфрама и кобальта. Эти сплавы предназначаются для обработки металлов, образующих в процессе резания короткую стружку (чугун и цветные металлы). Применение сплавов этой группы для обработки стали дает значительно меньшее преимущество.
Ко второй группе твердых сплавов относятся двухкарбидные и много-карбидные сплавы, содержащие, кроме карбида вольфрама, карбид титана, а иногда карбид тантала и ниобия и вспомогательный металл, главным образом кобальт.
Сплавы данной группы имеют значительно меньший коэфициент трения, а следовательно, повышенную сопротивляемость на износ. Кроме того, эти сплавы обладают большой температуростойкостью и вследствие этого меньшей склонностью к свариванию со стальной стружкой и образованию лунки на передней грани.
Эти свойства особенно важны при обработке стали.
Твердость вольфрамовых сплавов колеблется в пределах Hrc 87—89, уа титановольфрамовых Hrc 88—91.
В табл. 4 приводятся химический состав и физико-механические (^свойства твердых сплавов по ГОСТ 3882-47.
Таблица 4
Химический состав и физико-механические свойства твердых сплавов
Группа Марка Ориентировочный химический состав в % Физико-механические свойства
WC Со TIC Предел прочности при изгибе в кг/лгм" не менее Удельный вес не менее Твердость по Роквеллу (шкала А) не менее
Вольфрамовые вкз ВК6 ВК8 97 94 92 3 6 8 — 100 120 130 14.9 14,5 14,35 89 88 87,5
Титановоль-фрамовые Т5К10 Т15К6 Т30К4 85 79 66 9 6 4 6 15 30 115 110 90 12,5 11,0 9,5 88,5 90 91
Ввиду высокой стоимости и хрупкости твердых сплавов они применяются в виде плас
на режущую часть инструмента.
Шишва* и I 17
Г a s. -. I*''* ? й •' '*2 22.—~~
2 Даниелян А. М.
Исключительно важное значение с точки зрения производительности имеет правильный выбор марки твердого сплава для данной работы. При выборе марки твердого сплава необходимо учитывать характеристику обрабатываемого металла, вид обработки, требования, предъявляемые в отношении точности и чистоты обработанной поверхности, состояние станка и его мощность.
Таблица 5
Марка сплава Для обработки какого материала применяется Область применения
вкз Для обработки чугуна Для тонкого н получистового точения и для чистового фрезерования
ВК6 Для точения и фрезерования при спокойной нагрузке
ВК8 Для токарной обработки с переменной и ударной нагрузкой и для фрезерования на тяжелых режимах
Т5К10 Для обработки стали Для чернового точения с неравномерным сечением стружки и для фрезерования на тяжелых режимах
Т15К6 Для точения при спокойной нагрузке и для фрезерования
Т30К4 Для тонкого и получистового точевия
В табл. 5 даются области применения марок твердых сплавов в зависимости от вида обработки и обрабатываемого материала.
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ТОЧЕНИЕМ И СТРОГАНИЕМ
ГЛАВА I
РЕЗЦЫ
Несмотря на большое разнообразие способов резания металлов при помощи самого разнообразного инструмента, в практике во всех случаях рабочая часть всякого режущего инструмента представляет собой клин, проникающий в тело обрабатываемого материала и отделяющий от него стружку. Наиболее отчетливо это выявлено у резца.
Так как все остальные инструменты представляют собой видоизменения или комбинации форм резца, лучше всего рассмотрение их начать с резца, тем более, что резец является наиболее распространенным инструментом в металлообрабатывающей промышленности.
ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗЦА
Резцы применяют для токарных, строгальных и долбежных работ. Хотя характер работы резцов токарных, строгальных и долбежных несколько отличается друг от друга, основные элементы резцов имеют много общего. В настоящем разделе рассматриваются общие элементы и определения, относящиеся к резцам всех трех типов. Передняя грань
Всякий резец состоит из двух Главная I основных частей: головки, т. е. ра- кромка I s' у . „ ВспомогаХ 's'
Головка тельная S\ ,
\ ixH кромка .^-Заиняя ърань
\ главная
yS —J><Вершина резиа
\\X\ s^t Задняя грань
..-Зг ЮЛО вспомогательная
Фиг. 1. Токарный резец.
Фиг. 2. Элементы головки токарного резца.
бочей части, производящей работу резания, и тела или стержня, служащего для закрепления резца в супорте станка (фиг. 1).
На фиг. 2—4 приведены названия элементов головки токарного, строгального и долбежного резцов (ОСТ 6897—6998).
Элементы головки резца:
1) передняя грань, представляющая собой поверхность, по которой сходит отделяемая в процессе работы стружка.
*
19
2) задними гранями называются поверхности резца, обращенные к обрабатываемой детали; различают главную заднюю грань, примыкающую к главной режущей кромке, и вспомогательную заднюю грань, примыкающую к вспомогательной режущей кромке; вспомогательных граней может быть одна или две;
3) режущие кромки образуются пересечением передней и задних граней и разделяются на главную режущую кромку, выполняющую главную работу резания, и вспомогательную режущую кромку.
Примечание. Резцы имеют одну (например, проходные) или две (например, отрезные) вспомогательные режущие кромки.
Задняя грань вспомогательная
Передняя грань.^
Задняя , грань /. вспомогательная
главнаяг кромка
Главная кромка вершина резца
вспомогательные задние грани
Передняя
Главная задняя грань
Главная
кромка ц вспомогательные
\ , кромки
Вершины резца
Фиг. 3. Элементы головки строгального резца.
Фиг. 4. Элементы головки дол-
бежного резца.
4) вершиной резца является место сопряжения главной режущей кромки со вспомогательной; вершина резца может быть в плане острой или закругленной;
"Тпорная
I I \ поверхность
W7777777,
а)
Фиг. 6. Поверхность заточки токарного резца.
Фиг. 5. Положение режущей кромки резца относительно опорной поверхности.
5) высотой головки h резца называется расстояние от вершины резца до опорной поверхности, измеренное перпендикулярно ей; она может быть положительной (фиг. 5, а) или отрицательной по своей величине (фиг. 5, б); измеряется высота головки в миллиметрах;
6) длиной головки резца называется наибольшее расстояние от вершины резца до линии выхода поверхности заточки, измеренное параллельно телу резца (фиг. 6); обозначается длина головки через Z, измеряется в миллиметрах.
Резцы разделяют по направлению подачи на правые и левые (фиг. 7).
1. Правыми резцами называются такие резцы, у которых при наложении на них сверху ладони правой руки так, чтобы пальцы были направлены к вершине, главная режущая кромка оказывается расположен
20
ной на стороне большого пальца. На токарном станке эти резцы работают при подаче справа налево, т. е. к передней бабке станка.
2. Левыми резцами называются такие резцы, у которых при указанном выше наложении левой руки главная режущая кромка оказывается расположенной на стороне большого пальца.
Левый Правый
Фиг. 7. Правый и левый резцы.
Фиг. 8. Прямые Фиг. 9. Отогнутые резцы. резцы.
По форме головки и по ее расположению относительно стержня резцы разделяют на прямые, отогнутые, изогнутые и с оттянутой головкой.
1. Прямыми резцами (фиг. 8) называются такие, у которых ось
резца прямая.
Изогнутый Изогнутый
вверх (вперев) вниз (назад)
Фиг. 10. Изогнутые резцы.
Фиг. 11. Резцы с оттянутой головкой.
2. Отогнутыми резцами (фиг. 9) называются такие, у которых головка резца в плане отогнута в сторону.
Различают правые и левые отогнутые резцы.
3. Изогнутыми резцами (фиг. 10) называются такие, у которых ось резца в боковом виде изогнута.
4. Резцами с оттянутой головкой (фиг. 11) называются такие резцы, у которых головка уже тела. Головка может быть расположена относительно оси тела резца либо симметрично, либо с одной стороны, причем головка может быть отогнута в сторону или изогнута вперед.
Вправо оттянутыми резцами называются такие, у которых при вышеуказанном способе наложения ладони правой руки головка оказывается сдвинутой в сторону большого пальца.
21
Влево оттянутыми резцами называются такие, у которых при наложении ладони левой руки головка оказывается сдвинутой в сторону большого пальца.
ПОВЕРХНОСТИ И КООРДИНАТНЫЕ ПЛОСКОСТИ
На фиг. 12—14 представлены поверхности и координатные плоскости при резании токарными, строгальными и долбежными резцами. На
Обрабатываемая
\поверхность
\ Поверхность резания
Обработанная
поверхность
Продольная подача
Плоскость резания
Вертикальная подача^
Горизонталь ноя подача
Обрабатываемая ''Поверхность поверхность резания
Фиг. 12. Поверхности и координат- Фиг. 13. Поверхности и координатные ные плоскости при резании токар- плоскости при резании строгальными ными резцами. * резцами.
Основная /плоскость
УЦ Обработанная
поверхность
Основная плоскость
Поперечная
Продольная ' подача
плоскость резания
обрабатываемом предмете при снятии с него стружки резцом разли-
чают следующие поверхности: 1) обрабатываемую поверхность, 2)обра-
ботанную поверхность и 3) поверхность резания.
Обрабатываемой поверхностью называется поверхность, с которой снимается стружка.
Обработанной поверхностью называется поверхность детали, полученная после снятия стружки.
Поверхностью резания называется поверхность, образуемая на обрабатываемой детали непосредственно режущей кромкой.
Фиг. 14. Поверхности и координатные пло- Таким образом, поверх-скости при резании долбежными резцами, ность резания является переходной поверхностью между обрабатываемой и обработанной поверхностями.
Для определения углов резца общесоюзным стандартом (ОСТ 6898) установлены две исходные плоскости: основная плоскость и плоскость резания. Основной плоскостью называется плоскость, параллельная продольной и поперечной подачам; у токарных и строгальных резцов
22
с призматическим телом за эту плоскость может быть принята нижняя опорная поверхность резца, а у долбежных резцов основная плоскость перпендикулярна опорной поверхности.
Плоскостью резания называется плоскость, касательная к поверхности резания и проходящая через режущую кромку резца.
Это определение относится только к резцам с прямолинейной режущей кромкой.
У резцов с криволинейной режущей кромкой плоскость резания заменяется линейчатой поверхностью, образованной движением вдоль режущей кромки прямой линии, касательной к поверхности резания. У строгальных и долбежных резцов с прямолинейным движением плоскость резания совпадает с поверхностью резания.
УГЛЫ РЕЗЦА
Различают углы резца, рассматриваемого как геометрическое тело, и углы в процессе резания. Углы, определяемые общесоюзным стандартом, соответствуют углам резца, рассматриваемого как геометрическое тело.
Примечание. Углы в процессе резания меняются только у токарных резцов и зависят от положения вершины резца выше или ниже линии центров токарного станка, от величины и направления подачи и от величины диаметра обрабатываемой детали (кинематики движения).
Определение углов в стандарте дается для прямого резца, ось которого установлена перпендикулярно подаче (для проходных токарных резцов, для строгальных и долбежных резцов) или параллельно подаче (для токарных отрезных и фасонных резцов), а вершина (в токарных станках) расположена на высоте линии центров станка.
Все углы резца по ОСТ 6898 делятся на две группы: главные и вспомогательные.
Главные углы (фиг. 15) измеряются в главной секущей плоскости, т. е. в плоскости, перпендикулярной проекции главной режущей кромки на основную плоскость.
Главным задним углом а называется угол между главной задней гранью резца и плоскостью резания.
Углом заострения р называется угол между передней и главной задней гранями резца.
Передним углом 7 называется угол между передней гранью резца и плоскостью, перпендикулярной плоскости резания, проведенной через главную режущую кромку.
Углом резания 8 называется угол между передней гранью резца и плоскостью резания.
При приведенных определениях главных углов резца плоскостью резания является плоскость, проходящая через режущую кромку и перпендикулярная основной плоскости.
Очевидно, что
8 = a 4- Р, а
а+J3+7= 90°.
23
К вспомогательным отнесены углы, образованные элементами резца вне главной секущей плоскости.
Вспомогательным задним углом называется угол между вспомогательной задней гранью и плоскостью,, проходящей через вспомогательную режущую кромку перпендикулярно основной плоскости. Этот угол измеряется во вспомогательной секущей плоскости, т. е. в плоскости, перпендикулярной проекции вспомогательной режущей кромки на основную плоскость.
Главным углом в плане ср называется угол между проекцией главной режущей кромки на основную плоскость и направлением подачи.
Фиг. 15. Углы резца.
Вспомогательным углом в плане cpt называется угол между проекцией вспомогательной режущей кромки на основную плоскость и направлением подачи.
Углом при вершине в плане е называется угол между проекциями режущих кромок на основную плоскость.
Очевидно,
ср 4- е-|- срг = 180°.
Углом наклона главной режущей кромки к (фиг. 16) называется угол, заключенный между режущей кромкой и линией, проведенной через вершину резца параллельно основной плоскости.
Этот угол промеряется в плоскости, проходящей через главную режущую кромку перпендикулярно основной плоскости. В том случае, когда вершина резца (точка А на фиг. 16) является наивысшей точкой главной режущей кромки, угол наклона главной режущей кромки считается отрицательным, а когда вершина резца является наинизшей точкой главной режущей кромки — положительным; когда главная режу-24
щая кромка параллельна основной плоскости, угол наклона главной режущей кромки равен нулю.
Кроме рассмотренных выше углов, иногда приходится иметь дело также с углами, измеренными в так называемых плоскостях продольного и поперечного наклона.
Угол наклона отрицательный
Угол наклона равен нулю
Фиг. 16. Угол наклона главной режущей кромки.
Угол наклона положительный
передней грани yx и продоль-
плоскости, перпендикулярной
, а угол Чу — в плоскости, па-
Различают углы поперечного наклона ного наклона передней грани (фиг. Г ' Угол Y.I- измеряется в вертикальной оси резца (сечение X—X на фиг раллельной оси резца и перпендикулярной основной плоскости (сечение Y— Y на фиг. 17).
Этот угол иногда называют радиальным передним углом.
Углы продольного и поперечного наклона являются вспомогательными углами, необходимыми для заточки передней грани проходных резцов на специальных заточных станках.
Значение углов и -у в зависимости от величины углов 7, ср и А можно определить последующими формулами:
tgb = sincptg^ + coscptgk; (1) tg = cos ср tg 7 sin ср tg X. (2)
Фиг. 17. Углы продольного и поперечного наклона передней грани резца.
Верхние знаки берутся для положительных,
а нижние для отрица-
тельных углов.
УГЛЫ РЕЗЦА В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
При приведенных выше определениях углов резца мы исходим из того, что плоскость резания вертикальна. В тех же случаях, когда направление плоскости резания может измениться, очевидно фактические углы, имеющие значение для процесса резания, будут отличаться от рассмотренных выше углов резца.
25
Как мы уже отметили, различают углы резца как геометрического тела, т. е. в статическом состоянии, и углы резца в процессе резания.
При изготовлении резца ечу придаются определенные углы, однако величина этих углов в процессе резания изменяется. В отдельных случаях изменение углов может быть столь большим, что процесс резания затруднится. Учитывая это, при изготовлении резца ему придаются такие углы, которые обеспечивают определенные углы в процессе резания.
Изменение углов а и в процессе резания происходит вследствие сложного относительного движения инструмента и детали и вследствие установки резца выше или ниже центра детали.
При обычных условиях работы, когда резец установлен по центру и обрабатываются цилиндрические поверхности, разница между углами резца как геометрического тела и углами в процессе резания незначительна, и ею можно пренебречь. Однако в отдельных случаях токарной обработки эта разница может достичь существенной величины, и пренебрежение ею может привести к неправильной работе резца.
ВЛИЯНИЕ КИНЕМАТИКИ ДВИЖЕНИЯ НА ИЗМЕНЕНИЕ УГЛОВ РЕЗЦА
Рассмотрим сначала поперечную обточку (отрезку). При постоянной подаче резец при каждом обороте шпинделя подвигается равномерно
к центру обрабатываемой детали на определенную величину (фиг. 18).
Фиг. 18. Влияние кинематики движения на изменение углов резца при поперечвом точении.
Очевидно, что при таком условии резец описывает по торцу детали не круг, а спиральную линию тп (архимедова спираль), причем крутизна этой спирали будет тем больше, чем ближе вершина резца к центру обтачиваемого предмета и чем больше подача. На фиг. 18 касательная к окружности А — А представляет собой след плоскости резания в статическом состоянии, а касательная к спирали At—А1—след плоскости резания в процессе работы (фактическая плоскость резания).
С увеличением подачи касательная к спирали в точке сопри-
косновения с вершиной резца будет все больше и больше отходить от
касательной А — А к окружности.
Отсюда следует, что с возрастанием подачи фактическая плоскость резания все больше удаляется от вертикального положения, вследствие чего задний угол будет прогрессивно уменьшаться. Действительным
26
V Мм/оЬ
Фиг. 19. Влияние кинематики движения на изменение углов резца при продольном точении.
задним углом в процессе резания будет а0 = а — р. Чтобы избежать трения задней грани об обрабатываемую деталь, для таких работ необходимо с самого начала заточить заднюю грань резца на большой угол а.
Из фиг. 18 видно, что в процессе резания изменяет свое положение не только след плоскости резания, но также след плоскости Б — Б, параллельной основной плоскости, принимая положение Бг —Blt перпендикулярное измененному следу плоскости резания Лх — Дх. В результате этого передний угол возрастает. Действительным передним углом в процессе резания будет у0 ~ I + И- Влияние кинематики движения сказывается также и при продольной обточке (фиг. 19).
В этом случае вследствие вращения детали и поступательного перемещения резца относительный путь последнего представляет винтовую линию с шагом, равным S мм!об. Следовательно, и в этом случае направление плоскости резания не совпадает с вертикальной прямой. Снятие стружки происходит по винтовой линии, и касательная к ней — след плоскости резания Лх — Лх тем больше удаляется от вертикального положения А — А (перпендикуляр к оси заготовки), чем больше величина подачи. Меняет также положение след плоскости Б — Б, параллельной основной. Действительными углами в процессе резания в главной секущей плоскости будут а0 = а —р и То = т + [л.
Для определения величины р предположим, что резание производится токарнь
наклона режущей кромки к = 0, причем вершина резца установлена по центру обрабатываемой детали.
Изменение углов а и у на величину р произойдет в плоскости, параллельной оси обрабатываемой детали (ось XX), а также основной плоскости.
В главной секущей плоскости N—N будем иметь tgPjv = tg Pxsin<p;
РЛ = arc tg (tg pv • sin?).
Так как
, s Иж ' nD ’
можно написать
P7V = arctgf^sin (3)
проходным резцом с углом
Из этого выражения видно, что значение р, а следовательно, и величина углов а и у, зависит не только от подачи, но и от диаметра заготовки. Величина р возрастает с уменьшением диаметра обрабатываемой детали.
27
Это обстоятельство учитывается тем, что задний угол на резце в статическом состоянии берется тем больше, чем меньше диаметр заготовки и чем больше подача.
Следует отметить, что в обычных условиях вследствие малой величины подачи х по сравнению с диаметром детали величина р невелика (30 — 40'), поэтому при таких работах ею можно пренебречь и считать, что я0 = а и у0 = у.
Однако в некоторых случаях, как, например, при нарезании резьбовым резцом резьбы с большим шагом, р достигает значительной величины. То же имеет место при изготовлении на токарном станке червяков и т. д. В таких случаях необходимо учитывать изменение а и у в связи с возрастанием р.
ВЛИЯНИЕ УСТАНОВКИ РЕЗЦА ОТНОСИТЕЛЬНО ЛИНИИ ЦЕНТРОВ СТАНКА НА ИЗМЕНЕНИЕ УГЛОВ РЕЗЦА
Чтобы упростить вопрос, сначала условно примем, что в процессе резания имеет место только главное вращательное движение.
При положении вершины резца на линии центров станка (фиг. 20, 77) направление следа плоскости резания А—А совпадает с вертикальной прямой, касательной к окружности детали в точке приложения к ней 28
вершины резца, а след основной плоскости Б — Б, перпендикулярной следу плоскости резания, совпадает с направлением радиуса, проходящего через ту же точку касания.
Если резец установлен таким образом, что вершина его находится не на высоте линии центров станка, а выше или ниже последней на величину h, то, как видно из фиг. 20, 1 и III, след основной плоскости Б — Б займет положение Б± — Бг, а след плоскости резания А—А примет положение — А1г перпендикулярное Бг — Бг; по этой причине изменяется величина углов а и 7.
Из фиг. 20 видно, что при внешнем точении:
1) при установке резца выше линии центров на величину h передний угол увеличивается, а задний соответственно уменьшается.
Очевидно, что величина заднего и переднего углов изменится на угол т отклонения следов координатных плоскостей, причем
ах = а — т и -J— -с;
2) при установке вершины резца ниже линии центров, наоборот, передний угол уменьшается, а задний угол а увеличивается; в этом случае фактические углы в процессе резания будут следующие:
а2 — а 4- т и 72 = 7 — т.
Изменение угла т происходит в плоскости Y—Y, перпендикулярной оси обрабатываемой детали, а также основной плоскости:
Л sin 'т = Т ’ откуда
. 2h — arc sin • у J)
В главной следящей плоскости W—Л/ будем иметь
tg = tg ’у COS <f>
sin тд, __ h
Подставляя найденные значения ху , получим
тЛ, = aertg
(4)
При внутренней расточке углы а и 7 изменяются обратно их изменению при внешнем точении, т. е. с подъемом вершины резца передний угол уменьшается, а задний угол увеличивается.
Указанные выше выводы были сделаны в предположении, что в процессе резания имеется только главное вращательное движение, на самом деле 29
наряду с этим резец имеет еще поступательное движение, т. е. в процессе резания имеет место сложное движение. Под влиянием установки резца выше линии центров на величину h и наличия сложного движения следы координатных плоскостей в сечении NN отклоняются на угол р + т, т. е. действительные углы будут следующие:
= а —р —т и 7<э=т+р+т.
Подставляя значение р и т, получим
а = Ч- arc tg (- - sin ср) + arc tg / ...cos ср \ ; (5)
\У(т)~Л2 /
7 = Ь~ arctgf-J-sincp) — arctg/—*-------- cos ср\ • (6)
/
При установке резца выше линии центров (при внешнем точении) условия обработки облегчаются, так как вследствие уменьшения угла резания уменьшается и усилие резания. Однако этот способ установки имеет и недостатки, а именно: вершина резца под действием усилия резания имеет тенденцию отклониться в тело изделия, т, е. снимать больший слой металла, чем было предусмотрено, и, кроме того, при чрезмерном подъеме вершины в случае быстрого повышения давления, вызванного неожиданным попаданием твердых частиц в материале, резец может прогнуться и даже сломаться; такой резец, как принято говорить, работает с заеданием. Последствием заедания являются нечистая поверхность обработки детали и значительные вибрации.
Из этого следует, что при отделочных работах недопустима установка резца выше центра детали.
Установка вершины резца выше линии центров допустима при обдирочных работах (при внешней обточке) и,, наоборот, немного ниже центра при внутренней расточке.
При установке ниже центра (при внешнем точении) вершина резца в результате пружинения описывает небольшую дугу, стремясь удалиться от обрабатываемой поверхности, что ведет к уменьшению величины снимаемого слоя. Это имеет большое значение при отделочной работе, когда снимается незначительная стружка, и нужна особая осторожность, чтобы не получить деталь меньшего диаметра. Таким образом, установка вершины резца ниже центра в известной степени гарантирует предотвращение брака. Поэтому при отделочных наружных обточках рекомендуется установить вершину резца или по центру, или немного ниже его.
Резцы токарного станка устанавливаются на высоте центров преимущественно при нарезании резьбы и обточке фасонных поверхностей, так как отдельные точки фасонного резца работают при различных глубинах, кроме того, отклонение лезвия фасонного резца от центрального положения вызывает искажение профиля детали.
В заключение отметим, что установкой относительно линии центров мы имеем возможность в некоторых пределах изменять действующие 30
углы резца и тем самым без переточки приспособлять его к переменным условиям работы.
На практике резец устанавливают выше или ниже центра детали на величину 1/10—1/20 диаметра детали. Для больших деталей эта величина нередко берется равной Уад диаметра.
ВЛИЯНИЕ УСТАНОВКИ РЕЗЦА НА ИЗМЕНЕНИЕ УГЛОВ В ПЛАНЕ
Когда резец расположен перпендикулярно оси обрабатываемой детали,
что является нормальной установкой обточке, или когда резец расположен параллельно оси детали, что обычно имеет место при внутренней расточке, углы резца в плане в статическом состоянии равны углам в плане в процессе резания.
Это равенство нарушается, если установка резца отличается от нормальной. Так, например, при обточке цилиндрической поверхности резцом, повернутым под углом р, как это показано на фиг. 21, будем иметь
резца в плане при наружной
Фиг. 21. Влияние установки резца на изменение углов в плане.
? + р;
Тш = ?1 - Р-
Более сложная зависимость получается при обработке конической поверхности резцом, не перпендикулярным оси образующей конусах.
НАЗНАЧЕНИЕ УГЛОВ РЕЗЦА
Как мы уже отметили, от величины углов резца в значительной мере зависит расход энергии на резание, стойкость резца, а следовательно, и производительность резания. Резец, обладающий рациональными углами, позволяет увеличивать допускаемую скорость, уменьшает расход потребной энергии на процесс резания и улучшает качество обработанной поверхности.
Рассмотрим назначение каждого из углов резца в отдельности2.
Задний угол а служит для уменьшения трения обрабатываемой поверхности о заднюю грань резца, а следовательно, способствует облегчению процесса резания.
Дело в том, что в процессе резания в силу упругих и пластичных свойств металла частицы обработанной поверхности выпучиваются и давят на заднюю грань резца вблизи режущей кромки.
1 Более подробно см. „Геометрические параметры режущей части инструмента’ , Машгиз, 1945.
2 Более подробный анализ влияния отдельных углов резца на усилие и скорость резания приводится ниже в соответствующих разделах.
31
При выборе величины заднего угла необходимо исходить из следующих соображений. При слишком малом заднем угле увеличивается трение задней грани резца об обрабатываемую поверхность, тем самым затрудняется процесс резания, кроме того, в результате увеличения трения также возрастает износ задней поверхности резца и выделение теплоты, что отрицательно сказывается на стойкости резца. С другой стороны, малые задние углы дают большую опору детали о заднюю поверхность резца и поэтому способствуют уменьшению дрожания. Кроме того, при малом заднем угле увеличивается угол заострения резца р, что повышает прочность резца и его теплостойкость.
При слишком же большом заднем угле, наоборот, уменьшается угол заострения [3, что приводит к ослаблению резца и понижению его теплостойкости. Как мы уже выяснили, на величину заднего угла в динамическом состоянии (в процессе резания) также оказывают влияние подача и диаметр обрабатываемой детали.
Таким образом, на выбор величины заднего угла оказывает влияние большое количество разнодействующих факторов. Эти противоречивые условия заставляют в каждом конкретном случае выбрать наиболее рациональное значение для угла а.
При обдирочных работах пользуются резцами с меньшим углом а, а при чистовых — с большим. Качество обрабатываемого материала также оказывает влияние на выбор величины угла а. Для вязких и мягких материалов задний угол берется большим, для твердых и хрупких — меньшим.
Для отрезных резцов он делается больше, чем для проходных. Резцы с пластинками из твердых сплавов при черновой обработке изготовляют с большим задним углом, чем резцы из инструментальных сталей. Объясняется это тем, что при большом заднем угле снижается интенсивность износа по задней грани, что способствует повышению режущих способностей сплава.
В зависимости от типа резца, качества обрабатываемого материала и условий резания угол а меняется в пределах от 6 до 12°. Нижний предел (х = 6°) берется для токарных проходных резцов из быстрорежущей стали при s'> 0,2 мм/об, а верхний предел (а = 12°) — при s 0,2 мм/об. Для твердосплавных резцов при обработке стали задний угол а берется равным 12°.
Передний угол у играет чрезвычайно большую роль в процессе образования стружки; от его величины зависит характер формирования стружки и сбегание ее с передней грани резца. Чем больше отклоняется стружка от своего естественного направления, тем большее сопротивление нужно преодолеть при ее удалении.
Основное назначение переднего угла 7 — облегчить сход стружки по передней грани и тем самым уменьшить работу деформации стружки, а следовательно, и расход энергии на процесс резания.
Чем больше передний угол у, тем меньше угол резания 8, тем легче внедряется резец в обрабатываемый металл, тем меньше деформируется стружка и тем меньше величина усилия, потребного на процесс резания. Уменьшение переднего угла затрудняет процесс отделения стружки, 32
увеличивает сопротивление резанйю, а тем самым увеличивает образование теплоты.
Таким образом, требования, которые предъявляются к переднему углу, с одной стороны, заставляют нас делать его как можно меньшим, чтобы резец был прочнее и лучше отводил тепло, и с другой — делать его возможно большим, чтобы облегчить резание и уменьшить образование теплоты. Благоприятные условия для получения минимальной деформации и трения в процессе резания создаются при [ = 45°. Однако при угле f = 45° режущая кромка резца чрезмерно ослабляется.
На практике величина переднего угла 7 изменяется в зависимости от материала резца, обрабатываемого материала и условий обработки в пределах от 5 до 30°.
При обработке вязких металлов, образующих сливную стружку, для облегчения схода стружки передний угол должен быть большим
61 Угол У? попожи.тепьный
Фиг. 22. Формы передней грани резца.
сеч. по 4 В
При обработке твердых и хрупких материалов, образующих преимущественно стружку надлома, с целью повышения прочности резца следует давать меньший угол.
У резцов из твердых сплавов передние углы следует делать несколько меньшими, чем у стальных резцов1 * 3.
Как было указано, на процесс резания оказывает большое влияние форма передней грани резца. В зависимостиот обрабатываемого материала и типа резца согласно ГОСТ 2320-43 рекомендуются три формы передней грани: плоская (фиг. 22, 7), плоская с фаской (фиг. 22, //) и криволинейная с фаской (фиг. 22, 7/7).
В табл. 6 указаны области применения различных форм передней грани резца.
Величина переднего угла 7 устанавливается в зависимости от формы передней грани, материала резца и качества обрабатываемого материала. В табл. 7 приводятся значения передних углов для резцов из быстрорежущей стали.
1 Для инструмента, оснащенного твердым сплавом, при скоростном резании в настоящее время широко практикуются отрицательные передние углы (см.
разд л „Скоростное резание").
3 Даниелян А. М. 2063. 33
Таблица (>
Область применения различных форм передней грани
Форма передней грани Область применения
Криволинейная с фаской Плоская с фаской Плоская Резцы всех типов за исключением фасонных со сложным контуром режущей кромки для обработки стали, особенно в случаях необходимости обеспечить стружкозавивание Резцы токарные проходные, подрезные, прорезные и расточные для обработки стали при подачах з>0,2 мм/об н затруднительности заточки криволинейной передней грани Резцы всех типов для обработки чугуна. Фасонные резцы со сложным контуром режущей кромки. Резцы для обработки стали при затруднительности заточки криволинейной передней грани и работе с подачами до 0,2 мм/об, а также в других случаях необходимости в плоской форме передней грани без фаски
Таблица 7
Величина переднего угла резца
Материал режущей части Мало- или высоколегированная быстрорежущая сталь
Обрабатываемый материал Сталь Чугун
ай в кг/мм* От До 50 50 80 80 100 100 120 — — —
Нв От До 150 150 235 235 290 , 290 350 150 150 200 200 250
Форма передней грани Подача в мм/об Величина переднего угла
Криволинейная с фаской — 30° —
Плоская с фаской От 0,2
Пл оская До 0,2 25° 25° 20° 12° 20° 12° 8°
От 0,2 20° 12° 8°
При мечание. У токарных резцов, предназначенных для обработки прерывистых поверхностей или литья с коркой, величина переднего угла 30 и 25° заменяется у — 20°, а величина угла 20° — у =12°.
34
Величина переднего угла фаски ‘fa устанавливается по табл. 8.
Ширина фаски / у резцов, предназначенных для работы с подачами s > 0,2 мм/об, устанавливается в зависимости от величины подачи:
/= (0,8-г-1) $ мм.
У резцов, предназначенных для работы с подачами 5 < 0,2 мм/об, режущие кромки следует слегка притупить оселком.
Таблица 8
Величина переднего угла фаски в °
Резцы Материал режущей части
Мало- или высоколегированная, быстрорежущая сталь
Токарные 0
Строгальные и долбежные +5
Радиус выемки R у резцов с криволинейной формой передней грани назначается в зависимости от типа резца, величины подачи 5 и механических свойств обрабатываемого материала, а именно:
а) у резцов токарных проходных и расточных 7? = (10~ 15)5 мм-, б) у резцов прорезных и отрезных R = (50 ~ 60) 5 мм.
У резцов, предназначенных для обработки стали с > 70 кг/мм2, радиусы назначаются ближе к верхним пределам указанных интервалов.
Угол заострения р, зависящий от заднего угла а и переднего угла f, определяется выбором углов а и f. Угол заострения зависит от рода обрабатываемого материала. При выборе угла р необходимо руководствоваться не столько расходом энергии на процесс резания, сколько условиями прочности резца и обеспечения наличия достаточной массы металла у режущей кромки для отвода тепла.
При обработке твердых и хрупких металлов с целью придания достаточной прочности резцу применяют резцы с большими углами заострения, чем при обработке мягких и вязких металлов.
С этой же целью у резцов из твердых сплавов углы заострения берутся больше, чем у стальных резцов.
Угол резания 8, равный 90 — f или а-фР, определяется выбором переднего и заднего углов. Угол резания оказывает большое влияние на расход энергии, потребной на отделение стружки.
В зависимости от качества обрабатываемого материала, материала резца и условий обработки угол 8 берется в пределах от 60 до 90°. Нижний предел предназначается для обработки мягких металлов, верхний— для особо твердых.
Главный угол в плане ср оказывает большое влияние на стойкость резца: при малом угле ср длина режущей кромки, принимающей участие *
35
в резании, увеличивается, в результате чего возрастает теплоотвод, что в свою очередь позволяет повышать скорость, допускаемую резцом.
С другой стороны, уменьшение главного угла в плане приводит к увеличению расхода энергии, увеличению радиального усилия, а следовательно, и к дрожанию резца.
Главный угол в плане ср проходных, подрезных и расточных резцов для увеличения стойкости должен назначаться возможно малым, насколько допускают условия жесткости станка, детали и резца.
При обработке жестких деталей в патроне и центре или в патроне угол ср у проходных и подрезных резцов назначается равным 30, 45 или 60°, а при обработке деталей малой жесткости в центрах — 60, 75 или 90°.
Для расточных резцов угол ср назначается равным 45, 60 или 75°. У прорезных и отрезных резцов ср = 90°.
Вспомогательный угол в плане срх уменьшает трение вспомогательной задней грани резца об обрабатываемую деталь. Чрезмерное увеличение этого угла приводит к ослаблению головки и к понижению теплостойкости резца, так как при увеличении угла срх. (при ср = const) уменьшается угол при вершине е.
Для увеличения стойкости резца и улучшения качества обработанной поверхности угол срх должен назначаться возможно малым, насколько это допускают условия жесткости системы.
Угол срх берется в следующих пределах:
а) для резцов проходных при работе без врезания cpt — 5 или 10°;
б) для резцов проходных при работе с врезанием cpt = 15-:-30°;
в) для резцов подрезных и расточных срг = 10 или 15°;
г) для резцов прорезных и отрезных cpj = 1; 1,5 или 2°;
д) для резцов отогнутых ср, = 30° или 45°.
При надлежащем значении угол наклона главной режущей кромки X обеспечивает легкое сбегание стружки. Стружка удаляется с передней грани резца перпендикулярно режущей кромке, а так как вследствие изменения угла X режущая кромка может принимать различное положение, то и направление отделяемой стружки также будет различным.
1. При горизонтальной режущей кромке л = 0 стружка завивается спиралью внутрь себя (фиг. 23, /), обламывается и отклоняется в разные стороны, что, в особенности при высоких скоростях резания, имеет большое значение для безопасности рабочего.
Положительной стороной горизонтального расположения режущей кромки является более легкое затачивание резца.
Если же режущая кромка имеет наклон, то стружка получается винтообразной формы.
2. Когда угол наклона режущей кромки является отрицательным, т. е., когда вершина резца А занимает наивысшее положение, то спиральная стружка принимает винтообразную форму (при горизонтальной режущей кромке стружка имеет вид плоской спирали) и изгибается влево (фиг. 23, II), т. е. получает неудобное направление движения между обрабатываемым предметом и супортом с левой стороны и причиняет беспокойство рабочему.
36
I П Ш
Фиг. 23. Вид стружки при разных наклонах главной режущей кромки токарного резца.
3. При +Х, т. е. когда вершина резца занимает наинизшее потоже-ние, получается более удобное набегание стружки (фиг. 23, III), так как она отклоняется в правую сторону от рабочего.
По ГОСТ 2320-43 рекомендуются следующие величины для углов наклона главной режущей кромки:
1. При криволинейной форме передней грани /. = 0°.
2. При плоской форме передней грани:
а) у резцов токарных, проходных и расточных для обдирочных работ Л = —(- 4°, для чистовых работ л = — 4°;
б) у резцов подрезных, прорезных и отрезных Х = 0;
в) у резцов строгальных /. = + 10°;
г) при обточке прерывистых поверхностей л = + 10°.
Обычно резцы при рассмотрении их в плане в месте стыка главной и вспомогательной режущих кромок имеют закругление, образованное радиусом г. У резцов с острой вершиной (без радиуса закругления) вершина находится в неблагоприятных температурных условиях, поэтому в работе сильно нагревается, вследствие чего вершина быстро тупится; кроме того, такой резец дает изделию шерохова
тую поверхность. Небольшое же закругление вершины резца повышает стойкость инструмента и дает более чистую обрабатываемую поверхность.
Величина радиуса закругления выбирается в зависимости от характера работы, глубины резания и подачи. Резцы с большим радиусом закругления дают более чистую обработанную поверхность, поэтому при чистовом точении рекомендуется увеличивать радиус закругления.
Целесообразно также увеличивать радиус закругления у резцов, работающих по корке с ударом, когда требуется более прочная режущая кромка.
Недостаток резцов с большим радиусом закругления заключается в том, что они увеличивают деформацию металла при резании и по этой причине требуют несколько большей мощности. Влияние последнего обстоятельства столь незначительно, что оно не может умалить достоинств резцов с радиусом закругления.
Радиус закругления должен назначаться возможно большим, насколько это допускается условиями жесткости системы.
Рекомендуется назначать величины радиусов в следующих пределах: а) у резцов проходных и расточных при s до 0,2 мм/об—0,5—5 мм; б) у резцов проходных и расточных при s свыше 0,2 мм/об—1 — 3 мм; в) у резцов подрезных — 0,5—2 мм;
г) у резцов прорезных и отрезных — 0,2—0,8 мм.
37
сеч. по а о
Фиг. 24. Резец с криволинейным лезвием.
РЕЗЦЫ НЕСТАНДАРТНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Прежде чем перейти к рассмотрению нормальных типов токарных резцов, коротко рассмотрим некоторые нестандартные конструкции резцов, которые хотя и не имеют большого распространения в настоящее время, но основные идеи их представляют известный теоретический и практический интерес и могут быть в отдельных случаях использованы в нормальных резцах.
На фиг. 24 показан резец с криволинейным лезвием. Лезвие этого резца криволинейно, радиус закругления увеличивается с увеличением размеров резца. Основное отличие резцов с криволинейным лезвием по сравнению с прямолинейной режущей кромкой заключается в том, что у них углы в плане ср и имеют переменное значение. По мере приближения к вершине резца они уменьшаются и у вершины становятся равными нулю.
Преимущество этой (криволинейной) формы состоит в том, что резец получается более прочным, хорошо отводит теплоту, обладает большой стойкостью и дает более чистую поверхность обработки, чем это достигается при работе резцами обычной формы. Недостаток резцов с криволинейным лезвием заключается в сложности и дороговизне их изготовления и заточки.
Следует также отметить трудность определения углов наклона передней
грани резцов с криволинейными режущими кромками. На самом деле ввиду криволинейности лезвия плоскости, нормальные к режущей кромке, не будут параллельны между собой, по этой причине будут различны передние углы, измеряемые в этих плоскостях.
Учитывая это, для точной характеристики расположения передней грани, этих резцов наряду с действительным передним углом пользуются также углами поперечного наклона передней грани и углом продольного наклона передней грани (см. фиг. 17).
Резец с криволинейной передней гранью. При обработке вязких металлов стружка, скользя по передней грани резца, стремится облегчить себе путь и образует на передней грани на расстоянии 1,5—3 мм от режущей кромки выемку (лунку), которая в процессе работы постепенно углубляется, расширяется и, наконец, доходит до режущей кромки и разрушает резец. Так как на образование лунки стружкой расходуется дополнительная энергия, часто практики-токари заранее для облегчения схода стружки с резца затачивают его переднюю грань по дуге, предупреждая этим образование углубления стружкой. Такой резец дает плавный отход стружки с малой деформацией и понижает сопротивление резанию, но обладает недостаточной стойкостью из-за малого угла заострения у самой режущей кромки,
38
Базируясь на своих опытах, Усачев в 1912 г. впервые обратил внимание на то, что если заранее на резце сделать подо бную выемку, то отвод стружки будет производиться легче. В результате этого появились резцы со специальной формой передней граниГ
Чтобы уменьшить вредную работу деформации во время снятия
стружки и сильное снашивание передней грани, резцу сразу придается форма, которая должна была бы получиться в результате действия стружки (фиг. 25, см. также фиг. 22, III).
Для увеличения стойкости резца передняя грань затачивается по дуге (форма дуги соответствует естественному движению стружки), несколько отступая от лезвия в месте касания стекающей стружки с передней гранью. Передняя грань имеет фаску, окаймляющую лезвие. Ширина фаски делается в пределах от 1 до 3 мм. Как видно из
Фиг. 25. Резец с криволинейной передней гранью (с выемкой).
Фиг. 26. Круглый резец.
фиг. 25, указанный резец обладает сравнительно большим углом заострения (70°), что сохраняет прочность режущей кромки и ее теплостойкость; вместе с тем, имея в работе незначительный угол резания (40°), он требует меньшего расхода энергии для снятия стружки по сравнению с нормальными резцами.
Указанные резцы можно с успехом применять при обработке вязких материалов, дающих так называемую сливную стружку. При обработке хрупких материалов эти резцы теряют свое преимущество, так как на передней грани резца в этих случаях лунка не образуется.
Кроме того, мо мере износа фаска „съедается" сбегающей стружкой, и резец теряет свою выгодную форму.
Все эти обстоятельства учтены при разработке ГОСТ 2320-43 „Геометрические параметры режущих частей" (см. фиг. 22,///).
Круглые резцы (фиг. 26). Эти резцы иногда называют чашечными, грибкообразными. Круглые резцы допускают более длительную эксплоа-тацию между переточками. При затуплении режущей кромки резец поворачивают на некоторый угол, вводя нетронутую часть кромки
1 Значительно позже (1922—1925 гг.) в технической литературе появилось описание указанной конструкции резцов под названием резца Клопштока.
39
последовательно до тех пор, пока не сработается режущая кромка по всей окружности. Круглый резец сочетает в себе преимущества резца с выемкой по передней грани и до некоторой степени резца с криволинейным лезвием, вместе с тем он значительно удобнее для применения.
Преимуществом круглого ‘резца является также простота изготовления и заточки и, кроме того, сравнительно большой срок работы между переточками.
Недостатком этих резцов является плохой теплоотвод, что объясняется малой массой самого резца.
Круглые резцы широко применяются при обточке бандажей колес вагонов и паровозов для получения радиуса закругления на детали.
Резцы Игнатьева. Советский исследователь Игнатьев предложил конструкцию резца, показанную на фиг. 27. Указанный резец монти-
руется на шарикоподшип-
Фиг. 27. Резец-мортира.
никах и получает возможность вращаться в процессе резания, в результате чего
Фиг. 28. Самозатачивающийся резец.
снимает стружку попеременно всеми частями режущей кромки, расположенной по окружности К
Для лучшего схода стружки последняя проходит прямо через отверстие в середине трубки-резца. Трубку-резец 1 закрепляют при помощи втулки 2 в державке 5. Эта державка легко вращается на шарикоподшипниках 3 в специальной стойке 4, устанавливаемой на супорте станка.
Большой наклон трубки-резца создает малый угол резания и сильно облегчает отвод стружки; последняя, почти не деформируясь, течет прямой лентой внутри трубки. Попеременно работающие режущие кромки вращающейся трубки-резца не нагреваются сильно, поэтому обладают большой стойкостью и допускают работу с большими скоростями резания, чем нормальные резцы. Этот резец пригоден лишь для больших обдирочных работ. Недостаток резца — дороговизна изготовления, кроме того, такой резец требует специально приспособленного супорта.
1 В литературе иногда этот резец называют резцом-мортирой, 40
Игнатьеву также принадлежит мысль создания самозатачивающегося резца. Так как различные точки режущей кромки и передней грани, находящиеся под воздействием стружки, испытывают разные по вели
чине давления, то в результате износ их также получается различным. Наиболее нагруженные точки подвергаются большему износу, чем менее нагруженные. Отсюда возникла мысль изготовить головку резца из тонких слоев металла разной твердости (фиг. 28).
Наиболее твердый слой (пластинка) должен быть там, где имеет место наибольшее давление стружки (в центре давления), а за ним
должны идти слои пониженной твердости. Такое лезвие будет изнашиваться равномерно, резец будет как бы затачивать себя в процессе ра-
боты, в результате чего острота лезвия сохранится стабильной до полного износа.
Фиг. 30. Резец Игнатьева после образования на передней грани лунки.
Фиг. 29. Резцы-кубики и резцы-столбики.
Практически эти резцы не были реализованы в силу их недостатков. Для рабочей части резца требовались чрезвычайно тонкие пластинки (0,001 мм). Кроме того, точка наибольшего давления (центр давления) меняет свое положение с изменением глубины резания и подачи и, наконец, ввиду различия коэфициентов линейного расширения отдельных пластинок нарушается работа резца.
В последнее время на этом же принципе, правда в более упрощенном виде, ВНИИ разработаны и внедрены на заводах токарные резцы-кубики и резцы-столбики. На фиг. 29, / показана установка резца-кубика, а на фиг. 29,// — резца-столбика.
Режущая часть указанных резцов состоит из тонкой пластинки быстрорежущей стали, а основная часть (головка) из мягкой стали с содержанием углерода не более 0,12—О,2°/о. Толщина пластинки в зависимости от величины подачи колеблется в пределах от 1,5 до 5 мм', чем больше подача, тем толще должна быть пластинка. Пластинка из быстрорежущей стали приваривается со стороны задней грани, поэтому в работе она образует заднюю грань резца, в то время как у обыкновенных резцов (с приваренной пластинкой) пластинка устанавливается сверху головки, т. е. образует переднюю грань резца.
Эти резцы затачиваются по передней грани. Заточка по задней грани недопустима, так как это ведет к уменьшению толщины пластинки из быстрорежущей стали.
41
Назначение пластинки из быстрорежущей стали -- производить непосредственно процесс резания, мягкая же сталь способствует отводу стружки с передней грани резца. Стружка при своем скольжении выдалбливает в мягкой стали передней грани лунку и тем самым облегчает себе сход. Таким образом тут также используется идея резцов с выемкой на передней грани.
На фиг. 30 схематически показан резец Игнатьева после образования на передней грани лунки. Как видно, резец Игнатьева точно так же, как и резец выемкой на передней грани, в процессе работы имеет двойной наклон передней грани. Вследствие этого резец получает два угла заострения: и fl2. Большой угол заострения способствует повышению прочности режущей кромки и ее теплостойкости, малый же угол заострения [J2 в работе уменьшает расход энергии, потребной для снятия стружки. Обладая примерно теми же достоинствами, что и резец с выемкой, резец Игнатьева имеет ряд преиму-ществ.
хА У резцов Игнатьева отпадает дорогостоя-Г\ \ щая фасонная заточка передней грани, так как
I \ V| .х' выемку на передней грани образует сама
I \ Хдх''"^ стружка в процессе резания, кроме того, мяг-
кая сталь лучше, чем быстрорежущая, от-Фиг. 31. Резец-крыло, водит тепло, что повышает стойкость инструмента.
Рассмотрим конструкцию резца, предложенную советским исследователем Ламм. Инж. Ламм, уподобляя скольжение стружки по передней грани резца течению потока жидкости, предложил „резец-крыло“ обтекаемой формы, обеспечивающий легкий отвод стружки без деформации (фиг. 31). Опыты показали, что этот резец обеспечивает значительное снижение давления, но вместе с тем обладает пониженной стойкостью.
КЛАССИФИКАЦИЯ РЕЗЦОВ
По назначению токарные резцы разделяют:
а) на проходные, служащие для обточки поверхностей вдоль оси вращения;
б) на подрезные, служащие для подрезания уступов под прямым или острым углом к основному направлению обточки;
в) на отрезные для отрезания материала под прямым углом к оси вращения или для прорезания узких канавок;
г) на расточные для расточки каналов и отверстий в направлении оси вращения;
д) на фасонные, служащие для обработки тел сложной фасонной формы; к этой же группе относятся резьбовые резцы.
По способу изготовления и форме различают цельные, вставные, наварные и напайные резцы.
Для предварительной грубой обработки применяют так называемые черновые, или обдирочные, резцы. Окончательную чистовую отделку поверхностей производят чистовыми, или отделочными, резцами.
42
Ввиду дороговизны и дефицитности быстрорежущей стали цельные резцы из этой стали изготовлять не рекомендуется. Резцы с головкой, сделанной за одно целое со стержнем, применяют только для инструмента из углеродистой стали. С целью экономии быстрорежущей стали резцы, в особенности больших размеров, следует изготовлять составными путем наварки или напайки небольших пластинок из быстрорежущей стали или твердого сплава на стержни из менее дефицитного материала. Для составных резцов из быстрорежущей стали державки делают из стали 45, а для державок составных резцов из твердых сплавов—из инструментальной стали У8—У10. Для резцов малого сечения (меньше 12X^2 мм) головку из быстрорежущей стали приваривают встык к державке.
Как показали испытания, составные резцы по своему качеству ничем не уступают цельным.
Размеры пластинок из быстрорежущей стали стандартизованы ГОСТ 2379-44, из твердых сплавов — ГОСТ 2209-45.
Проходные резцы
Удельный вес проходных резцов в механических цехах особенно велик, так как основной токарной работой является обточка изделия вдоль его оси
К обдирочным проходным резцам предъявляется требование снятия максимального количества металла, чистота же обработанной поверхности имеет второстепенное значение. Встречающиеся в практике наших заводов обдирочные проходные резцы можно разделить на два типа: прямые и отогнутые, причем как те, так и другие изготовляются как правыми, так и левыми.
Отогнутые проходные резцы удобны тем, что позволяют осуществлять обточку и подрезку. Недостатком отогнутых резцов является то, что они требуют ковки.
Конструктивное оформление обдирочных проходных резцов с пластинками из быстрорежущей стали по ГОСТ 2380-44 и 2381-44 приводится на фиг. 32 и 33.
На фиг 32 изображен прямой резец. Вершина резца обычно закру-гл ется. Радиус закругления выбирается в пределах 1—5 мм в зависимости от размеров резца.
На фиг. 33 показан отогнутый резец. Этот резец употребляется там, где неудобно работать прямыми резцами.
Чистовые проходные резцы, как было указано, применяют для снятия тонких, чистовых стружек с целью придания изделию гладкой поверхности и точных размеров.
Чистовые резцы снимают стружку небольшого сечения, следовательно, и усилие, действующее на резец, в этом случае будет иметь сравнительно небольшое значение, поэтому их размеры (сечение резца) можно брать меньше, чем у обдирочных резцов при обработке тех же изделий.
Лучше всего отвечают основному требованию, предъявляемому К чистовому резцу, а именно, получению гладко обработанной поверх-
43
ности, как мы уже выяснили, резцы с криволинейным лезйием, так как они позволяют частью своей закругленной кромки снимать тонкую стружку и, кроме того, менее подвержены дрожанию. Однако, как было указано, эти резцы обладают и рядом существенных недостатков, поэтому почти никакого практического применения не имеют. Основная же идея их (криволинейность лезвия) в несколько упрощенном виде используется в чистовых резцах.
Для получения более чистой обрабатываемой поверхности чистовые резцы снабжаются большим радиусом закругления, чем обдирочные, а именно в пределах от 2 до 6 мм и выше.
Фиг. 32. Проходной прямой резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
В настоящее время применяют чистовые проходные резцы трех типов: прямые (фиг. 34, а), отогнутые (фиг. 34, б) и широкие (фиг. 34, в).
Из трех стандартных типов чистовых проходных резцов два — узкие закругленные, а третий — широкий (фиг. 34, в). Узко закругленные резцы работают с небольшой подачей со значительной скоростью резания.
На фиг. 35а показан широкий (лопаточный) чистовой резец с пластинками из быстрорежущей стали по ГОСТ 2383-44.
Широкие резцы применяют в тех случаях, когда необходимо получить особенно чистую и гладкую поверхность. Эти резцы работают с большой подачей и обеспечивают более гладкую поверхность, чем узко закругленные, однако при большой длине соприкосновения лезвия с деталью они подвержены дрожанию. Последнее обстоятельство иногда вынужд-.ет применять пружинящие державки, препятствующие задиранию обрабатываемой поверхности. На фиг. 356 показан дисковый резец А, укрепленный в пружинящей державке В.
Подрезные резцы
Подрезные резцы служат для обточки плоскостей перпендикулярно оси вращения и подрезки торцов. Эти резцы работают с поперечной подачей. Подрезные резцы изготовляют прямыми или отогнутыми, при-44
Фиг. 33. Проходной отогнутый резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
Фиг. 35а. Широкий (лопаточный) чисювой резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
Фиг. 34. Типы чистовых резцов.
Фиг. 356. Резец в пружинящей державке.
чем те и другие могут быть правыми или левыми. Радиус закругления 1—5 мм.
На фиг. 36 представлен подрезной торцевой резец с пластинкой из быстрорежущей стали по ГОСТ 2921-45, а на фиг. 37 — подрезной упорный резец по ГОСТ 2922-45.
Фиг. 36. Подрезной торцевой резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
Фиг. 37. Подрезной упорный резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
Отрезные резцы
Отрезные резцы служат для отрезания материала. Следует отметить, что резцом обычно отрезают заготовки сравнительно небольшого
Фиг. 38. Отрезной резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
диаметра (до 175 мм); при больших диаметрах пользуются пилой для холодной распиловки. Преимущество отрезного резца перед пилой заключается в том, что поверхность среза получается чище и точнее.
46
Отрезные резцы изготовляют двух видов: прямые и отогнутые.
Для того чтобы резец мог свободно углубиться в разрезаемый материал, головка резца суживается как вдоль резца (на 1—2°), так и книзу (около 3°).
Такая форма головки уменьшает трение и вместе с тем несколько ослабляет резец, что иногда является причиной его поломки.
Ширину головки cL рекомендуется брать небольшой, чтобы возможно меньше металла переводить в стружку.
На фиг. 38 показан отрезной резец с пластинкой из быстрорежущей стали по ГОСТ 2382-44.
Отрезные резцы устанавливают точно по центру, так как при превышении линии центров эти резцы врезаются в материал и застревают в нем.
Скорости резания вследствие слабого сечения этих резцов надо брать меньше, чем для проходных резцов, с тем, чтобы резцы не могли сильно нагреваться.
Расточные резцы
Расточные резцы служат для увеличения размеров уже существующих отверстий. Этими резцами пользуются для расточки каналов, отверстий и углублений в деталях.
Расточные резцу работают в менее благоприятных условиях, чем проходные резцы для наружной обточки.
Расточные резцы должны иметь меньшие поперечные размеры, чем обрабатываемое отверстие. Чем меньше диаметр растачиваемого отверстия, тем тоньше стержень резца. Кроме того, эти резцы приходится выдвигать далеко из супорта, чтобы можно было пройти всю длину растачиваемого отверстия, поэтому расточные резцы получаются весьма длинными. В силу всего этого стержень резца получается сравнительно слабым, и резец склонен изгибаться (пружинить), что усугубляется еще тем, что очень часто приходится применять резцы с отогнутой головкой. Кроме того, при расточке затрудняется отвод стружки с поверхности обрабатываемого отверстия. Указанные недочеты расточных резцов вынуждают иногда отказаться от них и расточку производить при помощи зенкера.
Учитывая перечисленные недостатки, режим резания при внутренней расточке необходимо брать несколько ниже, чем при наружной обточке.
Различают четыре основных вида расточных резцов:
а) расточной обдирочный резец для сквозных отверстий;
б) расточной обдирочный резец для глухих отверстий;
в) расточной чистовой резец;
г) расточной резец для выборки внутренних канавок.
Стандартные формы головки указанных резцов представлены на фиг. 39.
На фиг. 40 показан расточной резец с пластинкой из быстрорежущей стали по ГОСТ 2384-44, а на фиг. 41 — расточной резец с пластинкой из быстрорежущей стали для глухих отверстий (ГОСТ 2385-44).
При расточке длинных отверстий и отверстий большого диаметра широко применяют державки со вставными резцами. Применение держа-
47
вок удешевляет стоимость резцов, так как для последних могут быть использованы короткие куски инструментальной стали, не требующие ковки.
Державками со вставными резцами пользуются при расточке отверстий на токарных, револьверных, горизонтально-сверлильных и расточных станках.
Фиг. 39. Типы расточных резцов.
Пользуясь державками, расточку отверстия можно производить при с одним лезвием, двухстороннего резца и резцовой
помощи одностороннего резца с двумя режущими кромками скольких резцов.
На фиг. 42 представлена
струкция державок с одним резцом.
головкой, состоящей из не-
кон-
Л=4'
4
41. Расточной резец с пла-
Фиг. 40. Расточной резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
Фиг.
стивкой из быстрорежущей стали для глухих отверстий.
Для обработки сквозных отверстий резцы располагаются перпендикулярно оси державки (фиг. 42, а), а для глухих отверстий наклонно (фиг. 42, б).
Следует отметить, что производительность односторонних резцов ниже производительности многолезвийных инструментов. Кроме того, работа этими резцами требует от рабочего большей квалификации. Односторонние резцы применяют главным образом в индивидуальном и мелкосерийном производстве.
На фиг. 43 показан резец с двумя лезвиями. Крепление резцов в державке производится при помощи винта. Эти резцы применяют при 48
растачивании соосных отверстий или ступенчатых отверстий, полученных путем отливки.
Для обработки отверстий диаметром свыше 40 мм широко применяют пластинчатые резцы (фиг. 44). В процессе работы эти резцы режут
в основном торцевыми кромками.
В автотракторной и станкостроительной промышленности большое распространение получили резцы-блоки. Эти резцы состоят из корпуса с одной или несколькими парами
Фиг. 42. Державки с одним резцом.
Фиг. 43. Резец с двумя лезвиями.
вставных регулируемых резцов и применяются для предварительной и окончательной обработки отверстий.
На фиг. 45 показан блок для чистовой обработки. Резец 1 закрепляется при помощи винта 2 и штифта 3. Закрепление блока и центри-
рование его в бортштанге производится штифтом 4, снабженным коническим скосом, прижимающим блок к бортштанге.
На фиг. 46 показан блок для черновой обработки с двумя парами резцов, рекомендуемый Экспериментальным научно-исследовательским институтом металлорежущих станков (ЭНИМС).
Преимущество резцов-блоков заключается в том, что они допускают регулирование диаметра обточки, обеспечивают высокое качество обработанной поверхности и допускают лучшее использование твердых спла-
Фиг. 44. Закрепление пластинчатых резцов.
вов. Кроме того, резцы-блоки по своим габаритным размерам и весу удобнее в эксплоатации, чем развертки, по сравнению с которыми дают меньшую конусность отверстия, так как вызывают меньший нагрев обрабатываемой детали.
Для расточки отверстий применяют также специальные расточные
головки с несколькими резцами. Резцы таких головок равномерно вы-
двигаются по мере износа, закрепление резцов осуществляется при помощи винтов, конических винтов, штифтов и т. д.
Расточные головки обычно применяют для предварительной обработки отверстий.
4 Даниелян А. М. 2063.
49
На’фиг. 47 ^показана расточная головка с резцами, оснащенными твердым сплавом. Число зубьев z головки выбирается в зависимости от
Фиг. 45. Блоки для чистовой обработки.
стружки). Вследствие этого отдельные резцы
диаметра растачиваемого отверстия: для /)= 120-7-155 мм z ~ 4, для D — 160-г--ь-220 мм z — 6, для 0 = 230-7-300 мм z=8.
Преимущество резцовой головки, а также резцов-блоков заключается в том, что при работе несколькими резцами каждый из них снимает лишь часть стружки, которую мог бы снять один резец (при том же суммарном сечении головки находятся в
более благоприятных условиях, чем один резец, что позволяет повышать режим резания. Таким образом производительность резцовой головки будет значительно выше, чем
у резца с одним лезвием. Кроме того, обработка неоднородного материала резцовой головкой не приводит к искажению сечения отверстия. В случае попадания твердых включений под одно лезвие головки, отклоняющих это лезвие, изгиб державки отклоняет всю головку и вызывает такое же отклонение (углубление) в стенке растачиваемого отверстия противолежащего
резца, в результате чего отверстие Фиг. 46. Блок для черновой остается круглым. При работе же одним обработки.
резцом отклонение резца в одну сторону не компенсируется с другой стороны, поэтому отверстие получается овальным и конусным.
Наряду с этим необходимо также отметить, что работа одним резцом имеет и некоторые преимущества перед работой многорезцовой головкой.
При чистовой обработке, когда необходимо снимать стружку незначительной толщины, затрудняется точная установка резцов головки, в результате чего весьма часто в работе участвуют не все резцы, а только один. Кроме того, при попадании твердых включений в растачиваемом отверстии вследствие отклонения всей головки при строго цилиндрическом отверстии ось его будет искривленной, что может послужить причиной брака. При работе же одним резцом в таких слу
50
чаях отклонение резца поведет лишь к уменьшению размеров отверстия, что можно исправить при дальнейшей обработке.
Точная обработка отверстий обычно производится при помощи разверток. Однако из-за бокового давления на режущие кромки,
Расточная головка.
вызываемого весом инструмента (в особенности при горизонтальном расположении оси детали), и из-за несовпадения оси инструмента и детали развертки не всегда в состоянии обеспечить получение отвер
стий высокой точности. Для устранения указанных недостатков применяют плавающие резцы. Эти резцы снимают весьма незначительный слой металла и обеспечивают высокую чистоту и точность отверстия. Особенность конструкции плавающих резцов заключается в том, что два резца свободно монтируются в державке и допускают радиальное перемещение.
Такое положение резцов ком-
пенсирует неточность их уста- Фиг. 48. Расточная головка с плавающим новки и обеспечивает получение резцом,
точного отверстия.
Плавающие резцы изготовляют диаметром от 25 до 600 мм. На фиг. 48 показана одна из конструкций плавающих резцов. Резцы 1 свободно перемещаются в радиальном направлении в пазах корпуса инструмента. С помощью двух упорных штифтов 2 и пружин 3, посаженных в крышке 4, резцы прижимаются внутрь корпуса. Винт 5 с точной резьбой одним концом завернут в правый резец и свободно перемещается в левом. На винте посажено зубчатое колесо 6, которое зацепляется с зубчатым колесом 7, посаженным на валике 8. Головка этого валика снабжена делениями. При повороте валика 8 на одно деление происходит изменение диаметра резцов на 0,025 мм. *
51
Строгальные и долбежные резцы
При работе резцом необходимо, чтобы он под воздействием сил» возникающих в процессе резания, не изменял своего положения в отношении обрабатываемой детали. Это особенно важно для строгальных резцов, так как они выставляются из державки на значительную длину. Достигнуть стабильного положения лезвия резца в отношении детали можно, либо придавая резцу соответствующие размеры, либо выбирая положения режущей кромки резца относительно его оси.
В первом случае приходится увеличивать сечение резца, что дорого и неудобно.
Во втором случае резец делается изогнутым, и режущая кромка располагается определенным образом к его оси. На фиг. 49 показаны гри положения режущей кромки относительно оси резца.
Фиг. 49. Положение режущей кромки строгального резца относительно его оси.
В первом случае (фиг. 49, а) режущая кромка отнесена назад от оси на величину х. В этом случае под воздействием сил давления стружки резец отогнется несколько назад и будет снимать стружку меньшей глубины, т. е. резец будет пружинить.
Если, наоборот, лезвие резца вынести вперед за ось резца на величину х (фиг. 49, б), то под влиянием давления стружки резец будет снимать слой металла большей глубины, т. е. будет работать с заеданием. При этом обрабатываемая поверхность получается грубой и возможны поломки резца.
И то, и другое явление нежелательно, так как оно препятствует получению точных размеров детали, поэтому резец необходимо конструировать так, чтобы режущая кромка находилась на одной линии с осью резца (фиг. 49, в).
Если же по каким-либо соображениям этого сделать нельзя, то лучше лезвие относить назад, чем вперед, так как пружинящие резцы меньше изнашиваются и обеспечивают лучшую поверхность.
Строгальные резцы работают в более тяжелых условиях, чем токарные, так как, врезаясь в обрабатываемый материал с полным сечением стружки, резец испытывает сильный удар, что отрицательно сказывается на сохранности лезвия резца, поэтому поперечные размеры строгальных резцов должны быть рассчитаны не на спокойную нагрузку, а на удары. По этим соображениям размеры строгальных резцов должны быть больше токарных.
52
На практике можно встретить строгальные резцы самых разнообразных конструкций. По характеру выполняемой работы строгальные резцы в основном разделяются на проходные (обдирочные и чистовые), отрезные, подрезные, пазовые и специальные. Строгальные резцы бывают прямые и изогнутые. Прямые обдирочные строгальные резцы мало от-
Фиг. 50. Строгальный проходной резец с пластинкой из быстрорежущей стали.
личаются от токарных, просты в изготовлении и применяются при ма-
лых вылетах. В случае работы
с большими вылетами рекомендуется
пользоваться изогнутыми резцами, что исключает заедание резца в обра-
батываемом материале. На фиг. 50 показан строгальный проходной резец с углом ср = 45°
с пластинкой из быстрорежущей стали по ГОСТ 2880-45. Для чистовой обработки применяют широкие резцы (ГОСТ 2882-45). Для строжки боковых поверхностей детали применяют подрезные резцы.
Так как основные элементы головки этих резцов примерно такие же, как и у токарных резцов, здесь только отме-
Фиг. 51. Долбежный резец с пластинкой из быстрорежущей стали для шпоночных пазов.
тим еще, что величины
углов а, р, 7 и 8 можно получить по стандарту токарных резцов.
Долбежные резцы работают в еще более тяжелых условиях, чем строгальные, так как вылет этих резцов больше, а сечение их вследствие необходимости обработки внутренних поверхностей незначительно. Долбежные резцы применяют главным образом для обработки шпоноч
53
ных пазов, канавок, отверстий прямоугольного и фасонного сечения. В зависимости от характера выполняемой работы этим резцам придают разнообразные формы.
На фиг. 51 показан долбежный резец для шпоночных пазов с пластинкой из быстрорежущей стали (ГОСТ 2883-45).
Фасонные резцы
При обработке тел вращения, имеющих сложную фасонную форму, приходится применять набор нескольких резцов, из которых каждый обрабатывает определенный участок контура, или же работать одним резцом по копиру, служащему направлением для движения резца. Такая работа обычно выполняется токарем высокой квалификации и обходится дорого. Кроме того, указанный способ работы не гарантирует надлежащей точности, т. е. профиль и размеры одноименных деталей не всегда получаются точно одинаковыми.
На практике получили широкое распространение, , \ в особенности при обработке большого количества __ /Л I одинаковых деталей сложной конфигурации, фасонные _____Т резцы. У этих резцов режущая кромка соответствует / криволинейному контуру детали
Большинство фасонных резцов работает с поперечной ‘Т (радиальной) подачей и выполняет работу с одной установ-Фиг. 52. Круг- ки, снимая широкую стружку сразу по всему профилю.
лый фасонный резец.
Высокая стоимость изготовления фасонных резцов полностью окупается выигрышем во времени обработки
детали и точностью обработки, поэтому при серийном и массовом производстве фасонные резцы вытесняют другие.
Фасонные резцы применяют как на токарных, так в особенности на револьверных станках и автоматах. По форме резцы разделяют на: 1) круглые (дисковые, фиг. 52) и 2) призматические (см. фиг. 63).
По установке относительно детали различают радиальные и тангенциальные фасонные резцы. Радиальные резцы устанавливают по отношению к детали так, чтобы обеспечить подачу по радиусу (фиг. 53). Все точки профиля режущей кромки, расположенные параллельно оси детали, вступают в работу одновременно. По этой причине резец работает в тяжелых условиях, вследствие чего приходится применять пониженные режимы резания.
Тангенциальные резцы устанавливают по касательной к внутренней окружности профиля детали (см. фиг. 65). В этом случае режущая кромка работает не всеми точками профиля одновременно.
Радиальные резцы имеют круглую или призматическую форму, тангенциальные— призматическую.
Круглые (дисковые) фасонные резцы
Круглый резец насаживается на оправку и предохраняется от проворачивания при помощи зубьев и рифлений, сделанных на торце.
" На фиг. 52 изображен круглый фасонный резец. Профиль резца соответствует профилю обрабатываемой детали. Для образования режущей кромки на круглых резцах делается вырез (фиг. 53). Размер
выреза I должен быть таким, чтобы стружка имела достаточно места для свертывания. При недостаточной величине I затрудняется процесс образования стружки, в результате чего повышается расход потребной на резание энергии. Передняя грань резца затачивается не по центру, а ниже на величину h (от 2 до 12 мм) в зависимости от назначения и размера резца. Размер величины h зависит от величины заднего угла.
Если заточить переднюю грань резца по центру (фиг. 54), то задний угол будет равняться нулю. Задняя грань такого резца будет испытывать сильное трение, что затруднит резание. Для образования задне-
Поаача
Фиг. 53. Передняя грань круглого фасонного (радиального) резца ниже центра.
го угла нужно переднюю грань резца опустить ниже центра на величину h (фиг. 53). Чем больше h, тем больше будет зад
Фиг. 54. Передняя грань круглого фасонного резца по центру.
ний угол а. Зная наружный диаметр резца D и задний угол а, можно определить величину h по формуле n — -у- sin а.
Как видно из приведенной формулы, угол а не является постоянной величиной для всех участков режущей кромки данного резца, а меняется в зависимости от расстояния режущей кромки от центра. В точках, расположенных ближе к центру, задний угол будет больше, чем в точках, наиболее удаленных от центра (фиг. 53).
При одинаковом h чем меньше диаметр резца, тем больше величина заднего угла.
При выборе угла а также необходимо учесть условия работы отдельных участков профиля резца, так как величина а зависит от расположения этих участков в отношении оси детали (фиг. 55).
Полную величину заднего угла а получают только кромки ab, cd, eg и fh, расположенные параллельно оси детали. Режущие кромки de и fg, расположенные перпендикулярно оси, вовсе не имеют заднего угла. Режущая же кромка cb, расположенная наклонно оси (а также закругленные кромки), имеет промежуточное значение для заднего угла, причем этот угол а будет тем меньше, чем больше наклон кромки к оси (чем больше угол ср). У наклонной режущей кромки с углом наклона ср задний угол ах можно определить по формуле
tg ах = tg a cos ср, где а — задний угол на кромке, параллельной оси детали.
55
При выборе угла а необходимо исходить не только из условий работы кромок, расположенных параллельно оси, но также принять во внимание необходимость наличия достаточного заднего угла на наклонных кромках. Величина а, а следовательно, и h устанавливается исходя из того, чтобы угол ах имел значение не менее 1,5—2°. Исходя из высказанных соображений для круглых,
Фиг. 55. Расположение отдельных участков профиля круглогофасон-ного резца в отношении оси изделия.
условиях и не
Фиг. 56. Выемки ла кромках фасонного резца.
а также призматических резцов задний угол берется больше, чем у обычных резцов, а именно 10—15°.
Кромок, расположенных перпендикулярно оси, нужно по возможности избегать, так как ввиду отсутствия заднего утла они находятся в весьма неблагоприятных могут резать свободно. Если же этого сделать нельзя,
то для уменьшения трения на кромках, перпендикулярных оси детали,
Фиг. 57. Плоскости заточки круглого фасонного резца.
делают прямые или наклонные выемки (фиг. 56). Круглые фасонные резцы допускают легкую заточку и выдерживают боль
Фиг. 58. Искажение профиля круглого фасонного резца.
шое количество переточек. Резец допускает заточку до тех пор, пока не примет вид, изображенный на фиг. 57 справа.
Заточка резцов производится таким образом, чтобы их передняя грань сохранила постоянное направление к оси резца (фиг. 57, слева). Для соблюдения указанного положения заточку необходимо производить по касательной к окружности, описанной из центра О радиусом, равным h. Пунктирные линии 1, 2...х (фиг. 57, слева) показывают последовательные положения плоскостей заточки.
56
Для улучшения отвода стружки иногда круглые резцы снабжают передним углом (см. фиг. 61). Величина этого угла берется в зависимости от качества обрабатываемого материала; чем вязче материал, тем больше угол для мягкой стали у = 20°, для стали средней твердости у = 15°, для твердой стали и мягкого чугуна 7 = 10° и для весьма твердой стали и твердого чугуна 7 = 5°.
При тяжелых обдирочных работах для лучшего сохранения круглых резцов рекомендуется предварительно нагрубо обточить деталь обычным резцом и уже после этого, пользуясь фасонным резцом, окончательно обрабатывать деталь.
После общего ознакомления с круглыми резцами перейдем к рассмотрению вопроса, который имеет большое значение для всех фасонных и, в частности, для круглых резцов, а именно к искажению профиля резца. Искажение профиля у круглых резцов вызывается опусканием передней грани на величину h и наличием переднего угла 7. По этой причине профили резца и детали в диаметральном сечении не совпадают.
Рассмотрим случай, когда искажение вносится только наличием скоса передней грани на величину h, предполагая, что передняя грань резца параллельна линии центров, т. е. угол у = 0. Как видно из фиг. 58, линия CD несколько короче линии АВ, т. е. глубина профиля резца, измеряемая в его диаметральной плоскости, меньше глубины профиля, который резец передает детали. Для того, чтобы деталь получила правильный профиль при обработке ее круглым резцом, имеющим переднюю грань ниже линии центров на расстоянии h, необходимо дать правильный профиль в положении АВ, а не в положении CD. Так как профиль резца измеряется в диаметральной плоскости, то задача сводится к тому, чтобы определить, каким должен быть профиль резца (глубина профиля) в диаметральной плоскости, чтобы при заточке резца ниже центра на h мм получить заданный для детали профиль. Таким образом, чтобы получить правильный профиль при работе резцом с опущенной передней гранью, мы должны изготовить резец с искаженным профилем (в диаметральной плоскости). Этого можно достичь путем установки плоского фасонного резца, имеющего правильный профиль, при помощи которого изготовляется круглый резец на величину h ниже центра обрабатываемого круглого (дискового) резца.
Так как при такой установке плоский резец режет плохо, предварительную обработку производят при установке по центру, и только при чистовой отделке плоский резец снижают на величину h, вследствие чего искажение профиля исправляется и круглый резец получает требуемую форму.
Если же плоский фасонный резец при изготовлении круглого резца устанавливается только по центру, то для получения правильного профиля в радиальном сечении плоскому резцу необходимо сообщить искаженный профиль.
Искаженный профиль круглого резца можно определить графическим или аналитическим способом.
Ниже приводится методика расчета для случая, когда 7 = 0.
57
Аналитический расчет при у = О
Необходимо определить, какой должна быть глубина профиля резца ах в радиальной плоскости, чтобы при положении передней грани в плоскости I — I этот резец давал детали требуемую глубину профиля а (фиг. 59).
Известны величины r„, a, h и величина заднего угла а, не известна величина гвн.
Фиг. 59. К аналитическому расчету действительного профиля резца при угле у = 0°.
Из треугольника OAD имеем
OD2 = AD2 + ОА2, где OD = гвн\ AD = /г; О А = ОЕ — а\ из треугольника ОВЕ имеем ОЕ — rH cos а, поэтому можно написать:
rm = Vh2 4- (гл cos а — а)2.
Принимая во внимание, что
ОЕ = V7[^h2, формулу для гдн можно написать в несколько ином виде: ген h2 + г2 — h2 — а)2.
В зависимости от удобства можно пользоваться той или иной формулой для определения ган. Зная гвн, легко можно определить ах по формуле
«! = /«— гвн.
58
Графическое построение профиля резца для случая, когда -у — О
На фиг. 60 представлен дисковый резец М и обрабатываемая деталь N. Внизу показан профиль детали Аг, А2, Ая и Л4.
Для нахождения профиля резца в радиальном сечении из точек Аи Л, и восстанавливаем перпендикуляры до пересечения с осью детали (точки Blt В2 и Bg).
Из точки О, как из центра, проводим дуги В^, В2О2 и B2D3. Спроектировав точки £>15 D2 и Z)3, получим профиль резца Ег, Е2, Et
в радиальной плоскости. В этой плоскости профиль резца не будет совпадать с профилем детали (а ф а^, ширина же профиля остается без изменения, т. е. Ь — Ьх. Наличие переднего угла вносит дополнительное искажение в профиль резца, что учитывается аналогично предыдущему случаю (у = 0) аналитически или графически.
Аналитический расчет для случая, когда 7 > 0
На фиг. 61 представлен круглый фасонный резец М с передним углом 7 > 0° и обрабатываемая деталь N. Определение искаженного профиля аг в радиальном сечении и тут сводится к нахождению гьн, так как аг= гн — гвн, где гн — величина известная.
Из треугольника ODK имеем
02)2 = О№ + KD2,
или
rBH = VOK2 +KD1-,
59
Фиг. 61. К аналитическому расчету действительного профиля резца при 7>0°.
Фиг. 62- Графическое построение действительного профиля резца при 7>0°.
60
из треугольника ОВК получаем
ОК = OB sin (у ф- а) = rH sin (у -j- а).
Как видно,
KD = КВ — BD.
Из треугольника ОВК получаем
КВ = OB cos (7 ф- а) = rH cos (7 ф- а).
Из треугольника О'AD имеем
BD = AD-—AB, где
AD = O'D cos — RH cos ф;
из треугольника О'АВ получаем
АВ — О'В cos 7 = ReH cos 7,
таким образом,
KD — rH cos (у ф- а) — (/?к cos ф — Retl cos 7).
Подставив найденные значения для ОК и KD в формулу для ган, получим
Ген = КVh sin (7 ф- а)]2 4- \rH cos (7 -ф а) — RH cos ф ф- ReH cos у]2.
В этой конечной формуле неизвестен лишь угол ф. Из треугольника О'АВ имеем
О'А = О'В sin 7 = ReH sin 7.
Из треугольника О'AD получим
О'А = O'D sin ф, откуда
Графическое построение профиля резца для случая, когда у > О
Графическое построение профиля производится следующим образом (фиг. 62).
Из точек Ла, Л', Л2 и Л3, Л' восстанавливаем перпендикуляры до пересечения с осью детали. Получаем точки В1; В, и В3. Из точки О', как из центра,описываем дуги В.,С2 и B8CS до пересечения с режущей гранью резца (точки Вх и Сх совпадают). Из центра О через полученные точки ВХС2 и С3 проводим дуги BiDr, C2D2 и C3D3 до пересечения с осью резца, таким образом получаем точки £\, D3 и D3, принадлежащие действительному профилю резца (в плоскости которой изготовляется резец).
61
И в этом случае Лр А3 А3 остаются без изменения, так как искажение вдоль оси детали не имеет места, а искажается лишь глубина профиля, т. е. расстояние а, поэтому, перенося полученные точки
£)., и D3, получим профиль фасонного резца Е3 Е'3 Е2 E'v причем < а.
Радиальные призматические резцы
Как мы уже отметили, режущая кромка радиального резца располагается таким образом, чтобы обеспечить радиальную подачу. Призматические резцы закрепляются в державке при помощи ласточкина хвоста
Фиг. 63. Радиальный призматический фасонный резец.
и болтов.
На фиг. 63 показан радиальный призматический фасонный резец А, вставленный в державку В, снабженный посередине прорезом для крепления резца.
Фиг. 64. Радиальный (призматический) фасонный резец с углом у = 0.
Лезвие этих резцов также полностью должно соответствовать контуру обрабатываемой детали. Устанавливаются призматические резцы на высоте линии центров, затачиваются по плоскостям, параллельным передней грани, в результате чего удается сохранить без изменения первоначальную форму резца. После заточки эти резцы приходится каждый раз поднимать до первоначального положения, т. е. на уровень линии центров.
Задний угол призматических резцов колеблется в пределах от 10 до 15°. Следует отметить, что и у этих резцов действительная величина заднего угла для различных участков лезвия резца будет разной.
Нормальную величину заднего угла а имеют режущие кромки, расположенные параллельно оси изделия, меньший угол — кромки, расположенные наклонно, и, наконец, кромки, перпендикулярные оси, вовсе не имеют заднего угла.
При отсутствии переднего угла угол резания призматических резцов будет равняться 90°. У этих резцов также будет иметь место искажение профиля. Глубина профиля по верхней плоскости резца (на перед-62
ней грани) будет соответствовать профилю детали, глубина же профиля в плоскости, перпендикулярной задней грани, т. е. его фактический профиль, будет иной. В процессе изготовления нас интересует профиль резца в сечении, перпендикулярном задней грани. У этих резцов точно так же, как у дисковых, изменения испытывают размеры, перпендикулярные оси детали, осевые же размеры остаются неизменными. При этом глубина а± профиля в сечении, нормальном к задней грани резца, меньше глубины а этого профиля на передней грани инструмента (фиг. 64).
Эти рассуждения относятся лишь к случаю, когда угол резания резца 8 => 90°. Такой угол обычно берется из-за простоты изготовления резца и его заточки. В практике иногда, особенно при обработке мягких и вязких материалов, от этого отступают, делая переднюю грань не горизонтальной, а несколько наклонной, т. е. придают резцу передний угол у, в результате чего угол резания получается в пределах 60—90° (фиг. 63).
Если углы резания не равны 90°, то в разных точках лезвия получаются различные углы 8, так как будут различны углы у. Так, например, в точке Л4 (фиг. 63) передний угол будет больше, чем в точке N. По этой причине получаются различные условия работы в различных точках лезвия резца.
Эти резцы вследствие наличия двух углов а и 7 претерпевают двойное искажение.
Профиль призматического резца можно определить также графическим и аналитическим методами.
Тангенциальные призматические резцы
Разновидностью призматических фасонных резцов являются тангенциальные резцы. В отличие от радиальных резцов тангенциальные имеют подачу по касательной к обрабатываемой поверхности, в связи с чем указанные резцы устанавливают на высоте внутреннего диаметра детали (фиг. 65).
Пользуясь этими резцами, можно получить точный диаметр изделия, так как размер его зависит лишь от положения резца, а не от подачи. Кроме того, так как в этом случае отдельные точки режущей кромки резца вводятся в работу последовательно, можно увеличить подачу. Эти резцы работают более спокойно и потребляют меньше энергии.
У тангенциальных резцов передний и задний углы не остаются постоянными в процессе резания, а меняются по мере проникновения резца в обрабатываемую деталь. На фиг. 65 видно, что задний угол по мере проникновения резца в деталь уменьшается от величины 04 при положении вершины в точке А до а2 в точке А1г передний же угол, наоборот, при положении вершины в точке А будет меньше, чем в точке А} (^ < 72). Таким образом, с уменьшением диаметра детали задний угол уменьшается, а передний, наоборот, возрастает. Из сказанного также следует, что наиболее неблагоприятные условия для заднего угла создаются в положении вершины в точке Ар а для переднего—в точке А. Исходя из этого, передний и задний углы резца нужно выбирать так,
63
чтобы они имели достаточную величину при наиболее неблагоприятном положении. Задний угол а2 при положении вершины в точке At обычно берется в пределах от 2 до 3°.
Режущая кромка тангенциальных резцов затачивается наклонно под углом вследствие чего резание происходит не сразу по всей ширине детали, а постепенно, по мере того как в соприкосновение с деталью вступают все новые точки режущей кромки ОгС, поэтому усилие резания у тангенциальных резцов меньше, чем у радиальных.
Фиг. 65. Тангенциальный (призматический) фасонный резец.
Угол р (фиг. 65) характеризует высоту установки резца.
Исходя из угла р, можно установить зависимость между гн и г . Из треугольника ОААГ имеем
гв = rH cos р.
Как видно из приведенной формулы, отношение гв и гн ограничено довольно узкими пределами. Эти резцы снимают стружку сравнительно небольшой толщины, поэтому их применяют главным образом при чистовой обработке.
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕЗЦОВ, ОСНАЩЕННЫХ ПЛАСТИНКАМИ ТВЕРДОГО СПЛАВА
Основным вопросом при конструировании и эксплоатации инструмента, оснащенного твердым сплавом, является выбор рациональной геометрии режущей части. Учитывая это, задержимся более подробно на указанном вопросе.
Всесоюзный научно-исследовательский инструментальный институт для резцов из твердых сплавов предлагает две формы передних граней (фиг. 66) — плоскую и радиусную (криволинейную) в зависимости от условий Ч
1 См. ВНИИИ, Резцы, оснащенные пластинками твердого сплава, 1949. 64
Плоская передняя грань рекомендуется для резцов всех типов при обработке стали и чугуна.
Радиусная форма—для резцов всех типов за исключением фасонных со сложным контуром режущей кромки для обработки стали с подачей х > 0,25 мм1об, особенно в случае необходимости обеспечить завивание стружки.
Фиг. 66. Форма передней грани резцов из твердых сплавов.
Значения радиуса выемки следующие: s = 0,25——0,8 мм[об, R = = 5н-6 мм; s — 0,8 :— 1,5 ям/off, R - 10—12 мм.
Выемка с радиусом R производится электроискровой заточкой.
Плоская форма имеет три варианта: 1а, 16 и 1в (см. табл. 9).
Для уменьшения выкрашивания режущей кромки инструмента введены отрицательные передние углы (вариант 1в). Эти отрицательные углы применяются в жестких условиях работы или при ударной нагрузке и достаточной мощности станков. Форма передней грани выбирается в зависимости от области применения и условия работы согласно табл. 9.
5 Даниелян А. М. 2С63. . 65
Таблица 9
& Область применения различных форм передней грани резцов, оснащенных пластинками твердого сплава
Форма передней грани Область применения и условия работы Обрабатываемый материал S в мм1об f в мм /1 в мм. Vе
1а Плоская (1 вариант) Обработка мягкой и средней твердости стали и чугуна Работа по стали со стружкозавивателем 1. Малая и средняя жесткость системы станок — деталь — инструмент Примечание. В случае выкрашивания режущей кромки следует выбрать плоскую заточку с большой фаской (11 вариант) . . . Сталь < 70 кг/лм/2 „ г— 70-г-ЭО кг 1мм2 Чугун Нд < 2 ГО „ Нд = 200Ч-ЗОЭ 0,1-2 До 0,2 3 —5ч-—10 + 15 + 8
— —5 „ю + 12 + 5
16 Плоская (И вариант) Обработка мягкой и средней твердости стал и. Работа со стружкозавивателем, малая и средняя жесткость системы Примечание. В случае выкрашивания режущей кромки следует брать плоскую форму (III вариант) Сталь < 90 кг 1м к2 0,25—0,8 0,8—1,5 0,5-0,6 0,8-1,0 3 -5 + 15
1в Плоская (Ш вариант) Обработка твердой стали и чугуна. Работа без стружкозавивателя при ф = 60° и 1 = + 10° В других случаях работа со стружкозавивателем, большая жесткость системы Сталь = 70+-90 кг!.чм'1 . СЬ до —130 „ 3^ = 1304-160 „ , ^=160-4-200 „ Чугун Нв = 3 Оч-'ОО 0,1—1,0 3 - —5 -5 —10 -15 -10
II Радиусная Обработка стали, завивание стружки, малая и средняя жесткость системы Сталь sj < 90 кг,'мм2 0,25—0,8 0,8-1,5 0,5—0,6 0,8-1,0 2,5—3,0 5-6 -5 +20
1 Стружкозавиватели или стружколоматели служат для измельчения длинных стружек.
Значения задних углов для резцов различных типов колеблются от 6 до 12°.
Главные углы в плане необходимо брать возможно меньшими. При этом необходимо помнить, что малые углы в плане требуют жесткой системы станок— деталь — инструмент и большой мощности станков.
В табл. 10 приводятся значения главных углов в плане в зависимости от условий работы.
Главные углы в плане
Условия работы
Таблица 10
45
L
При работе в жестких условиях
60
L
При работе в нежестких условиях -д- = 6 -ь 12
При работе на многорезцовых станках
При желании получить мелкую стружку с небольшими завитками
75
90
L
При работе в нежестких условиях -g- = 6-i-15
При
При
При Для При
работе на многорезцовых станках
L обработке длинных валов -р->15 работе на многорезцовых станках отрезных и прорезных резцов расточке в упор и отверстий малых диаметров
Угол наклона главной режущей кромки влияет на направление сбега стружки, а также на стойкость инструмента Ч При ударной работе этот
Таблица 11
Угол наклона главной режущей кромки
х° Условия работы
+4 Для проходных и подрезных резцов прн работе без ударов
+15 1. Для проходных и подрезных резцов при работе с ударами 2. При желании получить мелкую стружку с небольшими завитками
0 Для отрезных и прорезных резцов
1 Величина угла Л сказывается также на величине углов у и а. *
67
угол должен быть доведен до 15—20°. Значения угла наклона главной режущей кромки в зависимости от условий работ приведены в табл. 11.
При выборе вспомогательного угла в плане необходимо иметь в виду, что уменьшение угла срх увеличивает стойкость инструмента. Величина этого угла должна быть увеличена при работе с врезанием.
Значения угла срх в зависимости от условий работы приводятся в табл. 12.
Таблица 12 Вспомогательные углы в плане
Условия работы
1-2 При работе отрезными и прорезными резцами
10 При работе в жестких условиях без врезания
30 При обработке нежестких деталей без врезания При обработке жестких деталей с врезанием
45 При обработке нежестких деталей с врезанием
Радиус при вершине резца выбирается от 0,5 до 2 0 мм в зависимости от размера резца и условий работы.
При выборе радиуса при вершине резца необходимо также иметь в виду, что с увеличением радиуса возрастает усилие резания, поэтому большие радиусы нужно применять при более жесткой системе станок — деталь — инструмент.
ГЛАВА И
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
Для возможности обработки детали на токарном станке необходимо, чтобы обрабатываемая деталь и режущий инструмент перемещались в процессе работы относительно друг друга.
Различают главное рабочее движение и вспомогательное движение. На токарном станке главным движением является вращательное движение обрабатываемой детали. Вспомогательное движение, или подача, совершается резцом вдоль или перпендикулярно оси обрабатываемой детали. Главное рабочее движение характеризуется скоростью резания.
Согласно ОСТ 6898 скоростью резания называется путь перемещения режущей кромки относительно обрабатываемой поверхности в единицу времени. Для станков с вращательным главным рабочим движением, в частности для токарных станков, скорость резания измеряется по окружности вращения, почему и называется окружной скоростью и выражается формулой
«On .
® = 1000 (7)
или иначе
1000» л, п = —об/мин, r.D 1 ’
где D — диаметр обрабатываемой детали в мм;
п — число оборотов детали в минуту.
Скорость резания измеряется в м{мин и обозначается буквой v. Так как в процессе резания лезвие резца соприкасается с деталью не в точке, а по линии MN, то на этом протяжении мы будем иметь различные скорости, смотря по тому, каков будет диаметр обрабатываемой детали Dt, D2, Dg . . . D (фиг. 67).
Обычно скорость резания исчисляется исходя из наибольшего диаметра детали, т. е. при наружном точении исходят из диаметра обрабатываемой поверхности, а при внутренней расточке—из диаметра обработанной поверхности.
При исчислении v, исходя из наибольшего диаметра, получается максимальное значение скорости, что с точки зрения стойкости резца представляет наибольший интерес.
Графически формула скорости резания (7) в прямоугольной системе координат изображается лучевой диаграммой. Указанная диаграмма имеет 69
широкое распространение. На фиг. 68 дана диаграмма скорости в прямоугольной системе координат. Пользуясь этой диаграммой, можно без особого труда определить число оборотов по заданному диаметру детали и скорости резания или скорость резания по заданному Числу оборотов и диаметру. Недостаток этой диаграммы заключается в том, что лучи
сгущаются в левой части диаграммы, и поэтому пользоваться ею при малых диаметрах неудобно.
Для устранения указанного
строят в прямоугольной системе
недочета очень часто эту диаграмму
лой (фиг. 69). Здесь по оси абсцисс откладывается 1g D, а по оси ординат lg v. Преимущество такой диаграммы перед лучевой заключается в том, что в ней линии чисел оборотов располагаются параллельно.
координат, но с логарифмической шка-
Фиг. 68. Диаграмма скорости резания в прямоугольной системе координат.
Для удобства пользования на осях координат указывают не отложенные на них логарифмы чисел v и D, а сами числа.
При продольной обточке скорость резания на протяжении одного прохода при постоянных D и п не изменяется.
При поперечной обточке скорость резания изменяется по мере продвижения резца от центра детали к периферии, достигая наибольшего значения у наружного диаметра обрабатываемой детали.
Глубиной резания называется расстояние между обрабатываемой и обработанной поверхностью, измеренное перпендикулярно последней. Глубина резания измеряется в миллиметрах и обозначается буквой /.
При продольном точении глубина резания t определяется как полуразность диаметров детали до и после обработки ее резцом за один проход (фиг. 67), т. е.
„ 0 — 0,
t = —- мм.
Подачей называется величина перемещения резца за один оборот обрабатываемой детали (фиг. 70).
70
При точении различают следующие виды подач: продольную — вдоль линии центров станка, поперечную — перпендикулярно линии центров и наклонную — под углом к линии центров.
v м/мин
Фиг. 69. Диаграмма скорости резания в логарифмической сетке координат.
Подача обозначается буквой $ оборот детали.
Наряду с глубиной резания и ширину стружки. Последние два
и измеряется в миллиметрах на один
подачей различают также толщину и понятия более точно характеризуют
явления, связанные с процессом резания, чем глубина резания и подача.
Согласно ОСТ. 6898 шириной стружки называется расстояние между обрабатываемой и обработанной поверхностями, измеренное по поверхности резания.
С достаточной для практики точностью ширину стружки можно считать равной рабочей длине режущей кромки резца, т. е. той части кромки, которая принимает участие в процессе резания. Ширина стружки измеряется в миллиметрах и обозначается буквой b (фиг. 70). Толщиной стружки называется расстояние, измеряемое в направле
нии, перпендикулярном ширине стружки, между двумя последовательными положениями поверхности резания за один оборот детали. Толщина стружки измеряется в. миллиметрах и обозначается буквой а.
71
Фиг. 70. Элементы стружки при точении.
Зависимости между b и t, а и s выражаются формулами , t .
b = ——> a = S"Sin<₽. sin т
Как видно из приведенных формул, только в частном случае (когда главный угол в плане ср — 90), ширина стружки b будет равняться глубине резания t, а толщина стружки а — подаче $. Во всех же остальных случаях ширина стружки b больше глубины резания /, а толщина стружки а меньше подачи s.
Площадью поперечного сечения стружки называется произведение глубины резания на подачу или ширины стружки на ее толщину.
Площадь поперечного сечения стружки обозначается буквой f и измеряется в квадратных миллиметрах, следовательно,
f== t-s = ab мм2. (8)
На фиг. 71 представлены формы поперечных сечений стружки, снимаемой резцами с прямолинейным и криволинейным лезвием.
Фиг. 71. Формы поперечных сечений стружек, снимаемых резцами с прямолинейным и криволинейным лезвием.
фиг. 71, а показывает поперечное сечение стружки, снятой резцом с прямолинейным лезвием, причем режущая кромка резца расположена перпендикулярно оси детали (угол ср = 90°). Как видно, в этом частном случае а = s и b — t.
На фиг. 71, б' и в также показаны поперечные сечения стружки, снятой резцом с прямолинейным лезвием; в отличие от предыдущего тут режущая кромка расположена не под прямым углом к оси обрабатываемой детали (угол <р #= 90°). В этом наиболее часто встречающемся случае толщина стружки а меньше подачи $, а ширина Ь, наоборот, больше глубины резания.
Наконец, на фиг. 71, г показана форма поперечного сечения стружки, снятой резцом с криволинейным лезвием. Как видно, в этом случае поперечное сечение стружки получается в виде запятой.
На фиг. 71, г можно заметить, что толщина стружки при работе резцом с криволинейным лезвием имеет различные значения в различных точках режущей кромки. Наименьшее значение для толщины стружки получается у вершины резца, а наибольшее — у наружной поверхности детали. Под шириной стружки b в этом случае понимается длина дуги соприкосновения режущей кромки резца с обрабатываемой деталью, т. е. длина дуги работающей части режущей кромки. Само 72
собой понятно, что и для резца с криволинейным лезвием сечение стружки можно подсчитать как произведение глубины резания на подачу.
Хотя по внешнему виду приведенные на фиг. 71 поперечные сечения стружки сильно отличаются друг от друга, величины их площадей будут равны между собой, так как во всех случаях глубина резания t и подача $ одинаковы.
В заключение следует отметить, что приведенные выше определения ширины, толщины и поперечного сечения стружки не учитывают деформации стружк 1 в процессе резания, поэтому указанные величины нельзя находить путем промера снятой стружки.
Фиг. 73. Остаточное сечение стружки при работе резцом с криволинейным лезвием.
Фиг. 72. Действительное и остаточное сечение при работе токарного резца.
Действительная величина площади сечения стружки будет меньше той, которая получится при подсчете по формуле (8), если учесть гребешки, остающиеся на поверхности детали после прохода резца (фиг. 72).
Предположим, что резец, в результате подачи $ за один оборот детали перешел из положения / в положение //, тогда его вершина А переместится в положение В, площадь сечения стружки, снимаемой резцом, при этом не будет равна площади параллелограмма ABDC, а будет равна площади EBDC.
Если первую площадь (номинальное сечение стружки) обозначить через а вторую (действительное сечение) через /з, то можно написать
(9)
где Д/—площадь оставшегося несрезанного гребешка (площадь АВЕ).
Высота гребешка может быть определена из треугольников АЕК и ВЕК'
где h = ЕК — высота гребешка.
73
Складывая почленно, получим
е — h tg ? + <g ?! . tg'f-tg'fl
откуда tgrtg^
‘g <f + tg <fl ctg <p + Ctg <P1
(10)
Из уравнения (10) видно, что высота остающихся гребешков, а следовательно, и чистота обрабатываемой поверхности детали зависит от подачи и углов в плане резца. С уменьшением подачи, а равно и уменьшением углов и <f>! высота гребешков уменьшается.
На фиг. 73 показано остаточное сечение АВЕ при работе резцом с криволинейным лезвием. Из фиг. 73 видно, что с увеличением радиуса закругления остаточное сечение, а следовательно, и высота гребешков уменьшается. В этом отношении резцы с криволинейным лезвием имеют существенное преимущество по сравнению с резцами с прямолинейным лезвием, так как за счет большого радиуса г они обеспечивают более чисто обработанную поверхность.
Сравнивая же влияние г и <р на чистоту поверхности, следует отметить, что хотя теоретически уменьшением угла ср можно получить в отношении чистоты поверхности тот же результат, что и путем увеличения г, однако последнее более реально, так как уменьшение угла в плане <р вызывает увеличение радиального усиления, неблагоприятно сказывающееся на чистоте поверхности.
Количество снимаемой стружки характеризуется объемом Q или весом G стружки, снимаемой резцом с обрабатываемой детали в единицу времени.
Объем снимаемой стружки можно подсчитать по формуле
Q — f-v см3)мин, (11)
где Q—объем снимаемой стружки в см^/мин;
f—площадь поперечного сечения стружки в мм2;
v — скорость резания в м/мин.
Для веса снимаемой стружки будем иметь
/*• V • Y • 60
G = Qf = г/мин — —jQgQ— кг1час, (12)
где у — удельный вес обрабатываемого материала.
Из приведенных формул следует, что количество снимаемой в единицу времени стружки прямо пропорционально скорости и площади поперечного сечения снимаемой стружки.
Штучное и основное (технологическое) время. Время на изготовление одной детали, так называемое штучное время, включает в себя следующие элементы:
Тш = То +Тв +Тобс + Т^ (13)
где Тш—время на изготовление одной штуки детали в мин.;
То — основное (технологическое) время в мин.;
Тв — вспомогательное время в мин.;
Тобс — время обслуживания рабочего места в мин.;
Тф — время на физические потребности в мин.
74
Рассмотрим более подробно отдельные слагаемые штучного времени.
То — основное (технологическое) время — время, необходимое для изменения формы и размера детали, т. е. осуществления непосредственной цели данного технологического процесса. Основное (технологическое) время в свою очередь может быть машинным или машинно-ручным. Под машинным временем понимается то время, в течение которого производится снятие стружки без непосредственного участия рабочего (при включенной автоматической подаче).
Под машинно-ручным временем понимается время на снятие стружки при управлении инструментом или перемещении детали руками рабочего (ручная подача).
Тв — вспомогательное время — время, затрачиваемое рабочим на различные вспомогательные манипуляции, обеспечивающие возможность выполнения основной, т. е. технологической, работы.
Во вспомогательное время входит время управления станком (пуск в ход, остановка, перемена скорости, подачи и т. д.), время на установку и снятие детали, время на установку и снятие инструмента во время работы, время промера детали и т. д.
Тобс — время обслуживания рабочего места — время, затрачиваемое рабочим на уход за рабочим местом в процессе данной работы. Сюда входит время на подналадку и регулирование станка в процессе работы, время на смену инструмента вследствие его затупления, время на правку инструмента, время на чистку и смазку станка, время на раскладку и уборку инструмента в начале и в конце смены.
Тф — время на физические потребности — регламентированное время на отдых, необходимый рабочему вследствие утомленности, и удовлетворение его естественных надобностей.
Остановимся несколько подробнее на машинном времени, так как именно это время характеризует рациональность выбранного режима резания.
Основное (машинное) время при точении можно определить по формуле
То = мин., (14)
где L—длина прохода инструмента в направлении подачи в мм;
(L включает длину обрабатываемой части детали, величину врезания инструмента и перебег).
п — число оборотов обрабатываемой детали в минуту;
з — подача в мм/об;
i — число проходов.
Количество проходов/=-^-, где h — припуск на обработку в мм; t—глубина резания в мм. Подставив значение / в формулу основного (машинного) времени, получим
То = мин. (15)
° n-s-t v '
Как следует из формулы (15), рациональность выбранного режима, а следовательно, и величина основного (технологического) времени, зависит от правильного выбора п, s и t.
75
СВОБОДНОЕ И НЕСВОБОДНОЕ РЕЗАНИЕ
Различают свободное и несвободное резание. При свободном резании в нем участвует только одна (главная) режущая кромка, поэтому стружка отделяется только в одной плоскости. На фиг. 74 изображена схема свободного резания. Как видно, тут ширина режущего лезвия больше ширины обрабатываемой части детали. Свободное резание часто встречается при фрезеровании, когда ширина фрезы больше ширины фрезеруемой поверхности. Таким образом, особенность свободного резания заключается в том, что тут резание производится только главной режущей кромкой.
Фиг. 74. Схема свободного резания. Фиг. 75. Схема несвободного резания.
В отличие от свободного резания при несвободном резании в нем наряду с главной режущей кромкой принимает также участие вспомогательная режущая кромка.
Резание, которое производится главной режущей кромкой, называется главным, а производимое вспомогательной режущей кромкой — побочным. Следует отметить, что обычно при рассмотрении процесса резания исходят только из главного резания, не принимая во внимание побочного, что не совсем правильно, так как большинство работ, выполняемых на различных станках, производится при одновременном участии главной и вспомогательной режущих кромок, т. е. главное резание сопровождается побочным (фиг. 75). В этом случае часть лезвия АВ выполняет главное, а часть АС — побочное резание.
При работе отрезными резцами имеет место двустороннее побочное резание, т. е. в этом случае наряду с главной режущей кромкой резание производится двумя вспомогательными кромками.
Подобно отрезному резцу работают прорезной и резьбовой резцы, в которых также главному резанию сопутствуют два побочных.
При наличии побочного резания усложняется процесс образования стружки, завивание ее в спираль и отвод от резца, так как слои металла, срезаемые главной и вспомогательной кромками, стремятся загибаться по направлению друг к другу.
Свободное резание часто применяется при экспериментальном изучении процесса резания, когда задаются целью изучить непосредственно процесс резания без осложнения его дополнительными деформациями, связанными с побочным резанием.
ГЛАВА HI
ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ И ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ
ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ
Изучение процесса образования стружки имеет большое значение для правильного понимания почти всех основных явлений, связанных с процессом резания, как-то: сопротивления обрабатываемого материала резанию, стойкости ингтрумента, скорости, допускаемой инструментом, температуры резания и т. д.
Не задаваясь целью в рамках сжатого курса подробно осветить результаты хотя бы основных исследовательских работ в этой области, ниже мы приводим только несколько общих положений, необходимых для понимания материала, изложенного в последующих главах.
В процессе резания изменяются физико-механические свойства материала срезаемого слоя и материала режущего инструмента.
Исходные физико-механические свойства обрабатываемого материала и материала режущего инструмента определяют возникающие при резании напряжения и деформации.
Для изучения процесса резания применяется ряд методов, к которым, в частности, относятся метод наблюдения боковой поверхности изделия при свободном резании, металлографический метод и оптический метод.
Сущность метода наблюдения боковой поверхности заключается в следующем. Вследствие пластической деформации при свободном резании происходят изменения боковых поверхностей обрабатываемого материала в зоне резания. Хорошо отшлифованная поверхность в результате пластической деформации становится матовой и шероховатой. Если на боковой поверхности обрабатываемого металла нанести сетку в виде квадратов, то в процессе резания материал, деформируясь перед резцом и под резцом, вызывает искажение сетки. По искажению сетки можно судить о величине и характере пластических деформаций в зоне резания.
Проф. Тиме, Зворыкин, Заднепровский и др. применили этод метод для описания процесса свободного резания. Наиболее тщательное и обстоятельное исследование процесса образования стружки было произведено проф. И. Тиме.
Для исследования процесса резания Тиме тщательно полировал боковые поверхности плоских образцов, подлежащих резанию, и наблюдал на этих поверхностях по их потускнению зону пластических деформаций.
77
Тиме первый наглядно показал процесс отделения от обрабатывае-
мого металла каждого элемента срезанной стружки.
На фиг. 76 показана схема образования стружки по Тиме. Резец при своем движении по направлению стрелки вдавливается в обрабатываемый металл и своей передней гранью начинает сжимать его. По мере углубления резца в обрабатываемый материал площадь сдавливания, а вместе с ней и деформации в металле постепенно увеличиваются. При
дальнейшем движении резца давление сжатия начинает превышать вну-
в результате чего происходит скалыва-
тренние силы сцепления металла,
частиц металла, причем в зависимости от
ние частицы металла, или, как говорят, элемента стружки, и перемещение его вверх, причем, как показали опыты Тиме, скалывание элемента стружки происходит по строго определенной плоскости АВ. Эта плоскость называется плоскостью скалывания.
После скалывания первого элемента стружки передняя грань резца начинает сжимать и деформировать следующую близлежащую часть металла, в результате чего происходит скалывание второго элемента по плоскости скалывания, параллельной первой. Точно так же происходит скалывание следующих качества обрабатываемого
металла и ряда других факторов отдельные элементы стружки или сразу же после своего образования отделяются от обрабатываемого материала и отпадают, или же сохраняют между собой связь.
Таким образом, согласно данным Тиме процесс резания можно рас-
сматривать как процесс постепенного скалывания частиц металла в виде следующих друг за другом элементов. При сжатии металла инструментом происходит боковое расширение, которое больше у передней грани резца. Когда резец начинает сжимать следующий элемент стружки, то плоскость АВ, по которой произошло скалывание первого элемента, поворачивается, и элемент стружки отступает от передней грани резца. Таким образом происходит явление завивания стружки.
Угол А между плоскостью скалывания АВ и направлением движения резца называется углом скалывания. Согласно опытам Тиме угол скалывания А остается почти без изменения при резании различных металлов и слегка изменяется лишь в зависимости от угла реза
78
Фиг. 77. Зона пластической деформации по опытам Г. Ф. За-днепровского. Обрабатываемый материал — свинец (глубина ре-за ия 1=15 мм, ширина образца b = 25 мм).
ния 8, причем с увеличением угла резания угол Д несколько возрастает. Величина угла скалывания колеблется в пределах от 140 до 155°. Направление плоскости скалывания и величина угла скалывания были подтверждены более поздними исследованиями, в частности Зворыкина, Усачева и др.
Опыты 'Тиме показали, что сжатие и деформация распространяются на ближайшие к передней грани частицы обрабатываемого металла в .пределах угла ш, называемого углом действия:
<и = Д — 8.
Г. Ф. Заднепровский1, пользуясь описанным выше методом наблюдения боковой поверхности изделия, повторил опыты Тиме и показал, что пластическая деформация распространяется далеко впереди плоскости скалывания, а также под резцом (фиг. 77). Вертикальные линии 1,2,3... сетки, нанесенной на боковую поверхность, изменили свою длину и переместились в сторону движения резца. Линии квадратов от 4 до 9, находящиеся вне пределов угла действия ш, также изменили свое положение. Вертикальные линии несколько удлинились и переместились влево, а горизонтальные линии несколько укоротились.
Таким образом, из опытов Заднепров-ского следует, что деформация металла происходит не только в пределах угла действия, но и вне предела угла скалывания как впереди резца, так и под резцом.
Рассмотрение стружки по фиг. 78 показывает, что в ней, кроме резко выраженных линий скалываний, имеются также линии скольжения. На эту сторону вопроса первый указал Усачев, по наблюдению которого между направлением скольжений внутри отдельного элемента (линии, параллельные АС) и плоскостью скалывания имеется угол, величина которого колеблется между 0 и 30° в зависимости от качества обрабатываемого материала. Чем вязче металл, тем этот угол ближе к 30°. При резании чугуна этот угол равен нулю. Указанные исследования Усачев произвел, пользуясь металлографическим методом. Следует отметить, что Я. Г. Усачев впервые применил металлогра
фический метод к изучению процесса образования стружки. Он производил опыты на строгальном станке. Стружка вместе с обрабатываемой деталью шлифовалась, протравливалась и микрофотографиро-валась.
1 Деформация и сопротивление металлов строганию, „Известия Донского политехнического института" 6, 1918.
Фиг. 78. Схема образования стружки по Усачеву.
79
Металлографический метод может разрешить ряд вопросов, связанных с процессом резания. Пользуясь этим методом, можно получить ясное представление об изменении структуры стружки и слоя, прилегающего к обработанной поверхности. Если первоначальная структура крупнозернистая, то в результате резания происходит ее измельчение; кроме того, в результате пластических деформаций первоначальные зерна при резании могут удлиняться и структура может перейти в волнистую. Далее металлографический метод может дать указание о степени пластической деформации в зоне резания, а также о направлении течения металла и о направлении сдвигов. Элемент стружки, подвергавшийся сжатию, деформируется весьма неравномерно в разных точках. Частицы металла, лежащие ближе к передней грани, деформируются гораздо сильнее. В результате неравномерности деформаций между частицами металла появляются сдвиги, плоскости которых направлены под углом к плоскости скалывания. Кроме того, появляются мелкие трещины, придающие обрабатываемой поверхности шероховатый вид. Как показали опыты, проведенные с малыми скоростями резания (г>=1 мм\мин}, давление резания не остается постоянным в течение всего периода скалывания отдельных элементов стружки. Оно достигает максимума в начале скалывания, т. е. в момент наибольшей деформации элемента, и падает до минимума в конце скалывания элемента, при этом к концу скалывания давление не падает до начальной величины, что объясняется тем, что осаживание второго элемента стружки начинается несколько раньше, чем заканчивается скалывание первого элемента. Число колебаний в единицу времени, связанное с периодическим изменением давления резания, очевидно, будет зависеть от времени, потребного на образование одного элемента стружки. При обычно применяемых на практике скоростях резания очень трудно на диаграмме давления резания обнаружить амплитуды колебаний, соответствующие моменту образования отдельных элементов стружки, поэтому обычные измерительные приборы (особенно гидравлического типа) не в состоянии регистрировать все тонкости процесса резания, и вместо волнистой кривой усилия резания записывают почти прямую линию.
Понятно, что в результате периодических колебаний, особенно в недостаточно жестких станках, возникают вибрации, что отражается на качестве обработанной поверхности.
Как мы уже отметили, характер напряжений в зоне резания может быть экспериментально определен также оптическим методом на прозрачной модели. Сущность этого метода заключается в том, что прозрачные изотропные тела при деформации становятся анизотропными, двупреломляющими и дают цветную картину распределения в них напряжений, если их рассматривать в поляризованном свете. Интерференционная картина, возникающая в зоне деформируемого прозрачного образца, дает возможность определить не только знак действующего напряжения, но и его относительную величину. Все точки прозрачной модели, имеющие одну и ту же разность главных нормальных напряжений, дают в поляризованном свете один и тот же цвет. На фотографической пластинке интерференционная картина получается в виде темных и светлых линий, соответствующих определенным цветам, т. е. определенным раз-
Ю
ностям главных нормальных напряжений. При исследовании напряжений в зоне резания в качестве прозрачной модели чаще всего применяют целлулоидный диск. Резание производят стеклянными или стальными резцами. В зону резания направляются лучи поляризованного света. В результате давления стружки на переднюю грань инструмента в обрабатываемом материале возникают деформации. Направленный на обрабатываемый материал поляризованный свет окрашивает напряженную
зону в цветные полосы, характеризующие величины деформаций в разных местах материала (фиг. 79).
Этим методом установлено, что в зоне резания возникают сжимающие, растягивающие и скалывающие напряжения. Впереди инструмен-
Фиг. 79. Распределение Фиг. 80. Диаграмма напряжений в зоне реза- растяжения.
НИЯ.
та, т. е. в срезаемом
слое, возникают главным образом напряжения сжатия. Напряжения достигают наибольших значений у вершины резца, постепенно затухая по мере удаления от него. В местах наибольшей концентрации
напряжений сжатия и растяжения возникают значительные скалываю-
Относительное удлинение %
Фиг. 81. Кривые растяже-
щие напряжения. Следует отметить, что оптический метод в силу ряда недостатков может дать только некоторую ориентацию в процессе резания, а не абсолютные величины. Недостатки этого метода следующим его можно применять только к пре зрачным телам, далее он
ния для различных металлов:
/— чугун; 2— отожженная медь;
3 — отожженная мягкая сталь;
4 — холоднотянутая сталь;
5--бронза.
применим к изотропным, однородным веществам, а металлы не изотропны и не однородны. Наконец, пользуясь оптическим методом, можно получить картину распределения упругих напряжений, а при резании металлов в большинстве случаев
получаются пластические деформации. Явления, наблюдаемые в процессе резания, аналогичны явлениям пластической деформации металлов при
растяжении и сжатии.
Типичная кривая зависимости между нагрузкой и удлинением для мягкой стали показана на фиг. 80. Величина работы, производимая силой Р для деформации образца от момента приложения силы до момента разрыва образца, определяется площадью, ограниченной осью абсцисс и кривой растяжения.
Из диаграммы видно, что работа, затрачиваемая на разрыв образца, состоит из работы упругой и остаточной деформаций. Аналогичные явления имеют место и при резании металлов. Металл, подвергаемый резанию, испытывает как упругие, так и пластические деформации. При обработке различных металлов соотношение между указанными видами
6 Даниелян А. М. 2063.
81
деформаций различно. Для лучшего понимания обратимся к кривым растяжения для различных металлов (фиг. 81). Из этой диаграммы видно, что в отличие от мягкой стали у чугунного образца зона пластических напряжений совершенно отсутствует, а имеют место только упругие напряжения, при разрыве же медного образца, наоборот, преобладают пластические напряжения. Диаграмма также показывает, что у стальных образцов работа упругой деформации по сравнению с работой пластической деформации невелика.
Установлено, что при растяжении и сжатии пластического материала за пределами упругости в нем возникают сдвиги, идущие по так называемым плоскостям скольжения. Кристаллическое зерно (монокристалл) как бы разделяется на отдельные элементы, которые скользят один по другому вдоль вполне определенных кристаллографических плоскостей (плоскости скольжения)1.
Как мы уже выяснили, снимаемый резцом слой металла подвергается сложным напряжениям, в результате чего этот слой, превращаясь в стружку, сильно деформируется, причем он деформируется тем сильнее, чем больше угол резания и чем пластичнее обрабатываемый материал.
В результате деформации металла в процессе образования стружки форма и размеры стружки отличаются от слоя снимаемого металла. Длина стружки L обычно меньше длины Lo — пути, пройденного резцом, т. е. имеет место усадка стружки (см. фиг. 76).
Коэфициентом продольной усадки Д/ называется отношение пути, пройденного резцом, к длине стружки, т. е.
Д/-Ц" (16)
Коэфициент усадки зависит от рода обрабатываемого материала, угла резания, толщины стружки и т. д. С увеличением твердости обрабатываемого материала, толщины стружки и с уменьшением угла резания коэфициент усадки несколько уменьшается. При прочих равных условиях коэфициент усадки может служить характеристикой пластичности металла. Очевидно, чем меньше усадка, тем меньше будет затрачиваться работы на ненужные пластические деформации, т. е. тем меньше усилий понадобится для снятия одного и того же слоя металла. Известно, что хрупкие металлы, не подвергающиеся смятию при резании, усадки не дают, т. е. коэфициент усадки у них близок к единице. По этой причине и усилие, необходимое для снятия одного и того же слоя, для хрупких металлов меньше.
Наряду с усадкой наблюдается разбухание стружки, т. е. увеличение размеров стружки по толщине. Разбухание стружки характеризуется коэфициентом поперечной усадки, под которой будем понимать
1 Л шии скольжения (линии Людерса) образуют на деформированном образце характерную сетку, которую можно отчетливо воспроизвести на опыте путем соответствующей обработки образца.
82
отношение действительной толщины стружки а0 к толщине снимаемого слоя а, т. е. -
Да——- (17)
а
Наибольшая усадка происходит по толщине стружки.
Следует отметить, что коэфициенты Да и особенно Д/ не дают точного представления о величине пластической деформации. Дело в том, что обычно длина стружки измеряется по выпуклой стороне стружки, т. е. по стороне, прилегающей к резцу. Стружка не только сжимается, но и искривляется. При изгибе одна сторона стружки удлиняется, другая укорачивается. Из этого следует, что усадка искажается вследствие завивания стружки. Поэтому для определения истинной усадки стружки необходимо измерять выпуклую и вогнутую стороны стружки и за длину стружки брать среднее арифметическое значение1.
Определение коэфициента усадки можно производить и весовым методом.
Так как объем срезаемого слоя (стружки недеформированной) равен объему срезанного слоя (деформированной), то можно написать
Л L = const,
где /а — действительное сечение стружки в мм2;
fu— номинальное сечение стружки в мм2 (J=t-s мм2}, откуда
= (17а)
Действительная площадь поперечного сечения стружки определяется путем взвешивания. Отрезав от сгружки небольшой кусочек с таким расчетом, чтобы иметь по возможности прямолинейный участок, замеряют ее длину, а путем взвешивания определяют вес стружки G в г. Поделив вес стружки на ее длину L и удельный вес у, будем иметь
__О-£(Д0 “ Y-Z. ’
Зная fd по формуле (17а), определяем коэфициент усадки.
В заключение необходимо отметить, что вопрос об усадке стружки имеет большое значение с точки зрения правильного понимания многих явлений, связанных с процессом резания. О влиянии многих факторов, сопутствующих процессу резания, можно получить представление по величине усадки ' стружки. Опытами установлено, что для большинства материалов с увеличением скорости резания усадка стружки уменьшается. Объясняется это тем, что с увеличением скорости резания повышается предел текучести обрабатываемого материала и пластическое сжатие его уменьшается.
Стружка при своем отделении скользит по передней грани резца и вследствие трения еще больше сжимается, отсюда можно придти к выводу, что на усадку стружки оказывает влияние коэфициент внешнего трения стружки о резец и угол резания. Далее можно предположить,
1 См. В. Д. Кузнецов, Физика твердого тела, т. ’!!,
S3
что с увеличение,м степени наклепа усадка стружки должна уменьшаться. Очевидно, на усадку стружки влияет также температура обрабатываемого материала, так как с изменением температуры изменяются механические свойства металла. Кроме того, на усадку стружки оказывает влияние геометрия инструмента и ряд других факторов.
ВИДЫ СНИМАЕМОЙ СТРУЖКИ
Вид снимаемой стружки зависит от свойств обрабатываемого металла, геометрии резца и режима резания. Следует отметить, что разными
исследователями приводится несколько отличная друг от друга клас-
Фиг. 82. Стружка скалывания.
сификация стружки; объясняется это тем, что наряду с основными типами стружки с резко выраженными особенностями встречается и ряд промежуточных типов. Мы тут рассмотрим только три основные типа стружки: скалывания, сливную и надлома х. На фиг. 82 представлена стружка
скалывания, или, как ее еще иначе называют, элементообразная, суставчатая стружка. Такая стружка
получается преимущественно в процессе резания стали средней твердости при средних скоростях и сечениях стружки. Со стороны, обращенной
к резцу, стружка имеет полированно-гладкую поверхность. С противоположной стороны поверхность стружки имеет ступенчатую форму, тут совершенно четко даже невооруженным глазом можно видеть отдельные элементы стружки. Связь
Фиг. 83. Сливная стружка.
Фиг. 84. Стружка надлома.
между элементами доста-
точно прочная, поэтому указанная стружка имеет сравнительно боль
шую длину.
При обработке мягких сортов стали с большими скоростями и ма-
лыми сечениями стружки получается так называемая сливная стружка (фиг. 83). Скалывание элементов тут происходит менее совершенным образом, поэтому границы отделения элементов стружки весьма слабо заметны. Со стороны, обращенной к резцу, стружка зеркально гладкая, противоположная сторона при больших сечениях стружки имеет незначительные зазубрины. При малых сечениях зазубрины почти не заметны, и стружка имеет матовую поверхность. Обычно сливная стружка отделяется в виде длинной винтообразной ленты. При резании хрупких металлов (твердый чугун, твердая бронза и т. д.) получается так называемая
1 Указанная классификация стружек дана И. А. Тиме.
84
стружка надлома (фиг. 84). Резец А, внедрившись в обрабатываемый материал В, производит не скалывание элементов С, а вырывает их из окружающего металла. Здесь не происходит внутреннего перемещения частиц в элементах стружки. Элементы стружки отламываются отдельными кусочками неправильной формы. В отличие от стружки скалывания стружка надлома имеет неровную поверхность со стороны, обращенной к резцу, и гладкую поверхность с противоположной стороны. При стружке надлома обрабатываемая поверхность получается шероховатой, покрытой впадинами и углублениями.
Стружка надлома обычно дает весьма незначительную усадку. Как уже было отмечено, тип стружки не всегда бывает ярко выражен; кроме перечисленных выше трех основных типов, на приктике можно встретить и ряд промежуточных. Даже при резании одного и того же металла при различных условиях можно получить стружку различной формы. Форма снимаемой стружки, кроме свойств обрабатываемого металла, зависит также от глубины резания, угла резания и скорости резания.
С увеличением глубины резания скалывание элементов происходит более полно, границы отдельных элементов видны более четко, и стружка по своей форме ближе подходит к скалыванию, и, наоборот, при малых глубинах резания стружка имеет тенденцию переходить в сливную. Увеличение угла резания выше определенной величины затрудняет образование стружки, что приводит к возрастанию деформации элемента, в результате чего стружка по внешнему виду приближается к стружке скалывания. Примерно такие же результаты получаются с увеличением скорости резания. Так как вид стружки в известной мере является внешним выразителем величины усадки стружки, то, изменяя геометрию инструмента и режим резания, можно осуществить процесс резания при различной величине пластической деформации.
При движении резца в обрабатываемой детали вследствие концентрации напряжений появляются трещины. Трещина, которая идет впереди резца, называется опережающей. Такие трещины, в частности, наблюдаются при стружке надлома, когда резец вырывает частицы металла на поверхности обрабатываемой детали. Образование в обрабатываемом материале перед резцом опережающих трещин является следствием концентрации напряжений, вызывающих разрыв слоев металла под действием резца.
Как следует из ряда исследований, не только при стружке надлома, но частью и при стружке скалывания на обрабатываемой поверхности появляются опережающие трещины. Возможность получения опережающей трещины возрастает с увеличением угла заострения и глубины резания.
С увеличением угла резания направление опережающих трещин изменяется в сторону большего распространения в глубину обрабатываемой детали.
Следует отметить, что вопрос об условиях возникновения опережающих трещин в настоящее время недостаточно изучен. На основании существующих данных можно сделать следующие выводы. При резании весьма пластичных металлов опережающая трещина не возникает, так
85
как в этом случае концентрация напряжений у режущей кромки ликвидируется вследствие течения материала. Если же материал хрупкий или приведен пластической деформацией в хрупкое состояние, то концентрация напряжения при резании вызывает трещину.
В заключение отметим, что опережающие трещины являются одной из причин появлений шероховатостей на поверхности обрабатываемой детали.'
НАРОСТ НА РЕЗЦЕ
В процессе резания на передней грани резца у самой режущей кромки можно обнаружить небольшую массу металла в виде комка (нарост), крепко приставшего к резцу. Явление образования нароста было впервые детально исследовано Я- Г. Усачевым. Усачев объясняет образование нароста застоем стружки. Как было указано ранее, наибольшему уплотнению подвергаются нижние слои стружки, прилегающие к резцу. Эти уплотненные частицы вследствие трения отщепляются от стружки и за-\ держиваются (застаиваются) на передней грани, около
V. лезвия резца, образуя нарост в виде плотно спрес-сованного комка. При высоких температурах нарост —*- прочно приваривается к передней части и образует
. о- ,, на нем как бы добавочное лезвие (фиг. 85).
Фиг. 85. Нарост _. /
на резце. Образование нароста имеет большое практическое
значение.
Как показали последние исследования, твердость нароста в среднем в 2 — 3 раза выше твердости обрабатываемого металла. В силу своей большой твердости нарост сам в состоянии резать металл, вследствие этого нарост как бы заменяет режущую кромку резца в процессе резания.
Очевидно, при наличии нароста режущая кромка будет находиться в более благоприятных условиях с точки зрения износа, так как стружка при своем скольжении будет в первую очередь истирать нарост и участки передней грани, находящиеся за наростом, и только после того как весь нарост будет снят, стружка начнет истирать лезвие резца. То же самое будет иметь место в отношении воздействия теплового фактора. Тепло, возникающее в процессе резания, будет в первую очередь действовать на нарост и через него на режущую кромку. На понижение температуры лезвия резца будет оказывать влияние и то, что при наличии нароста центр образования тепла удаляется от режущей Кромки.
Таким образом нарост предохраняет лезвие резца от механического износа и воздействия высоких температур. Кроме того, нарост, плотно прилегая к резцу, как бы заменяет собой переднюю грань, в результате чего уменьшается действительный угол резания (см. фиг. 75). что приводит к облегчению процесса резания т. е. к уменьшению давления с ружки на резец.
Наряду с этими положительными сторонами образование нароста имеет и отрицательную сторону. Нарост увеличивает шероховатость об
86
рабатываемой поверхности. По мере наращивания новых слоев металла нарост увеличивается и, достигая некоторого максимального значения, обволакивает режущую кромку, в результате чего происходит его срезание режущей кромкой, причем часть нароста прилипает к обрабатываемой поверхности. В дальнейшем часть нароста, оставшаяся на резце, снова увеличивается за счет присоединения новых слоев металла, после чего снова происходит срезание нароста и прилипание части его к детали, затем описанный цикл повторяется. В результате обрабатываемая поверхность приобретает чешуйчатый вид.
Качество обрабатываемой поверхности ухудшается еще и тем, что при крупных наростах нарушается правильность подачи резца. Наблюдаются периодические срывы подачи в течение двух-трех оборотов шпинделя, приводящие к вибрациям, вследствие чего обрабатываемая поверхность делается шероховатой. Отсюда следует, что образование нароста нежелательно при чистовой обработке, когда необходимо получить гладкую поверхность. Как показали опыты Усачева и ряда других исследователей, нарост образуется во всех случаях резания сейчас же после начала резания, но не всегда удерживается на лезвии инструмента. Нарост не удерживается на инструменте в тех случаях, когда процесс резания протекает прерывисто (фрезерование, строгание), так как в этих случаях нарост, не будучи постоянно прижат стружкой к передней грани резца, периодически отпадает. То же самое происходит при резании хрупких металлов, т. е. при стружках надлома, и, наконец, при работе с большими скоростями резания вследствие размягчения нароста под влиянием высоких температур. Согласно данным различных экспериментаторов нароста не бывает при очень малых и очень высоких скоростях резания. При скоростях резания свыше 70—80 м/мин нарост исчезает, и обрабатываемая поверхность становится чище. С другой стороны, при небольших скоростях до (3—5 м)мин) нароста также не бывает. Можно предположить, что при очень малых скоростях температура столь незначительна, что застаивающиеся слои стружки не удерживаются на резце и удаляются вместе со всей стружкой.
Кроме того, при работе с охлаждающей жидкостью (эмульсия) нарост начинает образовываться при более высоких скоростях и, наоборот, исчезает при более низких скоростях по сравнению с работой без эмульсии.
Как было указано, трение внутренней части стружки о переднюю грань резца оказывает существенное влияние на застой металла, т. е. на образование нароста, поэтому все факторы, действующие в сторону уменьшения трения, будут оказывать неблагоприятное влияние на застой металла, т. е. на образование нароста.
К таким факторам, кроме применения охлаждающе-смазывающих жидкостей, очевидно, будет также относиться и полирование передней грани резца.
В заключение следует отметить, что некоторые из высказанных положений о наросте могут быть с успехом использованы на производстве. Известно, что стахановцы для предотвращения образования наростов при скоростях, могущих дать таковые, применяют полирование передней грани резца оселком.
87
Кроме того, практика скоростного резания показывает, что путем повышения скоростей резания при нарезании резьбы и других видах обработки можно получить чистую поверхность обрабатываемой детали. Очеви ню, высокое качество поверхности в данном случае получается в основном за счет отсутствия нароста при больших скоростях резания.
ЦЕНТР ДАВЛЕНИЯ СТРУЖКИ НА ПЕРЕДНЮЮ ГРАНЬ РЕЗЦА
При резании стали мягких сортов, дающей сливную стружку и стружку скалывания, стружка при своем скольжении по передней грани резца образует на ней выемку (лунку), причем лунка образуется не на самой режущей кромке, а на некотором удалении от нее. Отсюда совершенно естественно предположить, что наибольшее давление стружки приходится не на самую режущую кромку, а на то место передней грани, где стружка образует луночку, т. е. на некотором удале-/ нии от режущей кромки (фиг. 86). Точка пе-
/ / редней грани, испытывающая наибольшее да-
/ вление (центр лунки), называется центром
---------J# / давления. Не вдаваясь в подробный анализ при----------------------if — чин износа резца, что будет сделано в соответ-\ ствующем разделе, здесь только отметим, что
I любой инструмент при резании стали подвер-
гается износу в результате совместного действия Фиг. ?6. Це тр давления, трения стружки о переднюю грань резца и воздействия высоких температур. Учитывая это, можно предположить, что точка А (фиг. 86) является не только центром давления, но и центром образования тепла.
Исчерпывающих объяснений образования углубления на некотором расстоянии от режущей кромки не имеется. На основе существующих данных можно предположить, что известное значение имеет здесь наличие нароста. Как мы уже выяснили, при наличии нароста стружка скользит непосредственно по передней грани лишь только в том месте, где оканчивается нарост, т. е. на некотором расстоянии от режущей кромки, где и вырабатывается углубление. Кроме того, как показывают данные некоторых экспериментаторов, температура на лезвии резца несколько ниже температуры точек передней грани, отстоящих на некотором расстоянии от лезвия, что подтверждает предположение о том, что центр образования тепла находится несколько дальше от режущёй кромки. Сравнительно низкую температуру режущей кромки можно объяснить, с одной стороны, опять-таки наростом, предохраняющим лезвие от высоких температур, и с другой — охлаждением лезвия вследствие касания его о холодную поверхность обрабатываемого материала.
Перемещение центра давления от режущей кромки можно объяснить и тем, что, как следует из рассмотренных выше данных, сливная стружка, а также стружка скалывания, имея некоторый радиус закругления, при своем скольжении не касается лезвия, а опирается на точки передней грани, отстоящие несколько дальше от режущей кромки. Иначе говоря, перед резцом образуется как бы щель.
88
ОБРАБОТОЧНОЕ ОТВЕРДЕНИЕ МЕТАЛЛОВ
Деформация металла в зоне резания имеет место не только перед инструментом (в стружке), но и за ним, т. е. под линией среза, в связи с чем изменяются механические свойства не только стружки, но и поверхности детали, пройденной резцом. В результате поверхностный слой
детали оказывается структурно отличным от основного металла детали.
Под воздействием резца твердость стружки и прилегающей к ней обработанной поверхности значительно повышается по сравнению с первоначальной их твердостью (до резания). Особенно большое повышение твердости наблюдается в точках, расположенных близко к передней грани резца, т. е. в местах, где деформация стружки наибольшая. Из фиг. 87 * видно, что повышение твердости происходит не только
в стружке, но и в слоях металла, лежащих перед резцом, а также ниже прохода резца. Особенно большую твердость (53,4) имеет нижний слой стружки, прилегающий к передней грани резца. Из этого слоя в дальнейшем и образуется нарост. Твердость его почти в 3 раза выше первоначальной твердости (19,9) металла. Несколько меньшее повышение твердости имеет место в металле, находящемся перед резцом, и на обработанной поверхности. Таким образом в процессе резания укре-
Фиг. 87. Твердость различных точек стружки и обрабатываемого изделия.
пляется не только стружка, но и сам металл, в результате чего резцу приходится сталкиваться с металлом, обладающим несколько иными механическими свойствами, чем основная масса обрабатываемого металла.
Повышение твердости стружки и обрабатываемой детали под воздействием резца называют обработочным отвердением, или наклепом, способность же металла к повышению своей твердости под воздействием режущего инструмента называют способностью к обработочному отвер
дению.
У наклепанного слоя пределы текучести ау и прочности зй выше, но зато работа, необходимая для разрыва образца, меньше, чем у нена-клепанного. Можно сказать, что наклепанный слой более тверд и более хрупок, чем ненаклепанный. Это свойство имеет большое практическое значение,, так как наклеп ухудшает качество изделия и сокращает срок его службы.
Наклепанная после механической обработки поверхность изделия обладает абразивными свойствами, меньшим сопротивлением ударным и переменным нагрузкам и имеет трещины в большей степени, чем нена-клепанная. Кроме того, наклепанная поверхность менее ровна и более шероховата.
:i: По опытам Герберта. На приведенной фигуре для различных точек стружки и обработанной поверхности показаны числа твердости по Герберту. Числа твердости по Гегберту можно перевести в числа твердости по Бринелю, пользуясь соответствующими формулами.
S4
Как показывают опыты, не все металлы обладают одинаковой способностью к обработочному отвердению. Чем мягче сталь, тем больше ее способность к обработочному отвердению, т. е. металлы, дающие сильно деформирующуюся стружку, более подвержены наклепу, чем ме-
Фиг. 88ДЗависимость'толщины наклепанного слоя от толщины снимаемого слоя при различных углах резания по опытам А. М. Розенберга.
собностыо к обработочному отвердению. Объясняется это тем, что, как было указано ранее, чугун при резании почти совершенно не деформируется (не дает усадки).
Величину пластической деформации и глубину ее распространения под резцом можно определить различными методами. Пластическая де-ч ju формация может быть обнаружена
Фиг. 89. Зависимость толщины наклепанного слоя от скорости резания при обработке латуни (Н. А. Кравченко и др.)
следующими методами: травлением, рентгеновским анализом, рекристаллизацией, определением твердости и т. д.
Проф. А. М. Розенберг для обнаружения пластической деформации и глубины ее распространения под резцом пользовался методом травления.
Результаты указанных опытов даны на фиг. 88, откуда видно, что глубина пластической дефор
мации возрастает с увеличением толщины снимаемого слоя металла и с увеличением угла резания.
Применение рентгеновых лучей для исследования наклепа основывается на том, что изменения, происходящие в обрабатываемом материале при пластической деформации, отражаются на характере рентгенограмм. Этим методом воспользовались Н. А. Кравченко, Я. П. Селисский и В. Н. Тюленев в лаборатории 1-го ГПЗ для исследования наклепа при токарной обработке латуни. Результаты этих опытов, показывающие влияние скорости резания на толщину наклепанного слоя, представлены на фиг. 89.
90
,ля того, чтобы произошла температура при отжиге.
Фиг. 90. Зарисовка структуры оловянного образца после рекристаллизации по опытам В. Д. Кузнецова и Н. С. Шиманского.
Из фиг. 89 видно, что с увеличением скорости резания (в пределах до 10—200 м/мин} толщина наклепанного слоя уменьшается. Из опытов тех же авторов следует, что с увеличением подачи и глубины резания наклеп увеличивается, причем подача оказывает более сильное влияние па наклеп, чем глубина резания.
Сущность метода рекристаллизации заключается в изменении структуры и величины зерен в металле после его холодной пластической деформации и нагрева1.
Для каждого металла имеется интервал температур, в котором происходит интенсивное изменение свойств. Этот интервал температур называется температурой рекристаллизации, рекристаллизация, требуется определенная В результате предварительной пластической деформации и последующего отжига можно получить самую разнообразную структуру.
Величина зерен после рекристаллизации зависит от степени предварительной деформации, температуры и длительности отжига.
Проф. В. Д. Кузнецов совместно с И. С. Шиманским впервые применил метод рекристаллизации для изучения пластической деформации при резании. Методом рекристаллизации была исследована зависимость глубины пластической деформации от толщины среза при свободном j
изводилось на продольно-строгальном станке. Для того, чтобы получить мелкозернистую равномерную структуру, техническое олово в виде параллелепипедов деформировалось путем проката на 50—6О°/о и отжигалось в те ение 30 мин. при температуре 180“.
Травление производилось соляной кислотой с бертолетовой солью (1г соли на 10 см? кислоты). С подготовленных таким образом поверхностей снималась стружка. Резание производилось резцами с углами резания 45 и 60°.
Для выявления деформации под резцом и перед ним движение резца останавливали с таким расчетом, чтобы сохранить стружку на детали. После снятия стружки образцы подвергали рекристаллизации путем нагрева при 180° в течение l1^— 2 час., после чего их протравливали и измеряли глубину деформации.
Эти исследования показали, что в процессе резания материал деформируется неравномерно. На фиг. 90 изображена зарисовка структуры одного из образцов после рекристаллизации по данным проф. В. Д. Кузнецова и И. С. Шиманского Из этой фигуры видно, что стружка и слой, прилегающий к обработанной поверхности, имеют мелкозернистую структуру. Ниже расположен крупнозернистый слой. Под этим слоем
олова. Резание про-
1 См. В. Д. Кузнецов, Физика твердого тела, т. III, 1944.
91
структура остается почти неизменной. Глубина деформации на образцах измерялась от обработанной поверхности до конца крупнозернистого слоя.
Из этих опытов, так же как и из ранее рассмотренных, следует, что глубина деформации возрастает с увеличением глубины резания и угла резания. Кроме того, опыты проф. Кузнецова показывают, что глубина распространения деформации при резании олова приблизительно в 3—4 раза больше толщины снимаемого слоя.
В заключение следует отметить, что метод рекристаллизации применим главным образом для лабораторных исследований, для практических же целей этот метод мало пригоден, так как он совершенно изменяет структуру исследуемой детали.
Как следует из приведенного выше, наклеп и усадка стружки характеризуют степень напряженности процесса резания, т. е. степень протекания его с большими или меньшими деформациями. Естественно поэтому стремиться к тому, чтобы усадка и наклеп были минимальными.
ГЛАВА IV
СОПРОТИВЛЕНИЕ РЕЗАНИЮ ПРИ ТОЧЕНИИ
РАБОТА РЕЗАНИЯ
Чтобы снять при резании тот или иной слой металла, необходимо преодолеть сопротивление, оказываемое обрабатываемым материалом. В результате сопротивления обрабатываемого материала резанию режущий инструмент испытывает большие напряжения, которые передаются станку и детали.
Усилие, потребное для снятия стружки, называют усилием резания, или весьма часто давлением стружки на резец. Изучение усилия резания имеет большое прикладное значение как для эксплоатации станков, так и для конструирования станков и режущего инструмента.
Прежде чем перейти к рассмотрению влияния различных факторов на усилие резания, выясним, какую работу производит резец в процессе резания, так как от этой работы и будет зависеть величина усилия резания.
При воздействии резца на обрабатываемый материал в последнем вначале возникают упругие (обратимые) деформации, характеризующиеся величиной модуля упругости Е кг)мм2-, при дальнейшем перемещении резца в глубь обрабатываемого материала возникают пластические (необратимые) деформации, которые характеризуются величиной предела текучести as, а также аь кг/мм2. Кроме того, в процессе резания имеет место трение стружки о переднюю грань резца и трение задней грани резца об обрабатываемую поверхность.
Таким образом, общая работа, затрачиваемая на процесс резания, состоит из следующих частей:
+ Ау +
где А„ — работа на пластические деформации;
Ад, — работа на упругие деформации;
Ат — работа на трение.
Пластическая деформация образуется в обрабатываемой детали перед резцами и под ними. Она распространяется на некоторую глубину под обрабатываемой поверхностью, образуя наклеп, причем глубина пластической деформации уменьшается с увеличением скорости резания. Главным же объектом пластической деформации является снимаемая стружка. Для пластических металлов удельный вес этой работы в общей работе,
93
патрачиваемой на процесс резания, является наибольшим. По данным зроф. В. Д. Кузнецова при пластической деформации большая часть энергии переходит в теплоту, а меньшая — в поглощенную скрытую энергию изменения кристаллической решетки (около 15—20%). При этом с увеличением степени деформации поглощенная энергия составляет все меньшую и меньшую долю работы пластической деформации.
Работа пластической деформации является главным фактором появления теплоты. Величина этой работы зависит от роста и качества обрабатываемого материала, геометрии режущего инструмента и режима резания. Известно, что для снятия одного и того же слоя металла при обработке чугуна необходимо затратить меньшую работу, чем при обработке стали. Объясняется это тем, что при обработке хрупких металлов, в частности чугуна, работа резания расходуется главным образом на упругие деформации, как это, в частности, видно из того, что чугунная стружка почти не деформируется. При обработке же вязких металлов, наоборот, стружка сильно деформируется и изменяет свое строение, поэтому соответственно возрастает и работа Ап. Таким образом, работа пластической деформации для стали больше, чем для чугуна, работа же, затрачиваемая на упругие деформации, наоборот, больше для чугуна, чем для стали.
Работа Ау затрачивается на упругие деформации, которые вызывает резец при своем движении в обрабатываемом материале. Как мы уже выяснили, в результате экспериментальных исследований, произведенных оптическим методом, установлено, что перед резцом происходит упругое сжатие, которое после прохода резца превращается в упругое растяжение. Работа упругих деформаций в конечном итоге переходит в тепло. Работа Av для пластических металлов незначительна по сравнению с Ап, поэтому ею можно пренебречь.
Работа трения Ат в свою очередь состоит из двух слагаемых: работы трения сходящей стружки по передней грани резца и работы трения задней грани инструмента об обрабатываемую поверхность.
Эта часть энергии зависит от коэфициента внешнего трения, который в свою очередь зависит от скорости резания и температуры. Величина трения также зависит от углов режущего инструмента, в частности от переднего и заднего углов, от состояния поверхностей режущих граней и от вида сходящей стружки.
Известно, что стружка надлома опирается на резец на небольшой поверхности и очень непродолжительное время. Кроме того, стружка надлома фактически не скользит по передней грани резца. Сливная же стружка при своем отделении производит значительное трение вследствие скольжения по передней грани резца, в результате чего возрастает количество производимой работы и образующегося при этом тепла. Таким образом, работа трения при резании сталей больше, чем при резании чугунов.
На основе всего сказанного о работе резания можно сделать вывод, что усилие, потребное на процесс резания, слагается из:
1) усилия, потребного на пластическую деформацию обрабатываемого металла;
94
2) усилия, необходимого для упругой деформации металла;
3) усилия, необходимого для преодоления сил трения стружки о резец и резца об Обрабатываемую деталь.
СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА РЕЗЕЦ
Перечисленные выше усилия, складываясь, дают одну общую равнодействующую Р.
С точки зрения эксплоатации станка и режущего инструмента наибольший интерес представляет не сама равнодействующая усилия резания,
а ее составляющие.
При расчетах и различного рода исследованиях общее усилие резания разлагают на составляющие, действующие в направлениях, наиболее важных с точки зрения факторов,
влияющих на процесс резания.
При продольном точении сопротивление резанию Р может быть представлено, как равнодействующая трех взаимно перпендику-юлярных сил (фиг. 91).
Рг — вертикальная или тангенциальная сила, действующая в вертикальном направлении по касательной к обрабатываемой поверхности;
Рк — осевая сила или усилие подачи, действующая в горизонтальном направлении параллельно подаче;
Ру — радиальная сила, действующая в горизонтальном направлении перпендикулярно оси
Фиг. 91. Силы, действующие на резец при продольном точении.
детали.
Таким образом, две из этих сил Рх и Ру расположены в горизонтальной плоскости, третья Р2 — в вертикальной. Как уже было указано, знание составляющих усилий резания имеет большое практическое значение с точки зрения эксплоатации станка и режущего инструмента, а также с точки зрения их конструирования.
Сила Рг — главная и наибольшая по своей величине составляющая усилия резания. Эта сила воздействует на главный рабочий механизм станка, вызывая в нем напряжения, которые необходимо учесть при расчете станка на прочность. Кроме того, усилие Рг нагружает режущий инструмент и может вызвать поломку резца при его большом вылете и слабом сечении.
Вертикальная сила Рг создает крутящий момент, который необходимо преодолеть крутящим моментом шпинделя станка. Исходя из величины этого усилия, подсчитывают мощность, затрачиваемую на процесс резания.
Усилие подачи Рх представляет сопротивление подаче, преодолеваемое механизмом подачи. Величину усилия Рх необходимо учитывать при
95
расчете на прочность механизма подачи. Кроме того, по величине Рх и скорости подачи определяется мощность, потребная для подачи.
Радиальная сила Ру стремится оттолкнуть резец от обрабатываемой детали и способствует появлению вибрации последней в процессе резания. Для преодоления этого усилия необходимо соответствующее крепление резца в супорте. Сила Ру на потребную мощность влияния не оказывает, так как в направлении действия этого усилия работа не совершается.
Из трех составляющих усилия резания наибольшую величину имеет вертикальная сила Рг, остальные слагающие Рх и Ру при нормальных условиях работы и незатупившемся резце составляют только некоторую долю от усилия Рг.
Фиг. 92. Силы, действующие на резец.
Приближенно для острого резца с прямолинейным лезвием можно считать, что
Pv = (0,Зч-0,5)Рг; Рх = (0,15-т-0,3)Р, .
Приведенные соотношения являются грубо приближенными. Относительная величина составляющих сил зависит от размеров площади поперечного сечения стружки, угла резания, состояния режущих кромок резца, формы лезвия инструмента и т. д. При больших поперечных сечениях стружки радиальная сила Ру составляет около 0,2/^, а при малых сечениях она достигает 0,6 Рг. Относительная величина Рх и Ру резко повышается с увеличением угла резания.
При закругленном лезвии усилие подачи меньше, чем при прямолинейном.
По мере затупления лезвия резца силы Рх и Ру возрастают. При тупом резце их величина может дойти до 0,5 Рг и даже сравняться с Рг.
Следует отметить, что не при всех случаях токарной обработки в процессе резания возникают все три усилия Рг, Рх и Р . Если считать, что равнодействующая Р сил, расположенных в горизонтальной плоскости, направлена перпендикулярно режущей кромке (фиг. 92), то можно написать следующие соотношения между величинами Рх, Pv и угла в плане ф:
Ру = Р cos «р; Рх — Р sin ср.
96
Когда ф — 0, будем иметь
Pv = max; Р = О,
У ’ -V 7
если же режущая кромка расположена перпендикулярно оси обрабатываемой детали, т. е. при = 90°, получим
Pv — 0; Р. = max. У > Л
Следует отметить, что математическая зависимость между составляющими силами и углом в плане <р не всегда точно совпадает с данными эксперимента, но при крайних значениях угла в общем соблюдается.
На фиг. 93 представлена схема расположения сил, действующих на резец при отрезке. Как видно, в этом случае на резец действуют только две силы: вертикальная Pz и радиальная Ру. Осевая сила Рх в данном случае отсутствует.
Так как мощности, создаваемые силами Рх и Ру, незначительны, на практике при подсчете мощности очень часто пренебрегают силами Рх и Ру, понимая под усилием резания только величину тангенциального усилия Рг.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ НА РЕЗЕЦ
При современном состоянии теории резания металлов затрудняется вывод основных зависимостей аналитическим методом, поэтому преобладающее большинство исследований в области резания металлов носит эмпирический характер.
В настоящее время имеется ряд методов и приборов для экспериментального определения давления стружки на резец (усилия резания).
Несмотря на большое разнообразие аппаратуры, применяемой различными исследователями, все методы определения сил, действующих на резец, можно разбить на две основные группы:
1. Измерение затрачиваемой на процесс резания мощности, из которой пересчетом находится вертикальная составляющая усилия резания.
2. Непосредственное измерение усилий, возникающих при резании (Р2, Рх и Ру) при помощи разнообразных приборов.
К первой группе относятся:
1) метод определения затраченной мощности торможением станка при помощи специального устройства (тормоз Прони);
2) метод определения затраченной мощности при помощи ваттметра или амперметра и вольтметра; *
3) комбинированный метод: торможение при одновременном применении электрических приборов.
Ко второй группе относятся:
1) метод измерения усилий резания при помощи механических приборов, в которых передача давления резания осуществляется рычагами, пружинами, шариками и т. д.;
2) метод гидравлических динамометров, в которых передача давления резания осуществляется жидкостью (глицерином):
7 Даниелян А. М. 2063. 97
3) метод измерения усилий резания при помощи электрических динамометров — пьезоэлектрических, электромагнитных, электроконден-саторных и т. д.
Некоторые из перечисленных выше методов для экспериментального определения усилий резания в настоящее время почти совершенно не применяют, они представляют только исторический интерес, и поэтому здесь мы только остановимся лишь на тех, которые имеют практическое применение в настоящее время.
Метод определения усилия резания по расходу энергии, потребляемой станком
Сущность этого метода заключается в том, что пользуясь ваттметром или амперметром и вольтметром, определяется мощность, потребляемая двигателем станка, а затем по величине этой мощности с учетом к. п. д. и скорости резания подсчитывают усилие резания. Эффективная (полезная) мощность станка ЫЭф, затрачиваемая на процесс резания, находится по формуле
Kr PzV .ЛОХ
60-75-1,36 К8/И’
где Рг— усилие резания в кг; v — скорость резания в м мин; N эффективная мощность, откуда
60-75.1,36 ,1П.
р = -------1_ кг. (19)
Таким образом, для определения усилия резания необходимо знать М3ф и скорость резания v.
Эффективная мощность определяется по формуле
= NM • • f]cn кет,
где NM—мощность, потребляемая двигателем станка, в кет;
—к. п. д. двигателя станка;
т/ет — к. п. д. станка.
Мощность, потребляемая двигателем станка, вычисляется по формуле
АГ ^-V
** 1000
где А — число ампер (по показанию амперметра);
V - число вольт (по показанию вольтметра).
Полещвляя в формулу (19) значение N^, получим
р __ nm"Пл-^т-4500 1,36 или
Р2 = • 6,12,
Пример, Определить усилие резания Р2 при обработке стальной детали D =260 мм, если амперметр, приключенный к двигателю постоянного тока, показывает силу тока А = 40 а, а вольтметр — напряжение тока V = 220 в. К. п. д. двигателя станка = 0,85, к. п. д. станка t\cm = 0,7, число оборотов обрабатываемой детали п == 40 в минуту.
98
Скорость резания будет равняться'
r.Dii 3,14-260-40
Ф — 1000 ~ * 1000 “ 32,Ь м!мин-
Усилие разания по формуле (20) будет равняться
р = А-У-6,12 = 40-220-0,85-0,7-6,12_9S2
2 v 32,6
Преимущество метода определения усилия резания по расходу энергии, потребляемой станком, заключается в его простоте, поэтому этот метод может быть применен в условиях работы любой мастерской. Существенный же недостаток этого метода заключается в том, что предварительно определение г[м и при различных режимах при холостом ходе станка не соответствует к. п. д. под нагрузкой, в силу чего этот метод не гарантирует высокой точности.
Кроме того, пользуясь указанным методом, можно определить приближенную величину только вертикального усилия Р2 без учета двух других слагающих давления на резец Рх и Р
Измерение усилий резания методом торможения при одновременном применении электрических приборов
При этом методе на шпиндель станка вместо планшайбы навинчивается специальный тормозной шкив с тормозными колодками.
В процессе резания тормозной шкив удаляется. Мощность, затрачиваемая во время резания, определяется на основании показаний вольтметра и амперметра.
Вторая стадия опыта заключается в работе с тормозом при удаленном резце. Зажимая тормозной шкив колодками, добиваются таких же показаний амперметра, как в предыдущем опыте при резании металла.
Совпадение показаний амперметра при одинаковом числе оборотов шпинделя свидетельствует об одинаковой мощности, потребляемой станком в первом и во втором случаях. При этом условии, очевидно, должны быть одинаковыми и крутящие моменты на тормозном шкиве и на детали в процессе резания. Приравняв крутящий момент на тормозном шкиве к крутящему моменту на детали, в процессе резания определяют усилие резания.
Пользуясь этим методом, величину усилия резания можно определить точнее, чем при предыдущем методе. Однако и этот метод обладает некоторыми недостатками, заключающимися в следующем. Как и в предыдущем случае, здесь определяется только вертикальная составляющая усилия резания. Кроме того, при подсчете усилия резания Рг к. п. д. станка принимается одинаковым при резании и при торможении, что не совсем точно.
Измерение трех составляющих усилия резания методом вдавливания шарика в эталонную пластинку
П. Е. Дьяченко 1 сконструировал и успешно применил для измерения трех составляющих усилия резания динамометр, основанный на
1 «Станки и ииструмевт* № 10, 1947.
99
принципе вдавливания гпарика в эталонную пластинку и последующего измерения отпечатка. Динамометр вместе со вставленным в него резцом при определении усилия резания вставляется в супорт станка.
На фиг. 94 показан динамометр в разрезе. В корпусе 1 около горизонтальной оси 2 может поворачиваться на очень небольшой угол державка 13, в которой винтами 5 укреплен резец 8.
Для того, чтобы винты 5 во время работы не задевали корпуса 1, последний в надлежащих местах имеет прорезы. Для оси 2 в державке сделана удлиненная прорезь, в которую вставлен резиновый амортизатор 3. Такие же амортизаторы подложены под винты 7 и 12.
Винт 10 имеет на конце зачеканенный шарик 14. Под воздействием усилия Рг шарик делает отпечаток на эталонной пластинке 11. После
Фиг. 94. Динамометр конструкции П. Е. Дьяче: ко.
каждого испытания пластинка 11 извлекается из корпуса прибора для замера отпечатка. Это делается до тех пор, пока она не израсходована до конца. Для измерения усилия Pv служат шарик и эталонная пластинка, укрепленные в задней стенке 4 корпуса, а для измерения усилия подачи Рх — шарик и пластинка в боковой стенке корпуса.
Размеры прибора 48x35x170 мм. Отпечаток получается в течение 0,5 мин.
Эталонные пластинки изготовляют из цинка, красной меди, мягкой стали и свинца в зависимости от величины измеренных давлений. Очень малые давления улавливаются свинцовыми пластинками. При определении величин Рг и Рх учитывается соотношение плеч рычагов. В приборе были применены шарики диаметром 1,5; 3 и 5 мм.
Преимуществом рассмотренного метода измерения составляющих усилия резания является его простота Ч
Измерение усилий резания гидравлическим супортом
В настоящее время для непосредственного измерения усилий резания широко используются гидравлические динамометры.
На фиг. 95 изображена схема гидравлического супорта для измерения трех составляющих усилия резания. Работа измерительного
1 О степени точности прибора окончательное заключение можно сделать после его сравнения с приборами, основанными на другом принципе.
100
супорта происходит следующим образом: резец А закрепляется в коробе В, называемом люлькой, имеющей возможность перемещаться на весьма малую величину в направлениях, составляющих общее давление резания (т. е. в направлениях сил Рл, Рл и Ру).
Под действием вертикального усилия Рг задний конец тела резца стремится подняться вверх, при этом шток С, перемещаясь, давит на диафрагму и сжимает глицерин, находящийся сверху диафрагмы. Давление глицерина в поршне в свою очередь через трубку передается на пружинку К. Вследствие этого манометрическая пружина стремится выпрямиться, что вызывает перемещение пишущего пера на величину, соответствующую давлению в манометре. В результате перемещения
ОЬрадатыдаемый предмет
Пап рад пение < р
вращения об-. pa6ambiSae-(l нога предне-Л та
Фиг. 95. Схема гидравлического супорта для измерения трех составляющих усилия резания.
Фиг. 96. Образец записи трех составляющих усилия резания.
пера по бумаге, навернутой на барабан, вращающийся при помощи часового механизма, производится запись вертикального усилия в виде диаграммы. Основной узел прибора, состоящего из поршенька и цилиндра с глицерином, называют гидравлической- мессдозой.
Точно таким же образом с помощью мессдоз D, Е и F регистрируются радиальное усилие Р и усилие подачи Рх.
Как видно из приведенных схем, регистрация усилия подачи может производиться при помощи одной из двух мессдоз D и Е. В зависимости от того, в какую сторону производится резание, закрывается левая или правая часть гидравлической системы при помощи специального клапана.
Образец записи трех составляющих усилия резания показан на фиг. 96.
При помощи специальной переводно-масштабной линейки по величине отклонения кривой диаграммы от нулевой линии можно найти величину составляющих усилия резания.
Гидравлический супорт часто вместо самопишущего аппарата или одновременно с ним снабжается манометрами для непосредственного отсчета абсолютных величин Рг, Pv и Р
101
Недостатком гидравлических динамометров является их недостаточная чувствительность при малых усилиях (меньше 100 кг), а также, склонность к вибрациям резца, закрепленного в супорте прибора,. Кроме того, вследствие больших инерционных сил эти приборы не в состоянии регистрировать тонкости в характере изменения усилия в процессе резания. Поэтому в тех случаях, когда необходимо более точно зафиксировать как величину, так и характер изменения усилия резания, пользуются различными электрическими динамометрами.
Измерение усилий резания пьезоэлектрическим и конденсаторным динамометрами
Некоторые кристаллы (кварц, турмалин) под действием давления генерируют электричество в количестве, пропорциональном величине давления. Этот принцип используется при конструировании измерительного супорта.
Фиг. 97. Пьезоэлектрический измерительный супорт для измерения трех составляющих усилия резания.
На фиг. 97 представлен разрез и план пьезоэлектрического измерительного супорта для измерения трех составляющих усилия резания. Для измерения вертикальной силы под державкой 2 прибора помещена пара кварцевых брусочков 6. Пластинка 4 прижимает кварцевые брусочки к планке 5, покоящейся на корпусе прибора. В процессе резания вертикальная составляющая Рг усилия резания, стремясь
102
переместить резец / и державку 2 вниз через шарики 3 и пластинку 4, сжимает кварцевые брусочки 6, в которых возникает электродвижущая сила, пропорциональная величине усилия Рг. Одновременно радиальная составляющая Ру стремится передвинуть резец вместе с державкой в направлении действия усилия Р вследствие чего давление через державку 2 и шарик 7 передается кварцевым брусочком 8. В результате этого на поверхностях кварцевых брусочков возникает электродвижущая сила, пропорциональная величине Р
Наконец, усилие подачи Рх, стремясь повернуть резец вместе с державкой 2, воздействует на кварцевые брусочки 9, вследствие чего на поверхности этих брусочков возникает электродвижущая сила, пропорциональная величине Рх. Возникающие под воздействием соста
Фиг. 98. Схема конденсаторного Фиг. 99. Конденсаторный динамометра. динамометр.
вляющих усилия резания токи регистрируются] электроизмерительным прибором, приключенным к аппарату с помощью клемм.
Вследствие того, что в описанном приборе почти полностью исключено влияние инерционных сил, пьезоэлектрический супорт обладает высокой чувствительностью и позволяет измерять усилие с точностью до десятых долей килограмма. Хорошие результаты при пользовании указанным супортом можно получить при снятии стружки небольших сечений. Существенным недостатком прибора является его непригодность для восприятия больших усилий, так как большие давления могут привести к разрушению кварцевых брусков, поэтому прибором нельзя пользоваться для измерения усилия при средних и крупных сечениях стружки.
Наряду с пьезоэлектрическими динамометрами при небольших усилиях (чистовая обработка) с успехом можно применять электроин-дукционные динамометры, получившие распространение в последние годы. Принцип работы указанных динамометров основан на изменении силы индуктируемого тока вследствие изменения величины воздушной прослойки между сердечниками обмоток первичного и индуктируемого тока. Изменение указанного расстояния связано с деформацией, происходящей под действием усилия резания.
Более универсальными являются приборы, действующие по принципу конденсаторных динамометров (фиг. 98). Такой динамометр представляет собой конденсатор, одна обкладка которого неподвижна, другая
103
представляет мембрану, прогибающуюся под действием нагрузки, приложенной к резцу.
На фиг. 99 показан конденсаторный динамометр, построенный в Ленинградском политехническом институте. Прибор представляет собой металлическую коробку из двух частей 1 и 2. Крышки каждой из них сделаны в виде гибкой мембраны. Две выступающие пластинки 3 и 4, из которых пластинка 3 соединена механически и электрически с частью 2, а другая изолирована от части 7 эбонитовыми втулками 5, образуют конденсатор.
Под воздействием измеряемого усилия крышка верхней части 2 коробки и динамометра прогибается, вследствие чего расстояние между конденсаторными пластинками 3 и 4 уменьшается, что в свою очередь изменяет емкость конденсатора.
Изменения емкости конденсатора преобразуются в изменения частоты тока при помощи высокочастотного устройства, присоединенного к динамометру двумя проводами. Колебания тока в приемном контуре высокочастотного преобразователя регистрируются соответствующим шлейфом осциллографа.
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА ВЕЛИЧИНУ УСИЛИЯ РЕЗАНИЯ
Для изучения зависимости усилия резания от различных факторов проведены многочисленные исследования. В результате этих исследований в настоящее время мы располагаем обширным материалом, и все же, несмотря на большие достижения в этой области, нельзя сказать, что разбираемый вопрос изучен полностью. В ряде случаев данные отдельных экспериментаторов не согласовываются друг с другом. Объясняется это главным образом сложностью самого процесса резания и разнообразием аппаратуры и методов, которыми пользовались экспериментаторы при своих исследованиях. Прежде чем перейти к рассмотрению формул для подсчета абсолютной величины усилия резания, рассмотрим влияние на него главнейших факторов.
На величину усилия резания Рг оказывают влияние следующие важнейшие факторы:
1) обрабатываемый материал;
2) величина и форма поперечного сечения снимаемой стружки;
3) геометрия резца;
4) смазка и охлаждение и ряд других менее важных факторов.
Влияние обрабатываемого материала
Физико-механические свойства обрабатываемого материала оказывают существенное влияние на величину усилия резания.
Способность обрабатываемого материала оказывать сопротивление резанию характеризуется коэфициентом резания.
Коэфициентом резания называется давление на резец, отнесенное на единицу площади сечения стружки, т. е. давление, оказываемое 1 мм* 104
площади сечения стружки на резец при следующих стандартных условиях резания:
Глубина резания........................t = 5 мм
Подача.................................s = 1 мм!об
Угол резания..........................8 = 75°
Угол в плане..............................= 45°
Режущая кромка резца...........Прямолинейная, горизон-
тальная, радиус закругления вершины г=1 мм
Работа всухую.
Очевидно, при приведенных условиях коэфициент резания должен быть величиной постоянной для данного обрабатываемого материала. Коэфициент резания измеряется в кг/мм2 и обозначается буквой К. Так, если усилие на резец Рг~ 550 кг, подача 1 об)мм, глубина резания 5 мм, то коэфициент резания
к______Р 550
К ~ s-t 1-5
= 110 кг.
Наряду с коэфициентом резания различают также и удельное давление. Удельное давление представляет также давление, отнесенное к 1 з/л2 площади поперечного сечения стружки, но при любых ее размерах У Удельное давление измеряется в кг)мм2 и обозначается буквой р:
р =- уг- кг'мм”.
Пример. Определить удельное давление р, если s - 0,5 мм, об, t 4 мм и Рг = 200 кг:
200 200 1Л_ , ,
р “ бдТ = т = 100 кг1мм
В отличие от коэфициента резания удельное давление есть величина переменная и изменяется с изменением размеров стружки, геометрии резца и т. п.
В зависимости от условий резания для данного материала величина удельного давления колеблется в широких пределах.
Из приведенных определений Кир следует, что при оценке обрабатываемости металлов по усилию критерием должно служить не удельное давление, которое даже для данного металла есть величина переменная, а коэфициент резания. Очевидно, легче поддается резанию тот материал, у которого коэфициент резания меньше.
Следует отметить, что до сих пор не установлена точная математическая зависимость коэфициента резания от механических свойств обрабатываемого металла. Существующий в этой области материал дает возможность сделать только несколько общих замечаний, и то приближенного характера.
Основной вывод из преобладающего большинства экспериментов можно сформулировать так: чем выше качество обрабатываемого материала, тем больше величина коэфициента резания. Это и понятно, если
1 При определении коэфициента резания и удельного давления под давлением резания понимается давление, оказываемое вертикальной составляющей Рг.
105
принять во внимание, что работа резания расходуется на пластическую деформацию, упругую деформацию металла и трение.
Величина первых двух работ в значительной степени зависит от физико-механических свойств материала, определяющих его прочность.
Прочность металла определяется его упругими и пластическими свойствами, и, очевидно, этими свойствами также определяется в большой степени и величина усилия резания.
В процессе резания, когда стружка подвергается пластической деформации со значительной скоростью, усилие резания будет тем больше, чем пластичнее металл и одновременно чем более он способен к наклепу.
Многочисленными опытами установлено, что с увеличением предела прочности аь и относительного удлинения коэфициент резания возрастает, причем предел прочности аь оказывает большее влияние на коэфициент резания, чем относительное удлинение.
Остановимся коротко на хрупких металлах.
Хрупкие металлы (чугун, бронза) имеют относительно меньшие коэ-фициенты резания, чем вязкие (сталь). Иначе говоря, для снятия одного и того же слоя металла при обработке чугуна затрачивается меньшая работа, чем при обработке стали. Объясняется это тем, что, как мы уже выяснили, при обработке хрупких металлов, в частности чугуна, образуется преимущественно стружка надлома, которая почти не деформируется, при обработке же вязких металлов, наоборот, стружка сильно деформируется и значительно изменяет свое строение, поэтому соответственно возрастает и работа пластической деформации. Кроме того, коэфициент прочности у чугуна значительно меньше, чем у стали. Как известно из сопротивления металлов, работа, затрачиваемая на разрыв чугунного бруска, меньше, чем на разрыв стального.
Меньшее значение коэфициента резания для чугуна объясняется еще и тем, что при резании хрупких металлов фактически отсутствует скольжение стружки по передней грани резца, так как отдельные элементы стружки после своего образования сразу же откалываются от обрабатываемого металла и выпадают. При резании же вязких металлов имеет место почти непрерывное скольжение сливной стружки по передней грани резца.
Таким образом работа трения стружки о переднюю грань резца у чугуна значительно меньше, чем у стали, что также приводит к уменьшению коэфициента резания чугуна.
Проф. Глебов на основе обработки опытных данных вывел следующую приближенную зависимость коэфициента резания от предела прочности и относительного удлинения:
К = 0,075 а* (3O-f-3),
где К — коэфициент резания в кг/мм2-
— предел прочности в кг^м2',
8— относительное удлинение в %.
Из приведенной формулы видно, что коэфициент резания увеличивается с возрастанием а/, и 3. При одном и том же относительном удлинении коэфициент резания пропорционален пределу прочности аь.
106
Обрабатываемый Значение
металл показателя н
Сталь и сталь-
ное литье .... 0,35 и 0,75*
Чугуны .... 0,55
* Первое значение при Нв < <170, второе при Нв^> 170.
Если же принять во внимание, что у стали твердых сортов относительное удлинение значительно меньше, чем у мягких, то коэфициент резания с увеличением крепости стали будет возрастать значительно медленнее.
Зависимость между усилием резания и твердостью по Бринелю выражается формулой1
Рг = СНнв. (21)
Значения показателя степени при Нв приведены ниже.
В заключение следует отметить, что так как коэфициент резания для данного металла является функцией комплекса механических свойств и структуры маталла, невозможно точно характеризовать его исходя только из некоторых механических свойств металла.
Влияние элементов сечения стружки (Ь и а) на усилие резания
Из многочисленных факторов, влияющих на величину усилия резания, важнейшими являются размеры сечения снимаемой стружки. Основными размерами сечения стружки, определяющими величину усилия резания, являются толщина и ширина стружки.
В общем виде зависимость между усилием резания и шириной стружки можно выразить формулой
Pz = Cybx . (22)
Практически можно считать, что усилие резания прямо пропорционально ширине стружки (глубине резания), т. е.
pz=C,b=-^-t. (23)
1 Sin «р 7
Указанную зависимость можно объяснить следующим образом. Величина деформации снимаемого слоя металла, приходящаяся на единицу длины режущей кромки, с увеличением ширины стружки не изменяется, но так как с увеличением ширины стружки возрастает длина контакта режущей кромки резца с обрабатываемой деталью, пропорционально возрастает и усилие резания.
Зависимость между усилием резания и толщиной стружки (подачей) выражается
Рг = Саа“. (24)
По данным Челюсткина зависимость между Pz и а в прямоугольной системе координат с логарифмической шкалой выражается в виде прямой (фиг. 100), где по оси абсцисс отложены логарифмы значений а, а по оси ординат — логарифмы значений Рг. Изображенная на
1 Энциклопедический справочник, .Машиностроение', т. 7, 1948.
107
фиг. 100 прямая выражается уравнением общего вида: у С -j- :ix. В нашем случае, логарифмируя выражение (24), получим
Ig/’z « lgC2 + k\ga,
где 1g Рг — у; lga = x; lg С2 — С — начальная ордината;
k — п — тангенс угла наклона прямой.
Из данных Челюсткина и др. следует, что с увеличением толщины стружки усилие возрастает значительно медленнее, чем толщина стружки.
Для практических расчетов показатель степени k можно принять равным 0,75, поэтому будем иметь
Рг = с2а°’ге = С2 s 1п°> 75ср. s°>75. (25)
Возрастание Рг с увеличением толщины стружки не трудно понять, если учесть, что с увеличением толщины стружки возрастает объем
Фиг. 100. Зависимость усилия от толщины стружки по данным Челюсткина.
снимаемого металла, а также длина контакта вспомогательной режущей кромки с деталью.
Значение показателя степени при толщине (меньше единицы) объясняется тем, что с увеличением толщины стружки деформация снимаемой стружки уменьшается. С учетом одновременного влияния а и b формулу усилия резания можно написать в следующем виде:
Рг = C3W’75, (26)
или
Из рассмотренных зависимостей видно, что ширина стружки оказывает большее влияние на усилие резания, чем толщина. Иначе говоря, при одной и той же площади поперечного сечения стружки увеличение толщины стружки вызывает меньшую величину усилия резания, чем такое же увеличение ширины стружки. Следовательно, с точки зрения усилия резания и расхода энергии на процесс резания выгоднее рабо-108
тать с более толстыми и узкими стружками, чем с более тонкими и широкими. Однако, как будет указано ниже, с точки зрения стойкости резца имеется противоположная тенденция.
Влияние угла резания
Из элементов геометрии лезвия резца наиболее сильно на усилие резания влияет угол резания.
С увеличением угла резания усилие резания возрастает. Это объясняется тем, что с увеличением угла о возрастает деформация стружки. Здесь работу резца можно сравнить с работой клина. Очевидно, врезание клина в материал тем труднее, чем больше угол клина.
Зависимость усилия резания от угла резания по данным большинства исследователей может быть выражена эмпирической формулой вида
Рг=С48эт.
Величина показателя степени зависит от обрабатываемого материала. По данным различных исследователей показатель степени т в формуле усилия колеблется в пределах т— 0,7~ 1,0(тср = 0,85).
В практических расчетах удобнее пользоваться передним углом. Из формулы = 90 — 8, а также из опытных данных следует, что с увеличением переднего угла усилие резания уменьшается.
В табл. 13 приводятся значения поправочных коэфициентов для усилия резания в зависимости от переднего угла по данным Комиссии по резанию.
Таблица 13
Поправочные коэфициенты в зависимости от переднего угла
Механические свойства обрабатываемого материала Передний угол 7"
Сталь в кг!мм* чугуи нв 5 7 ,0 12 15 20 25 30
7.0-60 60-70 <150 1,13 1,10 1,13 1,06 1,10 1,04 1,06 1,0 1,0 0,94 0,94 0,89 0,89
70—80 1,09 1,06 1,03 1,0 0,96 0,91 — —
Влияние главного угла в плане
Из формулы (27) видно, что при постоянных значениях t, s и прочих одинаковых условиях зависимость Рг от угла ср выражается формулой
п const
(28)
Согласно этой формуле величина усилия резания с увеличением угла ср должна непрерывно уменьшаться. Однако ряд опытов показы-109
вает, что при обработке стали усилие резания уменьшается с увеличением лишь до определенного предела (до 50—55°), после чего при увеличении ср усилие резания начинает возрастать.
Для правильного понимания влияния угла ср на величину усилия резания необходимо принять во внимание следующее.
Изменение величины главного угла в плане ср вызывает изменение ряда других факторов.
С увеличением угла ср увеличивается толщина стружки, но вместе с тем уменьшается ее ширина, что, как мы уже выяснили, должно привести к уменьшению усилия резания.
С другой стороны, имеются факторы, действующие в противополож-
Фиг. 101. Зависимость усилия резания от главного угла в плане по опытам Е. К. Зверева.
ном направлении.
Увеличивая угол в плане для сохранения без изменения угла при
Фиг. 102. Зависимость коэфициента усадки от главного угла в плане.
вершине е, обычно уменьшают вспомогательный угол в плане <pv Это приводит к уменьшению остаточных гребешков на обрабатываемой детали, следовательно, несколько увеличивается площадь фактического сечения стружки, а тем самым и нагрузка на резец. Далее увеличение угла <р вызывает . увеличение длины рабочей части вспомогательного лезвия.
Таким образом, изменение главного угла в плане ср оказывает довольно сложное влияние на величину усилия резания.
На фиг. 101 приводится зависимость усилия резания от главного угла в плане при точении стали разных марок1. Из этой фигуры видно, что при изменении угла <р в пределах от 30 до 90° усилие резания сначала уменьшается, а затем увеличивается. Минимальное значение усилия согласно указанным опытам получается при <ря»55°.
Небезинтересно отметить, что примерно таков же характер зависимости величины усадки от главного угла в плане. Как видно из фиг. 102, при увеличении угла в плане до 60° коэфициент усадки уменьшается, при дальнейшем же увеличении угла <р—возрастает.
Математическая зависимость усилия резания от величины угла в плане выражается формулой
Pz = С^е .
1 По опытам доп. Е. К. Зверева.
НО
При точении стали для <р до 55° показатель степени е = —0,1 для <р больше 55° показатель сте пени е = 0,22.
Ниже приводятся поправочные коэфициенты в зависимости от изме-
нения <р при обработке стали, единице при = 45°. причем усилие условно принято равным
Главный угол в плане ср | 30° 45° 60° | 75° ] 90°
Поправочный коэфициент . | 1,08 | 1,0 | 0,98 | 1,03 1,08 J
Из приведенных данных видно, что влияние угла <р на Рг небольшое, поэтому при практических расчетах, не требующих особой точности, им можно пренебречь.
Как было отмечено раньше, изменение угла ф вызывает также изменение усилий Рх и Р Опытные данные показывают, что с изменением главного угла в плане наиболее резко изменяется радиальное усилие.
Влияние радиуса закругления лезвия резца
и, следовательно, длина
усадки стружки от радиуса закругления вершины резца.
При работе резцом с криволинейной режущей кромкой усилие резания несколько больше (примерно на 15о/о), чем при работе с прямолинейным лезвием.
Объясняется это тем, что замена прямолинейной кромки криволинейной приводит к уменьшению средней толщины стружки, при этом одновременно увеличивается ширина стружки дуги, находящейся в контакте с обрабатываемым материалом. Удлинение же работающей части лезвия приводит к увеличению работы деформации стружки, так как при этом процесс резания усложняется большим перемещением частиц обрабатываемого металла.
Очевидно, по этой же причине мы должны иметь увеличение усилия резания при переходе от малых радиусов закругления лезвия резца
к большим. Это положение полностью подтверждается рядом работ, проведенных за последние годы у нас в СССР. Сказанное также подтверждают данные по усадке стружки. Из фиг. 103 видно, что усадка стружки возрастает с увеличением радиуса закругления вершины резца.
По данным Комиссии по резанию зависимость между усилием резания и радиусом
закругления вершины резца Рг = С6гЫ.
можно выразить формулой (29)
Ниже даем поправочные коэфициенты для Рг в зависимости от изменения г при обработке стали, причем усилие условно принято равным единице при г = 2 мм.
1 Радиус закругления 1 1 г в мм J 0,5 1,0 I,5 | 2,0 3,0 5,0
Поправочный 1 коэфициент . . . 1 0,87 0,93 0,97 1,0 1,04 1,10 |
111
Отсюда следует, что влияние радиуса закругления на величину усилия незначительно, поэтому при практических расчетах, не требующих особой точности, влиянием этого фактора также можно пренебречь
Влияние скорости резания
До сравнительно недавнего времени- считалось, что скорость резания не оказывает влияния на величину усилия резания. Однако опыты, про
Фиг. 104. Зависимость коэфициента усадки стружки от скорости резания для хромоникелевой стали по данным ЦНИИТМАШ.
веденные за последние годы с инструментом, оснащенным твердыми сплавами, в зоне высоких скоростей, опровергают это мнение.
Как мы уже выяснили, одним из основных факторов, влияющих на усилие резания, является деформация, которую претерпевает обрабатываемый материал в процессе резания.
Исследования, проведенные в этом направлении, показывают, что, начиная с
известного диапазона, с изменением скорости резания величина деформации также изменяется.
На фиг. 104 показана зависимость коэфициента усадки стружки от скорости резания для хромоникелевой стали <зь — 85 кг/мм* по данным ЦНИИТМАШ.
Скорость резания
Фиг. 105. График зависимости усилия резания от скорости для резцов с положительными и отрицательными передними углами по опытам А. В. Щеголева и А. С. Мурашкина.
Мы видим, что, начиная примерно с v — 20 м)мин, с увеличением скорости резания усадка стружки значительно уменьшается до извест-112
Кого предела (примерно до 200 м/мин), после чего остается постоянной.
Изменение деформации в связи с изменением v должно сказаться и на изменении усилия.
На фиг. 105 показан график зависимости тангенциальной силы резания от скорости резания для резцов с положительными и отрицательными передними углами по опытным данным А. В. Щеголева и А. С. Мурашкина.
Из графика видно, что, начиная от 40 до 200 л/мин, усилие резания падает. Со скорости около 200 м]мин усилие резания изменяется незначительно.
Аналогичные выводы можно сделать из ряда других исследований, проведенных в последние годы.
Из всего рассмотренного можно сделать вывод, что, начиная с определенной величины скорости, ее увеличение вызывает понижение усилия резания. Это обстоятельство заставляет искать новые скоростные методы обработки металлов в таких зонах скоростей, где усилие резания существенно падает и тем самым облегчается процесс резания.
Влияние смазывающе-охлаждающей жидкости
Применение смазывающе-охлаждающих жидкостей при резании металлов преследует цель, с одной стороны, охлаждения инструмента и детали, с другой — их смазки.
Смазывающе-охлаждающие жидкости, применяемые при резании металлов, в соответствии с их назначением можно разделить на две группы.
К первой группе относятся вода, водные растворы и эмульсии. Для предохранения станка и обрабатываемой детали от ржавления к воде обыкновенно прибавляют соду.
Жидкости этой группы обладают значительным охлаждающим действием.
Ко второй группе относятся минеральные, растительные и животные масла, керосин, растворы в масле или керосине поверхностно активных веществ и т. д. Жидкости этой группы обладают более высоким сма-зочно-диспергирующим действием.
Как показывают опыты и практическая работа, применение смазывающе-охлаждающих жидкостей уменьшает усилие резания. Мы уже отметили, что часть работы, затрачиваемой на процесс резания, расходуется на трение задней грани инструмента об обрабатываемую деталь и трение стружки о переднюю грань резца. Смазка уменьшает коэфициент трения, что оказывает влияние почти на все основные факторы, сопутствующие процессу резания.
От величины коэфициента трения зависят усилие резания, усадка стружки, завивание стружки, теплота резания, стойкость инструмента и т. д. Усилие резания будет тем меньше, чем выше смазывающая способность жидкости.
Исключительно важное значение в учении о смазке имеют работы советских исследователей. Ведущее место в этом вопросе занимают ра-
8 Даниелян А. М. 2063. 1 13
боты акад. П. А. Ребиндера и 15. В. Дерягйна. Эти работы показали, что сама смазка, содержащая поверхностно-активные вещества, активно участвует в процессе резания. Активные жидкости вследствие их сродства с металлом быстро притягиваются и ориентируются на поверхности металла, т. е. производят смазывание поверхности, чем облегчается процесс резания.
Кроме того, жидкости с достаточным содержанием поверхностноактивных веществ (жировые кислоты, сера и т. д.) оказывают сильное смазочно-режущее действие. Они разделяют своими пленками не только внешние поверхности металла, но и внутренние в микрощелях, образованных в металле.
Поверхностно-активные молекулы уменьшают поверхностную твердость обрабатываемого металла, а также, действуя расклинивающим образом, увеличивают микротрещины и облегчают разрывы в металле. Здесь как бы имеет место своеобразная смазка по плоскостям скольжения металла, что приводит к размягчению слоев металла в зоне резания и облегчает процесс резания.
Таким образом, уменьшение усилия резания при применении смазы-вающе-охлаждающих жидкостей согласно данным П. А. Ребиндера объясняется не только понижением коэфициента трения, но и расклинивающим действием жидкости, в результате чего жидкость, проникающая в микротрещины, увеличивает их и облегчает разрывы в металле. Кроме того, охлаждающе-смазывающая жидкость облегчает пластическое течение металла в зоне резания без его разрыва в наружных слоях.
Задача подбора охлаждающе-смазывающей жидкости сводится к подбору таких поверхностно-активных веществ, которые имеют наибольшее сродство и наибольшую адсорбционную способность по отношению к данному обрабатываемому металлу.
В масляных жидкостях поверхностно-активными добавками являются органические кислоты, их соли, жиры, а также органические вещества с серосодержащими полярными группами.
Охлаждающе-смазывающая жидкость тем больше облегчает процесс резания, чем большим физико-химическим сродством обладает она по отношению к металлу.
Вода обладает значительно меньшим молекулярным сродством к поверхности металла, чем масляные жидкости. Смазочно-режущие способности воды и водных растворов можно значительно повысить путем добавления к ним поверхностно активных веществ, понижающих поверхностное натяжение воды. Такими веществами прежде всего являются мыла. Чем мягче обрабатываемый металл, тем на большую величину уменьшается усилие резания в результате применения смазывающе-охлаждающих жидкостей. Кроме того, усилие резания уменьшается тем больше, чем меньше сечение снимаемой стружки и больше отношение глубины резания к подаче.
Ниже приводятся средние значения поправочных коэфициентов для учета влияния смазки на усилие резания.
Отсюда видно, что наивысший эффект с точки зрения понижения величины Р2 дают масла на основе растительного жира.
114
См азыв а ю ше-ох л а ж да кица я жидкость Поправочный коэфициент
Осерненное масло на растительной основе 0.75
Осерненнбе масло на минеральной основе 0,80
Растительное масло 0,8
Минеральное масло 0,85
Вода и водные жидкости 1,0
Работа всухую 1,0
Влияние притупления резца
Опытами установлено, что, начиная с некоторой величины износа по задней грани инструмента, усилие резания несколько повышается.
В табл. 14 даны поправочные коэфициенты /<д в зависимости от величины износа резца по задней грани.
Таблица 14
Значения поправочных коэфициентов К& в зависимости от износа резца
Износ по задней грани резца в мм 4,0 3,0 2,0 1,0 0,5 0
Значение коэфициента прн обработке стали, стального литья н ковкого чугуна 1,0 0,95 0,93
Значение/Сд при обработке обыкновенного чугуна 1,0 0,93 0,89 0,86 — 0,83
Коэфициент принят равным единице при нормальном износе резца при черновой обработке. В качестве нормального притупления при обработке стали и ковкого чугуна принят износ 2 мм, а при обработке обыкновенного чугуна — износ по задней грани 4 мм.
Из табл. 14 видно, что при затуплении резца усилие резания возрастает на 8°/0 при обработке стали и ковкого чугуна и на 17°/0 при обработке обыкновенного чугуна. Эти данные относятся к величине главной составляющей усилия резания Рг, остальные составляющие Рх и Ру возрастают на значительно большую величину.
ФОРМУЛЫ УСИЛИЯ РЕЗАНИЯ
Хотя исследованием усилия резания занимаются на протяжении нескольких десятилетий, однако до сих пор не удалось вывести точной формулы этого усилия, которое зависит от многочисленных факторов.
*
115
Установление точной зависимости влияния ряда факторов на усилие резания точно так же, как и во многих других областях резания металлов, затрудняется, как мы уже отметили, большим разнообразием факторов и сложностью процесса, что усложняет изучение вопроса. Работы для установления зависимости усилия резания от различных факторов велись в двух направлениях. С одной стороны, силовые зависимости выводятся эмпирически на базе большого опытного материала, с другой — имеется ряд попыток разрешить вопрос теоретически, пользуясь данными теоретической механики, сопротивления материалов, учения о пластических деформациях и т. д. Недостаток эмпирических формул заключается в том, что структура их в виде степенных функций не отражает внутренней сущности процесса резания и представляет лишь более или менее удачно подобранную математическую зависимость, удобную для практического пользования. С помощью этих формул очень трудно выявить физическую сущность процесса.
Другой недостаток экспериментальных формул заключается в том, что они в лучшем случае действительны только в тех узких пределах, в которых были произведены опыты для их определения, пользование же этими формулами за указанными пределами очень часто приводит к абсурдному результату.
Из сказанного вовсе не следует, что эмпирические формулы не представляют большой ценности. На основе этих данных составляются, в частности, необходимые для металлообрабатывающей промышленности нормативы. Эти же данные используются при расчете станка и металлорежущего инструмента и т. д. Как совершенно правильно отмечал проф. В. Д. Кузнецов, „если даже удастся создать теорию, то и тогда чисто практические работы будут продолжаться, эти работы будут развивать учение о резании металлов и будут совершенствовать методы обработки".
Наряду с экспериментальными работами имеется ряд попыток вывести основные закономерности в области резания металлов теоретическим путем, поэтому в последнее время уделяется большое внимание изучению физических явлений, связанных с процессом резания. Следует отметить, что вывод основных зависимостей, в том числе и динамических, теоретическим путем связан с неменьшей трудностью, чем составление точной экспериментальной формулы. Этим нужно объяснить то, что до настоящего времени этот вопрос не нашел еще сколько-нибудь удачного разрешения.
До настоящего времени еще не удалось вывести теоретическую формулу усилия резания, пригодную для практического использования. В силу ряда допущений, сделанных при их выводе, многие из теоретических формул приводят к результатам, не совпадающим с данными опыта. Тем не менее работы в этом направлении представляют большую ценность как предпосылки к созданию общих закономерностей, а некоторые из теоретических формул дают вполне приемлемые объяснения опытно выведенным зависимостям.
В силу ограниченности объема книги ниже рассматривается только экспериментальная формула для определения усилия резания, выведенная в СССР. ;
116
ФОРМУЛЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ УСИЛИЯ РЕЗАНИЯ ПО ДАННЫМ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
Несмотря на отмеченные выше трудности, у нас, в СССР, на базе обширных экспериментальных работ, проведенных в период с 1937 до 1941 г., выведены силовые зависимости по всем основным видам обработки металлов резанием. Эти зависимости в виде экспериментальных формул, удобных для практического пользования, с достаточной точностью отражают зависимость усилия резания от основных факторов. Ниже приводится результат указанных исследований. Принимая во внимание влияние рассмотренных выше факторов, можно зависимость между усилием резания и влияющими на него факторами выразить следующей формулой:
Pz = aPsyPKnMr\eK^K^0X, (30)
где Км — характеризует обрабатываемый материал;
г — радиус закругления вершины резца в мм;
ср — главный угол в плане в °;
К,—коэфициент, характеризующий влияние переднего угла;
Кд— коэфициент, учитывающий увеличение усилия при притуплении резца;
Кох.— коэфициент, характеризующий влияние охлаждения.
Отдельные величины, входящие в эту формулу, были рассмотрены в предыдущих разделах. Здесь мы только остановимся на величине Км. Вместо Км в формулу вносится аь для стали и Нв — для чугуна.
Показатель степени и для стали и стального литья принимается при аь < 55 кг/мм* равным 0,35 (п — 0,35), для стали и стального литья при аь 55 кг)ммг равным 0,75 (п = 0,75), для ковкого и серого чугуна равным 0,55 (п = 0,55).
Формула (30) охватывает большинство факторов, влияющих на усилие резания, поэтому удобна при анализе законов резания, для практических же целей пользуются более простыми формулами.
В порядке упрощения исключим из формул Км, г, <р, Кг, Кд и Кох, представив их одним коэфициентом Ср. С учетом всего этого можно написать
Pz -СрК’л''' кг. (31)
Показатели степеней хр и ур при наружном точении и растачивании стали и чугуна равны
хр = 1; Ур.= 0,75.
Значения Ср следующие: для углеродистой стали аь = 75 кг/мм2; Нв — 215; dB = 4,12 мм, С = 200, для серого чугуна Нв = 190; <1в~ = 4,37 мм; Ср = 114.
Для обрабатываемых материалов с другими механическими свойствами нужно вносить поправочные коэфициенты Км, пользуясь следующими формулами:
для сталей
/ Oft \пр
Км = I -у?-1 ,
117
где ab — предел прочности при растяжении обрабатываемой стали в кг/мм2", при аь С 0,55 кг/мм? пр — 0,35, при ~ь > 55 кг/мм* пр = = 0,75;
для серого чугуна
/
у 190
где Ив — число твердости по Бринелю обрабатываемого чугуна.
Для того чтобы упростить подсчеты, в табл. 15 приводятся подсчитанные значения поправочных коэфициентов на вертикальное усилие Р2 в зависимости от обрабатываемого металла и его механических свойств.
Таблица 15
Поправочные коэфициенты на усилие Рг в зависимости от обрабатываемого металла
По данным Министерства станкостроения СССР
Данные табл. 15 относятся к проходным резцам с прямолинейным лезвием с углами у — 45°, <рх = 10°, к = + 3, г = 2 мм при работе с охлаждением для стали и всухую для чугуна при нормальном притуплении резца. Передние и задние углы — по стандарту.
В случае перемены условий резания и другой геометрии резца необходимо внести поправку, пользуясь ранее приведенными поправочными коэфициентами.
118
Пример. Определить величину усилия резания при обработке проходным резцом (нормальной геометрии) с охлаждением углеродистой стали = 85 кг/жж2 при глубине резания t == 4 мм и подаче s = 0,7 мм/об.
Для углеродистой стали - -75 кг/мм2 будем иметь Рг — 2001 • s°’,s = = 200 • 4'- 0,70,75 = 200 • 4 • 0,765 = 612 кг.
С учетом поправочного коэфициента Км для стали <гй = 85 /сг/лглг2 можно написать
Г, 612 • 1,1 =-673,2 кг.
ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИЛОЖЕНИЕ ЗАКОНОВ УСИЛИЯ РЕЗАНИЯ
Знание величины усилия резания и законов его изменения позволяет разрешить ряд практических задач, связанных с расчетами напряжений, возникающих в станке, инструменте и обрабатываемой детали. Дело в том, что усилие резания передается отдельным частям станка, резцу и обрабатываемой детали, вызывая в них соответствующие напряжения. Чрезмерно большие усилия могут вызвать перегрузку станка и обрабатываемой детали и даже их поломку. Пользуясь величиной усилия резания, конструктор рассчитывает на прочность отдельные детали и узлы станка. В условиях эксплоатации станка также приходится определять наибольшую допустимую нагрузку на резец исходя из прочности станка.
На практике весьма часто возникают вопросы о возможности назначения того или иного режима резания (/ и s), исходя из силы станка, и в какой мере при этом используется мощность станка и т. д.
Совершенно естественно, режим резания необходимо подбирать таким образом, чтобы при определенной скорости, допускаемой резцом, станок по мощности был использован возможно полно. Кроме того, исходя из величины усилия резания с учетом материала резца (скорости резания) можно подобрать станок для выполнения данной работы. Некоторые из затронутых вопросов будут рассмотрены ниже, в разделе „Методика расчета наивыгоднейшего режима резания", здесь мы осветим только вопросы, связанные с использованием станка по мощности.
Для полной загрузки станка необходимо, чтобы крутящий момент на детали Мреа, создаваемый усилием резания, был равен крутящему моменту на шпинделе станка Мшп, т. е.
— Мрез, так как
7И —-1*1рез — g ’
где Рг — усилие резания в кг;
D — диаметр детали в мм.
Учитывая это, можно написать
Мшп = 0,5DCpfXpsyP. (32)
При известных значениях Мшп и £) из этой формулы можно определить s или t в зависимости от того, какая из этих величин известна, по силе станка.
119
Например, подача, при которой получается полная загрузка станка, определится из формулы
(33) у 0,5DCpfР
Аналогичным образом в случае необходимости можно определить глубину резания исходя из силы станка.
Величина мощности, затрачиваемая на резание (мощность на резце), подсчитывается по формуле
Р • и
= (34)
где Р2—усилие резания в кг;
v — скорость резания в м)мин.
Полная мощность на приводе станка
Т| > где — к. п. д. станка.
Как мы выяснили, на резец действуют три усилия: Р2, Рх и Р . Следовательно, общая мощность, затрачиваемая на резание, определится по формуле
где N2 — мощность, затрачиваемая на резание от главного рабочего движения [определяется по формуле (34)];
Nx — мощность, затрачиваемая на совершение подачи;
N — мощность, затрачиваемая на преодоление движения перпендикулярно оси детали.
Мощность, затрачиваемая на подачу, равна произведению усилия подачи на скорость подачи, т. е.
= -ейетзг <35>
Для обычных условий работы мощность Nx имеет по сравнению с мощностью N, незначительную величину, так как скорость подачи на токарных станках не превышает 0,01 скорости резания v, кроме того, усилие Рх значительно меньше усилия резания Р2.
Для продольной обточки практически можно считать, что vy = О, так как резец не имеет передвижения в поперечном направлении, следовательно, Ny—0. Поэтому при практических расчетах для определения потребной мощности можно пренебречь величинами Nx и N .
Пример. Определить мощность, потребную на точение (с учетом работы в направлении подачи) стали = 65 «г/лгм2 при следующих данных: число оборотов двигателя станка NMaul = 1400 в минуту; передаточное число коробки скоростей i = 0,1, глубина резания t — 5 мм, подача s = 0,6 мм'об, диаметр обработки D — 120 мм.
Решение. Определяем величину Рг.
Для стали от, = 75 кг/мм11 будем иметь
Р2 =, CptVPsyP = 200 5 • 0,60-75 = 200 5 • 0,68 = 680 к?.
120
Для стали а4= 65 кг/мм2 вносим поправочный коэфициент согласно табл. 15. С учетом этого получим
Pz = 680 • 0,89 = 605 кг.
Число оборотов шпинделя станка
пшп = пм 1= 1400 • 0,1 = 140 об/мин.
Скорость резания
r.Dii _ 3,14 • 120 • 140 v ~ 1000 ~ 1000
= 52,8 м/мин.
Мощность Nz будет равняться
r л 2 • v 01/0 • OZ»6
г = 60 • 75 1,36 = 60 • 75 • 1,36
Осевое усилие Рх примем равным 0,25 Pz, т. е.
Рх = 0,25Pz = 0,25 • 605 151 кг.
Скорость подачи
s • п 0,6 • 140 . пол ,
1'под 1000' 1000 °’084 мин-
Мощность на подачу
Рх • vn _ 151 • 0,084 х 60 • 75 • 1,36 60 • 75 - 1,36
0,0022 кет.
Как видно, Nx по сравнению с Nx незначительно, поэтому при практических расчетах этой мощностью можно пренебречь.
Пример. Выяснить, можно ли вести обработку детали из хромоникелевой стали aj=55 кг/мм2 исходя из силы станка, если удвоенный крутящий момент на шпинделе станка 2Мшп = 50 000 кгмм, подача s = 0,5 мм/об, глубина резания t = 4 мм, диаметр детали 0 = 200 мм.
Решение. С учетом поправочного коэфициента Км на величину Pz в зависимости от материала для удвоенного крутящего момента на резце получим
2М„ез = 200 • С„/5-°’75 Км = 200 • 200 • 4 • 0,5° >75 • 0,82 =
- 200 • 200 • 4 • 0,59 • 0,82 = 77 400 кгмм.
Как видно, 2Мшп </ 2Мрез, т. е. обрабатывать эту деталь при данном режиме нельзя, так как станок не „потянет". Очевидно, необходимо уменьшить подачу.
Пример. Для тех же условий резания определить подачу исходя из полного использования станка.
Решение. Приравниваем крутящий момент на шпинделе станка к крутящему моменту на резце
2Mwn = DCptxPsyPkM,
откуда
50000
0,75 —__________,
200 • 200 • 4 • 0,82 ~ ‘
или
$ — 0,28 мм.
121
Пример. Определить подачу, с которой необходимо обрабатывать ступенчатый валик из углеродистой стали 75 кг/мм2 тремя резцами одновременно на токарном станке (фиг. 106). Все три резца имеют одинаковую подачу и глубину резания t---4 мм.
Решение. Суммарный крутящий момент, потребный для резания слагается нз крутящих моментов на каждом резце:
M=Af1+Af2+^3> где
ML == = O.bCpts^Df,
М2 = Рг Q,5Cpts°^D2-
М3 - Рг = 0,5Ср/«°’75Л3,
поэтому для суммарного момента можно написать
М 0,5СХ’75 + А + ^з)-
Фиг. 106. Обработка ступенчатого валика тремя резцами одновременно на токарном станке.
Мощность на шпинделе станка
Мш„ — = 6 • 0,7 = 4,2 кет.
Число оборотов шпинделя станка в минуту
пшп = пм • z = 1400 • 0,05 = 70.
Крутящий момент на шпинделе станка
Мшп = 716 200 = 716 200 ~ = 58 320 кгмм.
. пшп 70
Приравниваем суммарный крутящий момент на резцах к крутящему моменту на шпинделе станка и из этого условия определяем подачу по силе станка, т. е.
58 320 = 0,5 • 200 • 4 s°’7S(90 + 72 + 64),
откуда
s 0,56 мм.
ГЛАВА V
ТЕПЛОВЫЕ ЯВЛЕНИЯ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
Количество теплоты, образующейся при резании, зависит от вели чины работы, которая затрачивается на процесс резания.
Как мы уже выяснили, работа резания состоит из Ап—-работы пластической деформации; Ау — работы на упругие деформации; Ат—работы, расходуемой на трение.
Кроме того, незначительная часть работы затрачивается на срезание стружки и ее завивание.
При нормальных скоростях резания (v = 30н-50 ж/ж«и)работа пла -стической деформации является главным фактором образования теплоты. Удельный вес этой работы для стали значительно больше, чем для чугуна, поэтому при обработке стали выделится относительно больше теплоты, чем при обработке чугуна.
В тепло также переходит работа упругих деформаций, но эта работа для пластических металлов по сравнению с Ап незначительна, поэтому ею можно пренебречь. Работа на трение, а следовательно, и тепло, возникающее в результате этой работы, при резании сталей больше, чем при резании чугунов. Эта работа при неблагоприятных условиях может оказать заметное влияние на температуру режущего инструмента.
Выделяющаяся в процессе резания теплота не аккумулируется в одном месте, а согласно законам физики распространяется от точек с высшей температурой к точкам низшей температуры.
Отвод теплоты происходит в стружку, резец, обрабатываемую деталь и окружающее пространство. Таким образом, можно написать следующее уравнение теплового баланса:
Q = Qi + Q2 + Q3 + Q<> (36)
где Q — общее количество тепла;
Q1 — количество тепла, уносимого вместе со стружкой;
Q2 — количество тепла, остающегося в резце;
Q3 — количество тепла, уходящего в обрабатываемую деталь;
Q4 — количество тепла, уходящего в окружающее пространство и в станок.
123
Скорость резания v в м/мин 10 16 20
Процент тепла, остающегося в стружке . . . 63 77 86
Фиг. 107. Схема распределения тепла при резании.
Передача тепла указанным источникам происходит теплопроводностью, конвекцией и лучеиспусканием. Так как ббльшая часть теплоты, т. е. вся теплота пластической деформации, а также часть теплоты трения, образуется в стружке, то в стружке остается большая часть теплоты резания. В частности, из опытов Усачева следует, что в стружке остается от 60 до 86°/0 всей образующейся теплоты, причем с повышением скорости резания, а также сечения стружки процент тепла, остающегося в стружке, повышается. Так, например, при $ = 2 мм'об и t=4 мм получаются результаты, показанные ниже.
Увеличение процента тепла, остающегося в стружке в связи с увеличением скорости резания, Усачев объясняет тем, что теплота, возни-i кающая в процессе резания, стремится распро-
страниться в масс)' предмета с некоторой скоростью, зависящей от теплостойкости и теплопроводности металла предмета, резец же при своем движении пересекает этот тепловой поток, и чем больше скорость движения резца, тем меньше теплоты успевает перейти от стружки в предмет. Если скорость резания будет больше скорости распространения теплоты, то вся теплота останется в стружке и в резце. Температура срезаемой стружки повышается неравномерно на различных ее участках; в местах наибольшего смещения частиц стружки, т. е. у передней грани вблизи режущей кромки, температура будет наивысшей.
Кроме того, очевидно, температура будет выше на внутренней поверхности стружки и ниже на ее наружной поверхности.
В то время как у стружки основная масса теплоты возникает внутри (вследствие работы пластической деформации), у инструмента,
наоборот, она появляется на наружной поверхности вследствие трения и теплопередачи от горячей стружки к более холодному инструменту. Таким образом в резец перейдет часть теплоты трения и часть теплоты деформации. Само собой понятно, что в результате теплопроводности тепло, образованное на поверхности резца, будет отводиться в тело резца. Другая часть тепла в силу теплопроводности уйдет в массу обрабатываемого материала и, наконец, небольшая часть тепла будет передаваться в окружающую среду.
На фиг. 107 показана схема распределения тепла по различным источникам с указанием средних значений в процентах.
В процессе резания нас интересует главным образом температура рабочей части инструмента, от которой в значительной мере зависит его стойкость. Известно, например, что как для углеродистых, так и быстрорежущих резцов существует определенный температурный предел, который во избежание порчи резца переходить нельзя.
124
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
Самым простым методом, которым часто пользуются в заводских условиях для суждения о степени нагрева лезвия инструмента, является метод цветов побежалости, появляющихся при высоких температурах на стружке. Этому методу присущ ряд существенных недостатков. Во-первых, указанный метод — чисто субъективный и поэтому может дать большие расхождения против фактических температур. Кроме того, при этом методе можно получить лишь представление о температуре стружки, причем не максимальной.
Другой метод определения температуры резца заключается в том, что на лезвие резца в месте отделения стружки насыпается порошок вещества, температура плавления которого известна. Если это вещество не плавится, а другое вещество, температура плавления которого ниже первого, плавится, то отсюда можно сделать вывод, что температура на лезвии инструмента находится между температурами плавления этих веществ. Применение указанного метода может дать только грубые результаты.
Все остальные методы изучения тепловых явлений при резании металлов можно разбить на следующие пять групп:
1) калориметрический метод;
2) метод искусственной термопары;
3) метод полуискусственной термопары;
4) метод естественной термопары;
5) метод двух резцов;
6) оптический метод;
7) метод температурных красок.
Калориметрическим методом при резании металлов пользуются главным образом для определения теплового баланса.
В области резания металлов калориметрический метод впервые был использован в 1909 г. для определения соотношения между механической работой и теплом при резании металлов.
Эти опыты показали, что для грубых расчетов можно принять, что механическая работа полностью переходит в тепло. В этой связи необходимо отметить, что последними работами физиков установлено, что при пластическом сжатии часть энергии (до 15—20%) остается в сжимаемом теле в виде поглощенной энергии. Поскольку процесс резания приближается к пластическому сжатию, можно предположить, что при резании часть внешней работы должна поглощаться.
Калориметрическим методом воспользовался в 1914 г. Усачев для определения теплового баланса процесса резания. Опыты производились на токарном станке, обрабатывалась пушечная сталь. Во время опытов стружка собиралась в калориметре. В результате этих испытаний подсчитывалось количество тепла в стружке и ее температура. Общее количество теплоты, возникающее в процессе резания, подсчитывалось по количеству затраченной работы. Усилие резания определялось динамометром. Кроме того, в процессе резания при помощи термопары измерялась температура на лезвии резца.
125
Калориметрическим методом также воспользовался в 1941 г. автор настоящей работы для определения средней температуры стружки при точении и фрезеровании1.
В 1914 г. Усачев при производстве опытов с целью измерения температуры рабочей части резца (температуры резания) впервые воспользовался методом искусственной термопары (фиг. 108).
В резце снизу было просверлено отверстие диаметром 1,5 мм, оканчивающееся на расстоянии 0,5 мм от рабочей поверхности резца, в отверстие была вставлена термопара медь — константан, изолированная стеклянными трубочками. Под влиянием температуры, возникающей в рабочей части резца, нагревается также место горячего спая, в результате чего в цепи термопары возникает термоэлектродвижущая сила, которая регистрируется гальванометром.
Недостаток рассмотренного метода заключается в довольно сложной подготовке резца и в уменьшении срока его службы, допускающем максимум одну-две переточки. Кроме того, место ввода горячего спая не дает гарантии, что при этом методе замеряется наивысшая температура, так как с увеличением расстояния от нагретой поверхности
понижается чрезвычайно быстро.
Фиг. 109. Устройство пслуискус-ственной термопары Усачева.
фиг. 108. Устройство искусственной термопары Усачева.
резца температура
Метод полуискусственной термопары (фиг. 109) также был предложен Усачевым и по сути дела является усовершенствованным вариантом искусственной термопары. Принципиальное отличие этого метода заключается в том, что одним из элементов термопары является сам резец. В этом случае канал на резце сверлят насквозь. Широкая часть канала, заканчивающаяся на расстоянии 0,3 мм’ от рабочей поверхности резца, имеет диаметр 1 мм, узкая — 0,4 мм. В узкую часть канала протягивается константановая проволока, изолированная в широкой части канала стеклянной трубкой. Конец этой проволоки выпускается либо на переднюю, либо на заднюю грань, где расклепывается.
Так как резец составляет часть термопары и соединяется со станком, то другой ее проводник можно присоединить к любой точке станка. Этот метод по сравнению с первым дает более надежные зультаты. Однако указанному методу в основном присущи те же достатки, что и искусственной термопаре, так как независимо того, вставляется ли термопара в резец или устанавливается на его
верхности, она всегда находится на некотором расстоянии от места возникновения наивысшей температуры.
Можно предположить, что термопара, установленная на некотором расстоянии от рабочей поверхности, будет давать занижение значения
ре-не-
от
по-
1 См. А. М. Даниелян, Износ инструмента и тепловые явления при резании металлов, Машгиз, 1946.
126
температуры, так как будет фиксировать температуру не режущей кромки, а только того места, к которому приложен спай термопары.
При методе естественной термопары в качестве элементов термопары применяют резец и обрабатываемую деталь. При этом исходят из того, что материал режущего инструмента и обрабатываемой детали всегда разнороден. В данном случае спаем термопары является поверхность касания резца и обрабатываемой детали.
На фиг. ПО приведена схема естественной термопары. Обрабатываемая деталь 1 зажимается в кулачках патрона 2 и в центре задней бабки.
Во избежание токов рассеивания обрабатываемая деталь защищается изолирующим слоем 3 в патроне и 4 в заднем центре. Для возможности съема электродвижущей силы с вращающейся болванки на пра-
вый конец обрабатываемой детали насаживается кольцо 5, нижний конец которого входит в неподвижную ванну со ртутью 6 или ’ в другую проводящую ток жидкость. В ртуть также опускается проволока 7, отводящая ток к милливольтметру 8. Другой провод от миллиамперметра идет к резцу, который также отделен от супорта слоем изоляции 9. В месте соединения резца с проволокой, а также на переходе деталь—проволока (через ртуть) возникают так называемые холодные спаи, температура которых учитывается термометрами.
Фиг. 110. Схема естественной термопары.
Изделие изолируется от станка для устранения влияния паразитных
термопар, возникающих между отдельными деталями станка. Как пока
зали дальнейшие исследования, нагрев в различных частях станка так
мал по сравнению с величиной температуры на резце, что это почти не отражается на показаниях милливольтметра. Таким образом доста
точно точные результаты можно получить и не изолировав изделие.
Для перехода от величины электродвижущей силы к температуре обычно градуируется термопара, состоящая из бруска, обрабатывае
мого материала и инструмента.
Недостаток этого метода заключается в том, что при различных обрабатываемых материалах и при пользовании различными резцами необходима новая тарировка термопары. Другой недостаток естественной термопары заключается в том, что действительное состояние резца и обрабатываемой детали трудно воспроизводится при градуировании термопары.
Несмотря на отмеченные недостатки, можно предположить, что при этом методе мы ближе подходим к истинной температуре, чем при методе искусственной термопары.
Метод двух резцов по сути дела является разновидностью метода естественной термопары.
При работе с очень большими скоростями резания определение температуры методом естественной термопары не дает положительных
127
результатов вследствие возникновения на скользящем контакте обратной электродвижущей силы.
Другой недостаток однорезцовой работы по методу естественной термопары, как мы уже выяснили, заключается в том, что полученные в результате опытов показания гальванометра даже в том случае, когда резание производилось одним и тем же резцом, для различных материалов не могут быть сравнимы между собой. Для сравнения полученных данных в этом случае необходимо иметь столько градуировочных кривых, сколько различных материалов подвергалось обработке. Эти недостатки отпадают при пользовании методом двух резцов.
Сущность этого метода заключается в следующем. Два резца (фиг. 111) обрабатывают деталь с совершенно одинаковым режимом. Резцы должны иметь одинаковую геометрию, но материал их должен
Фиг. 112. Схема прибора, работающего по оптическому методу:
1 — соляные линзы; 2 — термопара; 3 — гальванометр; 4—излучающая поверхность;
5 ~ диафрагма.
Фиг. 111. Измерение температуры резания по методу двух резцов,-
J — изделие; 2 — резец; 3 — резцедержатель; 4 — изоляция; 5 — гальванометр.
быть различным (например, быстрорежущая сталь и твердый сплав). Если между этими двумя изолированными друг от друга резцами включить гальванометр, то вследствие различных термоэлектрических свойств материала реацов в цепи возникает термоэлектродвижущая сила, пропорциональная температуре резания.
Показание гальванометра в данном случае не зависит от термоэлектрических особенностей обрабатываемого материала (обрабатываемый материал играет только роль электрического проводника), а является функцией температуры резания и материала резцов. По этой причине при применении метода двух резцов можно непосредственно сравнить величину электродвижущей силы при обточке различных материалов. Таким образом, для перевода показаний гальванометра в градусы в этом случае для различных обрабатываемых материалов достаточно только один раз.произвести градуирование термопары.
Этот метод может гарантировать точные результаты только в том случае, когда температура на обоих резцах одинакова, что очень трудно выдержать. Дело в том, что необходимо выбирать такие материалы для резцов, которые дают высокие значения для электродвижущей силы. Этому требованию хорошо удовлетворяет сочетание быстрорежущая сталь — твердый сплав. Вследствие слабой теплопроводности твердых сплавов температура их в процессе резания может быть относительно
128
соляных линз 1 лучеис-участка температурного
Фиг. 113. Температура в различных точках стружки и изделия по опытам Шверда.
высокой. Следует также учесть, что при работе резцом из твердого сплава в месте припоя пластинки может возникнуть вредная электродвижущая сила.
Учитывая все это, необходимо указать, что метод двух резцов может обеспечить хорошие результаты только при кратковременных испытаниях.
Оптический метод позволяет определить температуру в отдельных точках температурного поля.
Принцип действия прибора, работающего по оптическому методу, следующий (фиг. 112). При помощи двух пускаемая теплота собирается с определенно! поля. Тепловые лучи, идущие от других точек нагретого тела, устраняются при помощи диафрагмы с отверстием 0,2 мм. Собранный пучок лучей направляется на место спая термоэлемента, и при помощи предварительно проградуированного зеркального гальванометра измеряется температура наблюдаемого участка.
Линзы помещаются во вращающуюся эксцентричную оправку, что позволяет последовательно измерять температуру в точках, лежащих на окружности с радиусом, равным эксцентриситету оправки.
Преимущество оптического метода заключается в том, что, пользуясь этим методом, можно получить представление о температуре различных участков стружки и детали, чего не обеспечивает ни один из ранее рас
смотренных методов. Вместе с тем и этому методу присущ ряд серьезных недостатков. Основной недостаток прибора — трудность его тарирования. Другой недостаток прибора заключается в неудобстве крепления его на резце. И если такой способ крепления с некоторыми трудностями можно осуществить для токарного резца, то почти невозможно это сделать для вращающегося инструмента.
К недостаткам прибора также необходимо отнести его сложность, что препятствует его широкому распространению.
На фиг. 113 представлена картина изменений температуры для различных точек стружки и детали, полученная проф. Швердом с помощью оптического метода. Из фиг. 113 следует, что наивысшая температура в стружке находится непосредственно перед вершиной резца (по фиг. 113 на расстоянии около 0,3 мм от вершины).
Согласно этой же фигуре температура и самой детали довольно значительна. Так, на расстоянии около 0,5 мм от обработанной поверхности температура детали достигает 235°.
Для определения температуры резания косвенным путем пользуются также методом температурных красок. При этом методе используется явление изменения цвета некоторых красок под действием температуры. Порошкообразную краску замешивают со спиртом и равномерно нано-
9 Даниелян А. М. 2063. 129
сят на рабочую часть резца, в результате чего > на резце остается слой краски толщиной от 0,03 до 0,07^жл«. Так^как в процессе резания краска^истирается стружкой|и- обрабатываемой деталью, то при этом методе невозможно определить температуру самой режущей кромки инструмента. Исходя из этого, температура режущей кромки определяется косвенным путем. Только по линиям изменения цвета красок (изотермам), находящимся на сравнительно большом расстоянии от вершины, можно получить данные для суждения о температуре режущей кромки.
Фиг. 114. Схема расположения термопары в теле резца.
СРАВНЕНИЕ МЕТОДОВ ИСКУССТВЕННОЙ И ЕСТЕСТВЕННОЙ ТЕРМОПАР
Из всех методов замера температуры в настоящее время наибольшим распространением пользуются методы искусственной и естественной термопар.
Учитывая это, автор поставил специальные эксперименты с целью сравнения указанных методов. В процессе опытов замер температуры резания производился одновременно методом искусственной и естественной термопары.
Из одного и того же куска быстрорежущей стали были изготовлены державка, несколько прошлифованных с обеих сторон пластинок разной толщины и шурупы для крепления пластинок. Путем предварительных опытов было определено местонахождение центра образования лунки при данном
режиме. Под этим местом в державке были просверлены два отверстия диаметром по 3 мм каждое с таким расчетом, чтобы стенка между отверстиями (толщина стенки 0,5 мм) находилась под лункой. Через отверстия, изолированные фарфоровыми трубками, были пропущены проволоки термопары (железо-константан). Таким образом, спай термопары располагался под центром лунки (фиг. 114).
Замер электродвижущей силы производился с помощью двух заранее проверенных гальванометров одновременно методом естественной и искусственной термопар.
В опытах применялись пластинки толщиной 1; 2; 3; 3,7 и 6 мм. Все опыты были произведены на одной и той же болванке из стали 37XH3A.
Для перевода милливольтов на температуру было произведено градуирование термопары резец — сталь 37XH3A (фиг. 115). Результаты опытов представлены на фиг. 116.
130
Фиг. 115. Градуированная кривая.
Нижние четыре кривые были получены при помощи искусственной термопары при различных толщинах пластинок.
Ступенчатый характер этих кривых объясняется тем, что ввиду сравнительно небольшой длины обрабатываемой болванки приходилось работать с перерывами.
Из фиг. 116 можно сделать вывод, что температурная кривая, полученная при помощи естественной термопары, располагается значительно
Время раВопты резца т
Фиг. 116. Зависимость температуры от продолжительности работы резца и толщины пластинки при измерении температуры естественной и искусственной термопары. Обрабатываемый материал —сталь 37XH3A. Резец из быстрорежущей стали, t = 2 мм', s = 0,5 мм/об;
v = 22,2 м/мин.
Опыты до затупления резца (по опытам автора):
1 — естественная термопара; 2 — толщина пластинки 1 мм\ 3 — толщина пластинки 2 мм; 4 — толщина пластинки 3,7 мм; 5 — толщина пластинки 6 мм.
мопары. Даже при самой тонкой пластинке (1 мм) искусственная термопара фиксирует температуру значительно более низкую, чем естественная.
Таким образом можно предположить что естественная термопара регистрирует температуру, гораздо более близкую к действительной, чем искусственная термопара.
В этой связи необходимо отметить необоснованную критику метода естественной термопары, данную в статье Н. И. Леонова „К вопросу об измерении температуры резания1' в журнале „Станки и инструмент" №5 за 1949 г. При производстве температурных опытов исключительно важное значение приобретают такие вопросы, как схема подвода термопар, тепловой отбор обрабатываемого материала и инструмента, устранение влияния холодного спая, метод градуирования термопар и т. д. От этой части работы зависит достоверность всего опытного материала. Все эти данные в статье И. И. Леонова отсутствуют. Точно так же отсутствуют опытные точки на кривых. Все это не дает возможности рассматривать указанный материал как эксперимен
* 131
тально обоснованный. Это особенно относится ко второй серии опытов, когда повернутый резец прижимался к обрабатываемой болванке. Мы не знаем какими соображениями руководствовался автор при производстве этих „опытов11. Во всяком случае при таком „методе11 невозможно получить сравнимые данные, а следовательно, научно обоснованный материал для правильной оценки методов искусственной и естественной термопар.
ТЕМПЕРАТУРНОЕ ПОЛЕ РЕЗЦА
Несмотря на указанные недостатки, искусственной термопарой можно пользоваться для получения относительной картины температуры различных точек рабочей части резца, и в частности этот метод при соблюдении известных условий (постоянство толщины пластинки и продолжительности
Фиг. 117. Расположение отверстий для термопар на передней грани резца.
Фиг. 118. Расположение отверстий для термопар на задней грани резца.
Ю5° 79
141°1вЗ°/б9°
Фиг. 119. Температура отдельных точек передней и задней граней резца. Время работы резца т = 10 мин. (по опытам автора).
резания) можно считать приемлемым при исследовании температурных полей резца.
Принимая это во внимание, автором был использован метод искусственной термопары с целью определения температуры различных точек рабочей части резца. На фиг. 117 и 118 показано расположение термопар на передней и задней гранях резца.
Для удобства сравнения на одной общей фигуре (фиг. 119) приведена температура отдельных точек передней и задней граней резца, полученная в результате указанных опытов.
Из фигуры следует, что точки передней и задней граней резца, находящиеся на одинаковом расстоянии от главной режущей кромки, имеют разную температуру. Точки
задней грани имеют несколько более низкую температуру по сравнению с точками передней грани, отстоящими на таком же расстоянии от главной режущей кромки.
132
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ В СИСТЕМЕ СТРУ ЖКА — РЕЗЕЦ1
Для того, чтобы выявить картину распределения температуры в системе стружки — резец, автором одновременно с замером температуры резания с помощью калориметрической установки замерялась также средняя температура стружки. Калориметр был установлен на расстоянии 200 мм от поверхности резания с таким расчетом, чтобы стружка при своем отделении от обрабатываемого материала сразу же падала в калориметр. Температура воды в калориметре измерялась до и после улавливания стружки. По весу стружки и воды в калориметре, а также по перепаду температуры и соответствующим теплоемкостям подсчитывалась средняя температура стружки.
Калориметрические замеры производились в те же промежутки времени, в которые замерялась температура резания.
Приняв начальную температуру воды равной температуре окружающего воздуха, можно подсчитать температуру стружки по следующей формуле:
л ___ с I
‘ст ~ см "Г Ст '-ст"1ст
где 0fm — температура стружки;
6сл — температура смеси;
О,,— начальная температура воды;
тв — вес воды;
Шет — вес стружки;
Сст — теплоемкость стружки.
Данные калориметрических замеров при точении среднеуглеродистой хромоникелевой стали
(37)
Таблица 16
Подача 5 в мм!об Глубина резания t в мм Скорость резания V в мм/мин Температура в °C Отношение температуры резца к температуре стружки
стружки резания
0,5 2 5 270 275 1,07
0,5 2 10 369 400 1,08
0,5 2 15 378 450 1,19
0,5 2 20 400 497 1,24
0,5 2 15 378 450 1,19
0,5 3 15 420 515 1,23
0,5 4 15 407 520 1,28
0,5 5 15 423 525 1,24
0,5 6 15 430 537 1,25
0,5 2 15 378 450 1,19
1,0 2 15 422 515 1,22
1,5 2 15 435 563 1,29
2,0 2 15 436 587 1,34
2,5 2 15 437 620 1,42
3,0 2 15 447 650 1,45
1 По опытам автора.
133
В табл. 16 приведены данные по средней температуре стружки, а также для сравнения температуры на лезвии резца, и отношение этих температур при обработке среднеуглеродистой хромоникелевой стали.
Из таблицы следует, во-первых, что температура на лезвии резца больше средней температуры стружки и, во-вторых, что с увеличением скорости резания, подачи и глубины резания средняя температура стружки возрастает.
Первый вывод может показаться несколько странным, если принять во внимание, что большая часть всей теплоты, возникающей в процессе резания, а именно теплота пластической деформации и часть теплоты трения, образуется внутри стружки. Отсюда можно предположить, что,
Фиг. 120. Схема распределения температур в системе стружка —резец для случая, когда трение по передней грани отсутствует.
стружки о переднюю грань1. На самом деле, плотой трения стружки о переднюю грань и деформации равномерно распределяется внутри
поскольку основным источником повышения температуры резца является стружка, температура на лезвии резца в лучшем случае может быть равной или меньше средней температуры стружки. Эти рассуждения можно считать верными, если пренебречь теплотой, образующейся при трении если пренебречь те-считать, что теплота стружки, то распре
деление температуры в системе стружка — резец можно себе представить по схеме, показанной на фиг. 120 (левый рисунок).
В этих схемах буквы обозначают:
6°—температурная ось;
х — ось в направлении толщины стружки и резца;
6^ — температура в плоскости соприкосновения резца со стружкой;
0j — температура стружки в момент подхода к передней грани резца;
6j — повышение температуры за счет трения;
6° — начальная температура резца.
Источником тепла является теплота деформации, а теплоносителем — сама стружка. Стружка успевает отдавать тепло резцу только от слоев, лежащих в непосредственной близости к плоскости соприкосновения, при этом значительная часть тепла, получаемая резцом, будет отводиться в тело и в окружающую среду. Как следует из приведенной схемы, в этом случае температура в плоскости соприкосновения будет наивысшей для резца и наименьшей для стружки.
1 Чтобы не усложнять вопроса, мы исключаем из рассмотрения теплоту, возникающую в результате трения задней грани об обрабатываемую деталь..
134
веденной схемы, и в этом быть выше температуры
случае средняя темпера-на лезвии инструмента.
Фиг. 121. Схема распределения тепла в системе стружка — резец для случая, когда на поверхности соприкосновения стружки и резца выделяется тепло трения и имеет место деформация стружки:
а—равномерное распределение тепла деформации в стружке; б-—неравномерное распределение тепла деформации в стружке.
Таким образом, можно предположить, что при этих данных средняя температура стружки окажется больше температуры резца.
Приведенные выше рассуждения базировались на равномерном распределении теплоты деформации; на самом же деле, как мы выяснили раньше, температура в различных точках внутри стружки будет различной. Температура точек, расположенных на внутренней поверхности стружки, прилегающей к резцу, выше, чем на наружной поверхности.
В этой связи следует подчеркнуть, что при пользовании калориметрическим методом мы получаем не наивысшую, а только среднюю температуру стружки.
Схема распределения тепла между стружкой и резцом, учитывающая неравномерное распределение тепла внутри стружки, приводится на фиг. 120 (правый рисунок).
Как следует из при тура стружки должна
В предыдущих схемах по соображениям удобства мы предположили, что трение стружки о переднюю грань резца отсутствует. На самом же деле при резании стали стружка скользит по передней грани резца, в результате чего также возникает тепло.
Очевидно, наличие теплоты трения внесет соответствующие изменения в схему распределения тепла между
стружкой и резцом. Применительно к новым условиям (наличие трения) схему распределения тепла между стружкой и резцом можно представить себе так, как это показано на фиг. 121. Как видно из приведенной схемы, в этом случае может оказаться, что количество тепла, отводимого резцом, будет меньше, чем количество тепла, выделенного при трении стружки. Вследствие этого температура в слое соприкосновения будет повышаться и иметь большую величину, чем средняя температура стружки.
На повышение температуры лезвия резца (температура резания) при возрастающих скоростях резания оказывает влияние то, что с повышением скорости соответственно возрастает температура стружки в месте ее касания с передней гранью резца, а также и то, что (это, пожалуй, главное) прибавляется часть теплоты, образующейся при трении стружки о резец, а также теплота, образующаяся при трении резца об обрабатываемый материал. Количество теплоты трения, передаваемое стружкой резцу путем касания, так и путем трения, очевидно, будет возрастать с повышением скорости резания.
135
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА ТЕМПЕРАТУРУ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ 1
Зависимость между скоростью резания и температурой при точении стали 40ХН выражается формулой
fj°_= с^.
Из этой формулы следует, что с увеличением скорости резания температура возрастает, причем рост ее происходит медленнее, чем скорости резания.
Температура рабочей части инструмента зависит от количества теплоты, которая притекает к нему и отводится от него в единицу времени.
Количество теплоты, притекающей к передней грани резца, слагается из теплоты, переходящей в резец из стружки, т. е. теплоты пластической деформации, и теплоты, образующейся в результате трения стружки о резец и трения задней грани инструмента об обрабатываемую деталь.
Количество теплоты трения стружки о переднюю грань резца в единицу времени (а также трения задней грани о деталь) можно считать пропорциональным скорости резания. Теплота трения распределяется между стружкой, резцом и обрабатываемой деталью. Так как средняя температура тела резца ниже средней температуры стружки, то при увеличении скорости резания в резец перейдет больше тепла, чем в стружку.
Что касается теплоты пластической деформации, то из ряда работ известно, что при работе с большими скоростями резания частицы металла быстрее становятся хрупкими и разрываются, резец не успевает полностью деформировать металл. Таким образом, можно предположить, что теплота, возникающая в результате деформации, несколько уменьшается с увеличением скорости резания. Условия же отвода теплоты с изменением скорости резания изменяются незначительно. За счет разницы температур рабочей части и тела резца с увеличением скорости резания несколько улучшается отвод тепла в глубь тела резца.
Учитывая изложенное, можно сделать вывод, что на температуру резания при изменении скорости будет влиять главным образом теплота трения. Если же принять во внимание, что часть теплоты трения переходит в стружку и в деталь и несколько улучшается отвод тепла в глубь тела резца, то станет ясным, почему с увеличением скорости температура резания будет расти медленнее скорости резания.
На фиг. 122 показаны кривые зависимости температуры от скорости резания при различных подачах.
Данные фиг. 122 математически выражаются формулой
9° = C2t>°'4s0’24. (38)
1 Ниже рассматривается влияние основных факторов на температуру резания по опытам автора. Указанные опыты были произведены при обработке стали 40ХН резцом нз быстрорежущей стали.
136
Приведенная формула показывает, что с увеличением подачи температура резания повышается значительно медленнее подаНи. Влияние подачи на температуру можно объяснить следующим образом. С увеличением подачи, а следовательно, и толщины стружки увеличивается работа деформации и вместе с ней соответственно и количество тепла.
Кроме того, с возрастанием толщины стружки также возрастает теплота, возникающая в результате трения, так как при больших толщинах стружки увеличивается величина усилия резания.
Вместе с тем, как известно, с увеличением толщины стружки удельное давление резания уменьшается, что является показателем уменьшения деформации, приходящейся на 1 мм2 сечения стружки.
Фиг. 122. Зависимость температуры резания от скорости резания при различных подачах. Глубина резания t— 2 мм.
Фиг. 123. Зависимость температуры резания от скорости резания при различных глубинах резания. Подача л = 0,5 мм)об.
По этой причине количество теплоты, образующейся в стружке, будет увеличиваться в значительно меньшей степени, чем возрастает толщина стружки, что, в частности, подтверждается калориметрическими исследованиями. Из данных табл. 16 видно, что с увеличением глубины резания средняя температура стружки растет несколько быстрее, чем при таком же увеличении подачи.
С другой стороны, с увеличением подачи несколько улучшается отвод тепла в глубь резца, так как с утолщением стружки площадь соприкосновения ее с передней гранью увеличивается. На понижение температуры резания будет влиять также то, что с увеличением толщины стружки центр давления, а вместе с ним и центр образования Тепла несколько удаляется от лезвия резца. В результате рост температуры резания сильно отстает от роста подачи.
На фиг. 123 приводится графическое изображение влияния глубины резания на температуру.
Математическая зависимость между 6 и t с учетом влияния скорости резания имеет вид
0°= CyiAW. (39)
137
Как видно из формулы, глубина резания оказывает сравнительно небольшое влияние на температуру, во всяком случае меньшее, чем
подача.
Хотя общее количество тепла с повышением глубины резания повышается, однако при этом пропорционально увеличивается длина рабочего лезвия, поэтому соответственно улучшается отвод тепла от режущей кромки в глубину резца.
Иногда возможно в пределах постоянного сечения стружки изменять глубину резания и подачу. Возникает вопрос, что выгоднее с точки зрения температурного режима — работать с большой глубиной резания или с большой подачей?
Фиг. 124. Зависимость, температуры резания от скорости при различных отношениях глубины резания к подаче. Сечение стружки / — 2 мл(-.
Фиг. 125. Зависимость температуры резания от скорости при различных значениях главного угла в плане. Подача s = 0,5 мм/об. Глубина резання t = 2 мм.
На фиг. 124 показана зависимость температуры на лезвии резца от отношения глубины резания к подаче.
Из фиг. 124 видно, что при одном и том же сечении стружки тем-t пература падает с увеличением отношения —.
Математическая обработка данных фиг. 124 приводит к следующей зависимости:
0° = J?^0’4 (40)
/ t \0,09 • у }
1
„ t
Падение температуры резания с увеличением отношения у нетрудно объяснить, если принять во внимание, что изменение глубины резания сводится к изменению ширины стружки, а изменение подачи — к изменению толщины стружки. Таким образом, увеличивая отношение при постоянном сечении стружки, тем самым мы увеличиваем ширину стружки за счет ее толщины.
Широкая и тонкая стружка соприкасается с лезвием резца на большей длине, чем узкая и толстая, что улучшает теплоотвод.
138
На фиг. 125 приведены результаты опытов по выявлению влияния главного угла в плане на температуру.
Как и следовало ожидать, с уменьшением главного угла в плане температура резания понижается.
С уменьшением ср, как было отмечено, увеличивается ширина стружки и уменьшается ее толщина, а следовательно, увеличивается периметр стружки и длина работающей части лезвия, что способствует лучшему отводу тепла.
Таким образом, уменьшение угла в плане на отвод тепла действует аналогично увеличению отношения глубины резания к подаче.
Фиг. 126. Зависимость температуры резания от угла резания при различных скоростях. Подача №=0,5 мм[об. Глубина резания t = 2 мм.
Фиг. 127. Зависимость температуры резания от радиуса закругления при различных скоростях резания. Подача s=0,5 мм/об. Глубина резания t = 2 мм.
Математическая зависимость между 6° и ср с учетом влияния скорости резания выражается формулой
е°= c^o-Y’18- (41)
Так как в некоторых случаях для сравнения удобнее оперировать величиной sin ср, то приводится также зависимость температуры от sin ср: 0°= Cy4(sincp)o>26. (42)
На фиг. 126 представлена зависимость температуры от угла резания, которая показывает, что при углах резания, не превышающих 65—75°, температура изменяется незначительно; дальнейшее возрастание угла резания приводит к непрерывному повышению температуры. Наименьшая температура достигается при угле 75°.
На фиг. 127 представлена зависимость температуры’ от радиуса закругления лезвия резца. Из фиг. 127 видно, что при постоянной скорости резания температура уменьшается с увеличением радиуса закругления.
Влияние г на 9° можно объяснить следующим образом. Как мы уже выяснили, с увеличением радиуса закругления увеличивается работа пластической деформации, в результате чего возрастает также и количество выделенной теплоты.
139
С другой стороны, имеются и факторы, действующие на понижение температуры.
При постоянном сечении стружки с увеличением радиуса закругления уменьшается средняя толщина стружки, одновременно увеличивается шйрина стружки, а следовательно, и длина дуги, находящаяся в контакте с деталью, в результате чего улучшается отвод тепла.
Можно предположить, что отвод тепла В тело резца при увеличе-
нии радиуса закругления происходит интенсивнее, чем приток тепла, Вызываемый повышением работы резания.
этом отношении можно считать, что
Фиг. 128. Зависимость температуры резания от размера поперечного сечения тела резца при различных скоростях резания. Подача .v = 0,5мм/об. Глубина резания t = 2 мм.
ком, представленным на фиг. 128, где
увеличение радиуса закруг-примерно так же, как уменьшение угла в плане.
Математическая зависимость между 6° и г выражается формулой
С ,Д4
»"= Таг- (43>
Все факторы, способствующие отводу теплоты, будут благоприятно влиять на температуру резца. Совершенно очевидно, что размеры поперечного сечения тела резца должны оказать влияние на температуру, так как чем больше сечение резца, тем лучше условия отвода тепла в тело резца. Сказанное подтверждается графи-совершенно отчетливо видно, что
с увеличением размеров сечения резца температура резания падает.
Зависимость между температурой и сечением резца с учетом влияния скорости резания выражается формулой
С о0,4 до CryU ° ~ ~^0,06“ ’
(44)
где Р — площадь сечения тела резца в ммг.
ОБЩЕЕ УРАВНЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ СТАЛИ 40ХН
Общее уравнение температуры резания при точении стали 40ХН имеет следующий вид:
г . 0,4„0,24,0,1 /ein „\0,26
6“. Cv>v s * (sin?) , (45)
^о,0^0,11^0,об '
где К = - .
Формула (45) охватывает большинство факторов, влияющих на температуру, поэтому удобна при анализе законов резания, для практических же целей удобнее пользоваться более простыми формулами.
140
В порядке упрощения исключим из формулы влияние ©, г и F, считая их постоянными величинами. Кроме того, учитывая наличие в формуле s и исключим также из нее величину К — отношение глубины резания к подаче.
После всех этих упрощений формула примет вид
6°= CrTWW’1. (46)
Постоянный коэфициент Су> для стали 40ХН имеет значение 148,8. Таким образом, окончательно будем иметь
6°= 148,8tWW4. (47)
ГЛАВА VI
ИЗНОС ИНСТРУМЕНТА И КРИТЕРИЙ ЗАТУПЛЕНИЯ
Вопрос о критерии затупления режущего инструмента является одним из первых и наиболее важных, с которым приходится сталкиваться как в практической работе, так и при производстве стойкостных опытов в лабораторных условиях.
Как в том, так и в другом случае крайне важно иметь объективные и по возможности единообразные признаки, по которым можно считать инструмент затупившимся и подлежащим смене.
Момент затупления инструмента в той или иной степени характеризуется следующими признаками:
1) появлением блестящей полоски на детали;
2) резким возрастанием осевого и радиального усилий;
3) возрастанием потребной на процесс резания мощности;
4) возрастанием износа инструмента;
5) возрастанием температуры резания;
6) выкрашиванием режущей кромки (для твердых сплавов);
7) изменением диаметра детали;
8) ухудшением качества обрабатываемой поверхности;
9) возрастанием вибраций;
10) появлением характерного звука;
11) изменением цвета и формы стружки.
Не вдаваясь в анализ всех этих признаков, отметим только, что многие из них хотя до некоторой степени .и характеризуют момент затупления, но не всегда имеют место даже в тех случаях, когда инструмент доведен до полного разрушения.
Ниже мы остановимся только на первых четырех наиболее характерных признаках.
Как показывают наблюдения, при работе быстрорежущими резцами в момент затупления инструмента на обрабатываемой детали появляется блестящая полоска, что и принимается в качестве признака затупления. Появление блестящей полоски в момент затупления резца объясняется тем, что тупой инструмент мнет металл, уплотняя его под большим давлением, и как бы полирует его поверхность. Это наблюдается обычно, когда инструмент доведен до полного разрушения режущих кромок.
Достоинством этого признака является его простота, однако в силу ряда причин им не всегда можно пользоваться.
142
Время(путь трения)
Фиг. 129. Кривая износа в зависимости от пути трения.
Не всегда целесообразно доводить инструмент до такого разрушения, какое требуется для появления этого признака (при чистовой обточке для сложного и дорогого инструмента).
Далее резцы из твердых сплавов ввиду некоторых особенностей износа не дают в ряде случаев блестящей полоски на детали.
Следующий признак заключается в том, что в момент затупления резца радиальная и осевая составляющие усилия резания резко возрастают.
Этот признак, будучи несколько более обоснованным, также имеет некоторые недостатки.
Во-первых, он требует применения специальных измерительных супортов, допускающих некоторые перемещения инструмента, что создает ненормальные условия для работы инструмента. Во-вторых, в ряде случаев возрастание радиального и осевого усилий начинается с начала процесса резания. Примерно таким же недостатком обладает признак, основанный на повышении мощности.
Наиболее объективным нужно считать признак, основанный на изучении износа инструмента.
В общем случае кривую износа в зависимости от пути тре
ния можно разбить на три периода (фиг. 129). Первый период — период приработки. На протяжении этого периода под воздействием тангенциальных усилий быстро срываются наиболее выступающие возвышения поверхности. После некоторого сглаживания трущихся поверхностей наступает второй период — нормальной работы, занимающий наибольшую часть графика. На протяжении этого периода условия трения на поверхности постоянны. Истираются равные количества металла при прохождении равного пути. Третий период—в результате изменений условий износа (повышения температуры и т. д) происходит ускоренный износ.
Наибольший интерес для нас представляет второй период, т. е. период нормальной работы. Для улучшения работы сопряжения необходимо создать такие условия, при которых удлиняется продолжительность нормальной работы и вовсе устраняется период приработки.
Износ инструмента определяется в основном теми же факторами, какими определяются общие процессы износа в сопряженных деталях машины. Вместе с тем износ режущего инструмента имеет и некоторые особенности.
Эти особенности заключаются в следующем:
1. В то время как в общем случае трения изнашивающиеся поверхности влияют друг на друга длительно или с перерывами, при износе режущего инструмента рабочая поверхность инструмента только один раз скользит по данному месту обрабатываемой детали.
2. Износ режущего инструмента происходит при высоких температурах.
143
3. В процессе резания трущиеся поверхности инструмента и обрабатываемой поверхности лежат под углом друг к другу. Так, например, при износе резца по задней грани трущиеся поверхности лежат всегда под некоторым углом относительно друг друга. Это приводит к тому, что трение происходит на сравнительно небольшом участке задней грани резца, поэтому сила трения, относимая к единице истирающей поверхности, будет большая, что создает неблагоприятные условия для износа инструмента. При износе же по передней грани резца положение трущихся поверхностей постоянно меняется из-за неравномерного схода стружки.
Указанные особенности необходимо учесть при изучении износа режущего инструмента.
Для характеристики величины износа при испытаниях металлов на износ пользуются линейными и весовыми (потеря веса) единицами, а также косвенными методами измерения износа (возрастание давления и температуры, а также ухудшение качества поверхности). Для характеристики износа режущего инструмента чаще всего пользуются методом линейных измерений.
Любой режущий инструмент подвергается износу в результате воздействия на него обрабатываемого материала и стружки. Вследствие трения задней грани инструмента об обрабатываемую деталь с самого же начала резания наблюдается постепенное истирание задней грани. С другой стороны, стружка при своем скольжении по передней грани начинает истирать последнюю.
Особой формой износа по передней грани является износ в виде лунки.
К разновидностям износа инструмента также можно отнести закругление вершины.
Указанные виды износа наблюдаются не во всех случаях обработки и не для всех инструментов, а зависят от геометрии инструмента, характера его работы, свойства обрабатываемого материала, режима резания и условия работы (с охлаждением и без охлаждения).
В зависимости от перечисленных факторов у режущего инструмента могут наблюдаться износ тех или иных видов или одновременно нескольких видов. В большинстве случаев износ одного вида настолько превалирует над другим, что вызывает затупление инструмента и определяет его работоспособность.
На фиг. 130 и 131 показаны величины, характеризующие износ различных видов — износ резца по передней и задней граням с образованием лунки на передней грани (фиг. 130) и без образования лунки (фиг. 131).
При износе по задней грани легче всего поддается измерению ширина штрихов износа Д. Штрихи износа появляются на задней грани с самого же начала резания и постепенно возрастают по мэре дальнейшей работы инструмента.
При износе по передней грани (фиг. 130) с образованием лунки величинами, характеризующими износ, являются элементы лунки, т. е. ее глубина е, ширина d и длина с.
Затупление токарного резца при обработке стали можно представить следующим образом. С самого начала резания в результате трения 144
стружки и воздействия теплового фактора на передней грани резца на некотором расстоянии от главной режущей кромки образуется лунка.
Расстояние центра лунки, а следовательно, и ее образующих от главной режущей кромки зависит от центра давления: чем дальше центр давления от режущей кромки, тем соответственно дальше и центр лунки. После образования лунки работа резца как бы входит в нормальную колею, и дальнейшая продолжительность его работы зависит от расстояния крайних точек лунки от режущей кромки. Это расстояние на фиг. 130 обозначено буквой т. По мере дальнейшей работы
Фиг. 130. Величины, характеризующие износ резца по передней и задней грани с образованием лунки на передней грани: Д— ширина штрихов износа задней грани; Д! — длина штрихов износа задней грани; Д2 — глубина износа задней грани; е—глубина лунки; с -длина лунки; d—ширина лунки.
Фиг. 131. Величины, характеризующие износ, при износе резца по передней и задней граням без образования лунки на передней грани: Д'— ширина штрихов износа передней грани; Д/ — длина штрихов износа передней грани; Д 2 — глубина износа передней грани.
резца увеличивается ширина лунки d, а также возрастает истирание задней грани режущей кромки, вследствие чего расстояние т начинает уменьшаться и, наконец, становится равным нулю, тогда режущая кромка закругляется (затупляется) и теряет свои режущие способности, т. е. наступает затупление резца.
Описанный выше процесс затупления резца из быстрорежущей стали имеет место при обработке стали. При обработке же чугуна превалирующее значение приобретает износ по задней грани. Здесь, как правило, на передней грани резца заметных следов износа, а тем более образования лунки на наблюдается. Объясняется это тем, что, как было указано, при обработке чугуна образуется преимущественно стружка надлома, которая соприкасается с передней гранью на меньшей поверхности, в результате чего центр давления располагается ближе к режущей кромке.
Самое же главное, чем следует объяснить отсутствие износа по передней грани, как отметили ранее, заключается в том, что тут фактически отсутствует скольжение стружки по передней грани.
Попутно напомним, что большое влияние на затупление инструмента из быстрорежущей стали оказывает температура резания. Воз-
10 Даниелян А. М. 2063. 145
действуя непрерывно На резец, температура влияет на мартенситовую структуру, рекристаллизуя ее и переводя постепенно в менее стойкую структуру — троостит. С этим связано постепенное падение твердости рабочей части инструмента, что способствует более интенсивному его износу.
Анализ процесса износа резцов из быстрорежущей стали показывает, что интенсивность износа определяется, с одной стороны, величиной касательных напряжений на поверхности контакта стружки с резцом, а с другой — скоростью распада мартенситовой структуры под действием высоких температур.
Фиг. 132. Кривые износа по отдельным элементам проходного резца из быстрорежущей стали при обработке стали.
Таким образом, одновременно с механическим износом передней грани резца происходит резкое снижение его износоустойчивости за счет распада мартенсита.
Для резцов из быстрорежущей стали температура рабочей части инструмента и вызываемый ею отпуск поверхностных слоев передней грани являются доминирующими факторами, определяющими интенсивность износа инструмента.
На фиг. 132 показаны кривые износа по отдельным элементам проходного резца из быстрорежущей стали при обработке стали1. Из графика следует, что длина лунки с до самого затупления резца изменяется весьма незначительно. Несколько больше изменяется ее ширина d. Наибольшие изменения по времени претерпевает глубина лунки е.
Износ по задней грани режущей кромки Д, а также по задней грани носика Д3 хотя и изменяется по времени, но менее интенсивно,
1 Все кривые износа и зависимости износа от различных параметров, приводимые в данном разделе, получены в результате исследований автора.
146
чем глубина лунки, и только в момент затупления резца резко увеличивается.
Таким образом, из перечисленных пяти элементов, характеризующих износ токарного резца, наиболее закономерно по времени возрастает глубина лунки, поэтому эту величину нужно взять за основу при исследовании закономерностей износа резца. С точки же зрения критерия
Фиг. 133. Кривые износа по отдельным элементам проходного резца, оснащенного пластинкой твердого силана Т5К10.
затупления, очевидно, лучше взять за основу износ по задней грани, поскольку этот вид износа в момент затупления резца дает резкое возрастание.
Примерно так же протекает износ резцов из твердых сплавов при обработке стали (фиг. 133).
Автором были получены следующие зависимости износа от продолжительности резания:
1. При обработке быстрорежущими резцами хромоникелевой стали 37XH3A
е = Ст0’6, (48)
где е — глубина лунки в мм;
т — продолжительность резания в мин. *
147
2. При обработке стали а6 = 82 кг/лси2: а) резцами из твердого сплава марки Т15К6
Д = Ст0157, (49)
e=C4o,6i. (50)
б) резцами из твердого сплава марки Т5К10
Д = Ст0’71; (51)
е = (52)
где Д — износ по задней грани резца в мм.
При сравнении интенсивности износа по времени по приведенным формулам необходимо иметь в виду, что зависимость е = /(т) была
Фиг. 134. График зависимости глубины лунки от продолжительности резання при различных скоростях резания. Сталь 37XH3A. Быстрорежущий резец. Работа с охлаждением. s=0,54 ммоб, t — \ мм.
выведена при работе со следующими скоростями: для резцов из быстрорежущей стали — в зоне 30—-36 м[мин, для резцов из твердого сплава марки Т5К10—в зоне 80 —120 м[мин и для резцов марки Т15К6— в зоне 130—210 м/мин.
На фиг. 134—136 даны графики износа резца из быстрорежущей стали при точении хромоникелевой стали в зависимости от v, s и t.
Общая формула износа для резца из быстрорежущей стали имеет вид е = Cet0’6'»5'5s3’1/1>1. (53)
Как видно из формулы (53), превалирующее влияние на износ (глубину лунки) оказывает скорость резания; несколько меньшее, но все же довольно чувствительное влияние оказывает подача, далее в убывающем по степени влияния порядке идут глубина резания и продолжительность работы резца.
Как мы выяснили, кривую износа в зависимости от пути трения можно разбить на три периода (см. фиг. 129). Спрашивается, в какой из указан-
ие
Фиг. 135. График зависимости глубины лунки от продолжительности резания при различных подачах. Сталь 37XH3A. Быстрорежущий резец. Работа с охлаждением, и = 33 м/мин, t =’4 мм.
Фиг. 136. График зависимости глубины лунки от продолжительности резания при различных глубинах резания. Сталь 37XH3A. Быстрорежущий резец. Работа с охлаждением. s==0,54 мм)об, v = 33 м/мин.
149
Таблица 17
Износ резцов, оснащенных твердым сплавом
Марка твердого сплава Подача В ММ[об Износ Д в хм Признаки, сопутствующие затупле! ию
Сталь, цветные металлы и легкие сплавы, стальное литье
Токарные резцы, оснащенные твердыми сплавами титанокобаль-тового типа (Т5К10, Т15К6 и др.) s > 0,3 1,5-2,0 Появление на поверхности резания черной или желтой полоски и на обработанной поверхности прилипших черных стружек
s<0,3 0,8—1,0 Появление белых выступающих полос и мелких черных стружек на обработанной поверхности
Резцы, оснащенные твердым сплавом марки ВК8 s > 0,3 0,4-0,6 Появление желтой блестящей полоски на поверхности резания. Небольшое выкрашивание
s < 0,3 0,5-0,7
Чугун
Токарные резцы, оснащенные сплавами вольфрамокобальтового типа (ВК6 и ВК8) s 0,3 0,8-1,0 Выкрашивание режущей кромки и появление (при больших подачах) желтой блестящей полоски на поверхности резания
s<0,3 1,4-1,7 Резкое увеличение неровностей на обработанной поверхности
них периодов необходимо закончить работу, т. е. какой из участков кривой износа необходимо принять за критерий затупления? За неимением обоснованного критерия часто рекомендуется доводить инструмент до максимального затупления, т. е. до момента, когда дальнейшее резание без переточки инструмента становится невозможным. Иначе говоря, рекомендуется доводить износ инструмента до конца третьего, периода, что обычно соответствует моменту, когда на детали появляется блестящая полоска. Если такой критерий можно распространить на сравнительно простые и недорогие инструменты, как, например, резцы, заточка которых не связана с большими затруднениями, то вряд ли целесообразно распространение этого критерия на более сложные и доро
150
гие инструменты (фрезы, долбяки, протяжки и т. д.). Очевидно, этого делать не следует, в особенности, если принять во внимание, что катастрофический износ в большинстве случаев наступает почти мгновенно и на общую стойкость инструмента оказывает весьма незначительное влияние.
Из всего рассмотренного следует, что наиболее целесообразно доводить инструмент до износа, соответствующего началу подскока кривой износа.
Рекомендуемые величины предельных износов для резцов из мало- и высоколегированных быстрорежущих сталей по данным Комиссии по резанию металлов следующие:
1. При работе токарными (проходными, подрезными и расточными) резцами по стали, стальному литью и ковкому чугуну с охлаждением А = 1,5—г-2 мм (по задней грани).
2. При работе по стали, стальному литью, ковкому чугуну без охлаждения :
а) токарными (проходными, подрезными и расточными) резцами А = = 0,3= 0,5 мм; признаком, сопутствующим затуплению этих резцов, служит появление блестящей или желтой полоски на поверхности резания ;
б) для строгальных (проходных и подрезных) резцов А = 1,5-:-2,0 мм, для долбежных (проходных) резцов А = 0,3=0,5 мм.
3. При обработке серого чугуна:
а) токарными проходными резцами износ по задней грани А — 3,0-г--i-4,0 мм (черновая обработка) и А =1,5-= 2 мм (получистовое точение);
б) строгальными (проходными) резцами износ А = 0,3-=0,4 мм;
в) прорезными и отрезными (токарными, строгальными и долбежными) износ по задней грани Д= 1,5-:-2 мм.
В табл. 17 даны предельно допустимые величины износа А по задней грани для резцов, оснащенных твердыми сплавами.
Приведенные выше износы резцов соответствуют экономическим и технологическим условиям обработки. Работа с большими величинами износа приводит к ухудшению качества обработки, к резкому уменьшению числа возможных переточек и даже к поломке инструмента.
ГЛАВА VII
СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
Под скоростью резания в данном разделе понимается скорость, которую выдерживает резец, т. е. скорость, при которой резец затупляется после определенного времени непрерывного резания. Знать эту скорость крайне важно как для оценки качества резца, так и при назначении режимов резания.
Очевидно, обладать лучшими режущими способностями будет тот резец, который при прочих равных условиях допускает работу с большей скоростью резания.
На величину скорости, допускаемой резцом, оказывают влияние следующие факторы:
1) время работы резца без переточки (стойкость);
2) физико-механические свойства обрабатываемого материала;
3) качество материала резца;
4) глубина резания и подача;
5) форма резца;
6) геометрия резца;
7) размеры резца;
8) смазочно-охлаждающие жидкости;
9) вибрации резца и детали;
10) перерывы в работе;
11) вид обработки и т. д.
ЗАВИСИМОСТЬ МЕЖДУ СКОРОСТЬЮ РЕЗАНИЯ И СТОЙКОСТЬЮ РЕЗЦА
Под стойкостью резца Т понимается время работы резца до затупления.
Между скоростью резания и стойкостью резца существует тесная зависимость. Чем больше скорость резания, тем меньше стойкость резца и наоборот.
Зависимость между v и Т выражается формулой
где v — скорость резания, соответствующая стойкости Т;
vQ — скорость резания, соответствующая стойкости Т0‘, m — показатель степени, зависящий от обрабатываемого материала, материала резца, сечения стружки и характера обработки.
152
Числовые значения показателей т для грубой и получистовой обработки приведены в табл. 18.
Таблица 18
Значения показателя степени т
Тины резцов Обрабатываемый материал Условия обработки Показатели степени т для резцов
из быстрорежущей стали твердых сплавов титанс-кобальтового типа твердых сплавов вольфра-мокобальто-вого типа
Проходные, подрезные и расточные Сталь, стальное литье, чугун ковкий С охлаждением 0,125 0,125 0,15
Без охлаждения 0,100 0,125 0,15
Прорезные и отрезные То же С охлаждением 0,250 __ 0,15
Без охлаждения 0,200 — 0,15
Проходные, подрезные и расточные Чугун серый — 0,100 0,125 0,20
Прорезные н отрезные То же — 0,150 0,20
По формуле (54), зная v0, соответствующую данной стойкости То, можно определить скорость резания v, соответствующую любой другой стойкости Т.
Пример. При работе со скоростью уо=20 м/мин резец проработал до затупления То = 60 мин. Требуется определить, с какой скоростью необходимо вести обработку, чтобы резец простоял 20 мин. Показатель степени m = 0,125.
По формуле (5т) имеем
/Тп\т /60)0.125
v = v0{^j = 20 (20) =23 м/мин.
Как видно из произведенного подсчета, стойкость резца уменьшается в гораздо большей степени, чем при этом возрастает скорость резания. В нашем случае сравнительно небольшое увеличение скорости резания от 20 до 23 м/мин (15%) привело к уменьшению стойкости от 60 до 20 мин. (3 раза).
Для данного резца, обрабатываемого материала и определенных условий резания произведение vTm является величиной постоянной, поэтому можно написать
vTm = vjT == const = с.
153
откуда
с
Г" ’
ИЛИ 7’ ] ।
Г'
v™
1
Обозначив —- через //, можно написать т г ’
1 ~ ’
(55)
Графическое изображение зависимости 'Г — v в прямоугольной системе координат с простыми шкалами показано на фиг. 137.
Фиг. 137. Диаграммы T—v в прямоугольной системе координат.
Фиг. 138. Диаграмма Т — v в логарифмической системе координат.
В прямоугольной системе координат с логарифмическими шкалами зависимость Т — v изображается в виде прямой линии на фиг. 138.
Прямая на фиг. 137 в общем случае выражается уравнением
у = ах + с. (56)
С другой стороны, логарифмируя выражение (55), получим
lg Т— 1g с — nlgv. (57)
Сравнивая уравнение (56) и (57), можно придти к выводу, что применительно к нашему случаю
у = lg Т; х — Igv.
с—постоянная, равная значению начальной ординаты с — 1g с;
а — угловой коэфициент, равный тангенсу угла наклона прямой (а = п). 154
Показатель п равняется тангенсу угла наклона прямой к оси скорости, т. е.
Так как показатель степени п всегда больше единицы, то показатель т при скорости всегда меньше единицы.
В прямоугольной системе координат логарифмическими шкалами показатель степени т представляет собой наклон прямой к оси стойкости резца, т. е.
. 'кV т = tgа .
' о *
При практическом пользовании зависимостью Т — v необходимо иметь в виду, что закономерность, выраженная уравнением (54), справедлива только в определенных интервалах Т. В пределах очень малых и очень больших стойкостей расчет по формуле (54) может привести к неправильным результатам.
Из рассмотренного выше материала следует, что между скоростью резания и стойкостью инструмента имеется определенная связь. В зависимости от принятой величины стойкости инструмента получим определенное значение для скорости резания.
Чем необходимо руководствоваться при назначении нормы стойкости?
С точки зрения производительности резания мы заинтересованы работать с возможно большими скоростями. С другой стороны, как мы выяснили, чем больше v, тем меньше Т. При очень больших скоростях стойкость инструмента может быть чрезмерно мала, что приведет к частой смене резца.
Частые смены инструмента и связанные с этим потери времени на его заточку, подналадку станка и т. д. будут действовать в сторону понижения производительности резания.
Для правильного решения вопроса, выгодно ли работать с большими скоростями резания при частых заточках резца или наоборот, необходимо сделать подсчет с учетом данных конкретных производственных условий.
Стойкость инструмента должна быть такой, чтобы обеспечить высокую производительность станка и экономичность процесса. Само собой понятно, что норма стойкости не может быть одинаковой для станков, инструмента и технологических условий различных типов.
В основу выбора режима резания следует положить производительность, выраженную в штуках деталей за смену, с учетом реальных производственных условий (холостые ходы, вспомогательное время и другие потери времени).
В настоящее время для нормальных проходных резцов из быстрорежущей стали при их работе на обычных токарных станках практическая стойкость берется от 40 до 60 мин., а для резцов из твердых сплавов около 90 мин.
155
ВЛИЯНИЕ ОБРАБАТЫВАЕМОГО МАТЕРИАЛА НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Физико-механические свойства обрабатываемого материала оказывают большое влияние на скорость, допускаемую резцом.
Свойства материала определяются его структурой, пределом прочности аь, относительным удлинением, твердостью, теплопроводностью и т. д.
Таким образом, для выявления влияния качества обрабатываемого металла необходимо увязать скорость резания с перечисленными свойствами.
Следует отметить, что в настоящее врамя отсутствует зависимость скорости резания от основных факторов, характеризующих физико-механические свойства металла, что объясняется значительной сложностью вопроса.
Химический состав обрабатываемого металла оказывает весьма большое влияние на обрабатываемость, однако сам по себе химический состав в отрыве от других свойств не может быть показателем обрабатываемости, так как при одном и том же химическом составе обрабатываемый материал может иметь различную структуру.
Из опытов следует, что крупнозернистые стали обрабатываются хуже, чем мелкозернистые.
Физические свойства обрабатываемого материала — теплопроводность и теплоемкость — оказывают существенное влияние на скорость резания. Металлы с большей теплопроводностью, как, например, цветные и легкие сплавы, значительно лучше отводят теплоту от разца в стружку и деталь, вследствие чего допускают обработку с большими скоростями резания, наоборот, высоколегированные стали, имеющие низкую теплопроводность, обладают очень плохой обрабатываемостью1.
Для того, чтобы получить некоторое представление об обрабатываемости различных сталей, в табл. 19 приводятся коэфициенты, характеризующие обрабатываемость отдельных групп сталей при пределе прочности аь — 75 кг/мм2, причем обрабатываемость углеродистой конструкционной стали с < О,6°/о принята за единицу2.
Из табл. 19 видно, что наиболее трудно обрабатываемые по Скоростям резания являются инструментальные быстрорежущие стали, а также стали хромомарганцовистые, хромокремнистые, хромокремне-марганцовистые и кремнемарганцовистые. Значительно легче поддаются обработке, т. е. допускают работу с более высокими скоростями резания, стали автоматные, углеродистые конструкционные и никелевые.
В настоящее время пользуются следующими приближенными зависимостями для определения скорости резания от механических свойств обрабатываемого материала.
1 В качестве основной характеристики обрабатываемости по ГОСТ 2625-44 принята скорость резания.
2 См. «Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали", 1950.
15.6
Таблица 19
Обрабатываемость различных групп сталей при пределе прочности сь = 75 KZjMAfi
Группа сталей Вид обработки
Точение Фрезерование Обработка отверстий
Обрабатываемость
Автоматные 1,2 —— 1,2
Углеродистые конструкционные С < <0,6% 1.0 1,0 1,0
Углеродистые инструментальные и конструкционные труднообрабатываемые С > 0,6% 0,8 0,8 0,8
Хромистые 0,85 0,85 0,85
Марганцовистые 0,8 0,75 0,7
Никелевые 1,0 1,0 0,95
Хромоникелевые 0,95 0,90 0,90
Хромомолибденовые, хромоникелемолибденовые, хромоалюмнниевые и хромомолибденоалюминиевые 0,8 0,75 0,7
Хромомарганцовистые, хромокремнистые, хромокремнемарганцовистые и кремнемарганцовистые 0,7 0,7 0,7
Хромоникелевольфрамовые и близ-кие к ним 0,8 0,8 0,7
Инструментальные быстрорежущие . 0,6 0,6 0,6
При обработке стали
м/мин,
где х = 1,75 для сталей с > 45 кг/мм-. При обработке чугуна
г
V = —гт mImuh. п в
(60)
(61)
Зависимость скорости резания от качества обрабатываемого материала выражается также следующей формулой 1#.
С ,
V — —Гая-Г7Й М MUH, //М8ф1.01
(62)
где ф — поперечное сжатие.
1 См. И. М. Беспрозванный, Основы теории резания металлов, Маш-гиз, 1948.
157
Последняя формула дает более близкие к действительным значения для скорости резания.
Учитывая наличие определенной зависимости между аь и И в (~ь ~ 0,35 Нв ), устанавливаем, что с увеличением твердости стали скорость резания, допускаемая резцом, понижается. Объясняется это т^м, что усилие резания, а следовательно и количество образованного тепла для твердой стали больше, чем для мягкой.
Кроме того, стружка при обработке твердой стали опирается на резец на меньшей поверхности, чем при обработке мягкой стали, по этой причине отвод тепла происходит через меньшую площадь поверхности.
Кроме того, известное влияние оказывает и то обстоятельство, что теплопроводность твердой стали меньше теплопроводности мягкой стали. Это же относится и к обработке чугуна.
Скорость, которую выдерживает резец при обработке чугуна при одних и тех же условиях, меньше, чем скорость при обработке стали.
Хотя при обработке чугуна усилие резания, а следовательно, и количество возникающего тепла меньше, чем при обработке стали, однако чугун обладает меньшей теплопроводностью по сравнению со сталью, поэтому тепло от режущей кромки резца отводится в меньшей степени. Кроме того, при обработке чугуна образуется стружка надлома, соприкасающаяся с передней гранью резца у самой режущей кромки на небольшом участке, в результате чего центр давления располагается очень близко к режущей кромке. По этой причине значительно возрастает давление на единицу площади, а также тепловая напряженность режущей кромки.
Следует также отметить, что при обработке чугуна резцом из быстрорежущей стали теплота хотя и оказывает влияние на стойкость инструмента, но не в такой мере, как при обработке стали.
Наряду с действием теплоты на затупление резца при обработке чугуна большое влияние оказывает износ резца, который значительно ускоряется из-за истирания о твердые частицы посторонних примесей, обычно содержащихся в чугуне.
Все это приводит к тому, что при обработке чугуна резец приходит в негодность при меньшей температуре, чем при обработке стали. По этой причине является целесообразным производить обработку чугуна твердыми сплавами, которые, как известно, обладают большой твердостью и хорошей сопротивляемостью механическому износу.
Как показывают некоторые последние исследования, наиболее правильно характеризуют влияние обрабатываемого материала предел прочности аь и отношение предела текучести as кг!мм2 к пределу прочности аь кг) мл2, т. е.
, / а., \
у f <5 и — .
\ /
По мере увеличения отношения работа пластической деформации падает, а работа трения возрастает. Наиболее благоприятный результат будет иметь место при отношении ~, равном 0,5.
158
При отношении -^-, отличающемся от 0,5 как в сторону увеличения, так и в сторону уменьшения, скорость, допускаемая резцом, падает.
Для углеродистых сталей отношение изменяется в сравнительно небольших пределах, поэтому для этих сталей можно’принять, что основным фактором, влияющим на скорость резания, является величина з*. Иначе говоря, для углеродистых сталей не будет большой погрешности выражать зависимость скорости от механических свойств обрабатываемого металла, как v —
Наконец, необходимо иметь в виду, что одна только первоначальная твердость материала еще не дает указаний об обрабатываемости. На скорость резания влияют не столько первоначальные механические свойства обрабатываемого материала, сколько свойства, полученные в процессе резания. В частности, скорость резания зависит от величины наклепа, получаемого материалом и стружкой в процессе резания. Поэтому для оценки обрабатываемости металла по скорости большое значение приобретает его способность к получению наклепа в процессе резания. Например, аустенитная нержавеющая сталь дает увеличение твердости в месте отделения стружки на 200—22О°/о и на поверхности резания на 100 — 140%. Обыкновенная углеродистая сталь также получает значительный наклеп. Увеличение твердости для этой стали в месте отделения стружки составляет 85% и на поверхности резания 28°/0. Поэтому хотя первоначальные твердости для углеродистой и нержавеющей стали близки между собой, однако нержавеющая сталь значительно труднее обрабатывается, чем углеродистая.
Состояние поверхности заготовки также оказывает влияние на скорость, допускаемую резцом.
Наличие на деталях из чугунного, стального и прочего литья твердой литейной корки повышает износ резца и вынуждает снижать скорость резания.
Чтобы уменьшить вредное влияние корки, литые детали, а также поковки, имеющие окалину, выгодно обрабатывать с большой глубиной резания, тогда кромка резца заходит под корку.
Если принять скорость резания при работе без корки за единицу, то понижение скорости при работе по корке можно выразить следующими коэфициентами:
При обработке стали с окалиной Кп — 0,90, при обработке по корке чугуна твердостью Нв = 160 % = 0,70, чугуна твердостью Цв = 160 ч-200 Кп — 0,80, чугуна твердостью Нв = 200 /<„ — 0,90.
ВЛИЯНИЕ МАТЕРИАЛА РЕЗЦА НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Качество материала резца оказывает существенное влияние на допускаемую им скорость резания.
В настоящее время имеется большое количество материалов, из которых изготовляется режущий инструмент, и, в частности, резцы. Все эти материалы по-разному реагируют на изменение скорости резания.
159
Приняв за единицу скорость, допускаемую резцом из стали марки РФ1 и ЭИ262, можно привести следующие поправочные коэфициенты на скорость резания для других марок инструментальной стали.
Марка стали резца Р41, ЭИ 262 эхе У10А, У12А
Коэфициент . . 1,0 0,60 0,5 и ниже
ВЛИЯНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ СТРУЖКИ НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Элементы поперечного сечения стружки — глубина резания и подача оказывают существенное влияние на стойкость резца, а следовательно, и на допустимую скорость резания.
Эта зависимость имеет большое практическое значение, так как позволяет устанавливать правильный режим резания при всех прочих постоянных условиях.
С увеличением как глубины резания, так и подачи скорость, допускаемая резцом, уменьшается.
В общем виде зависимость скорости от глубины резания и подачи может быть выражена формулой
•и = "'pFp7»' м/мин,
где Cv — постоянный коэфициент, зависящий от обрабатываемого материала, материала резца и условий резания;
xv и Уъ ~ показатели степеней, зависящие от материала резца, обрабатываемого материала и условий резания.
Для быстрорежущих резцов марок РФ1 и ЭИ262 при обдирке стали с охлаждением эти показатели равны:
а) при s < 0,25 мм xv = 0,25; yv = 0,33;
б) при s > 0,25 мм xv = 0,25; yv — 0,66.
Из этих данных видно, что показатели xv и yv меньше единицы, кроме того, показатель степени xv при глубине резания во всех случаях
меньше, чем показатель степени yv при подаче. Это значит, что подача
влияет на скорость резания в большей степени, чем глубина резания.
При анализе влияния различных факторов, входящих в формулу скорости резания, обычно больше внимания уделяется тепловому фактору. То или иное влияние отдельных факторов объясняется почти исключительно зависимостью от процесса образования и отвода тепла.
Очевидно на скорость резания будут оказывать более сильное влияние те факторы, изменение которых приводит к большому нагреву лезвия резца.
Из температурных опытов следует, что при увеличении подачи в 2 раза температура резания повышается на значительно большую величину, чем при таком же увеличении глубины резания, по этой при-160
чине совершенно естественно, что указанные факторы (/ и s) не одинаково должна влиять и на скорость резания.
Причины значительно более слабого влияния на температуру, а следовательно, и на скорость резания, глубины резания по сравнению с подачей рассмотрены ранее, поэтому на этом вопросе мы тут не останавливаемся.
Учитывая влияние температуры на скорость резания, можно утверждать, что показатели степеней при всех факторах, входящих в формулу скорости резания, являются выразителями интенсивности нарастания температуры. Иначе говоря, основные факторы резания оказывают влияние на скорость резания лишь постольку, поскольку в какой-то мере воздействуют на температуру рабочей части инструмента.
Для подтверждения высказанного положения обратимся к выведенным нами температурным зависимостям.
При обработке стали 40ХН резцом из быстрорежущей стали нами была получена формула (47) для температуры резания
0° = 148,8^’V’24/0’1.
Решая эту формулу относительно v, получим
V =------0 2-' ' (63)
(148,8)2’5s0,6r0'2j 7
Сравнивая показатели при s и t в этой формуле с ранее приведенными данными, видим, что они имеют весьма близкие значения, что подтверждает высказанное выше положение. Отсюда можно сделать также вывод, что скоростные зависимости вытекают из температурных.
Вопрос о соотношении между t и s представляет особый интерес при постоянном сечении стружки, т. е. когда увеличение одного элемента происходит целиком за счет уменьшения другого.
В условиях практической работы нередко представляется возможность изменять глубину резания или подачу.
Как мы выяснили раньше, при одном и том же сечении стружки t
температура падает с увеличением отношения —, следовательно, с увеличением этого отношения повышается скорость резания. Учитывая это, можно сделать вывод, что для достижения эффективного резания выгоднее увеличивать глубину резания, чем подачу.
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ РЕЗЦА НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Геометрия резца характеризуется: 1) главным углом в плане; 2) углом резания; 3) формой режущей кромки; 4) размерами поперечного сечения тела резца и т. д.
При изучении влияния главного угла в плане необходимо учесть, что, как было отмечено раньше, с уменьшением <s увеличивается ширина стружки и уменьшается ее толщина, а следовательно, увеличивается периметр стружки и длина работающей части лезвия, что способствует лучшему отводу тепла.
Вместе с тем уменьшение угла в плане отражается и на других факторах, действующих в сторону дальнейшего усиления отвода тепла.
11 Даниелян А. М. 2063. 161
С уменьшением главного угла в плане при неизменном пропорционально увеличивается угол при вершине резца, что опять-таки действует в сторону улучшения отвода тепла.
Влияние угла ср на температуру подтверждается приведенным ранее опытным материалом (см. фиг. 125). Все это приводит к тому, что с уменьшением угла ср возрастает скорость, допускаемая резцом.
Комиссией ио резанию металлов принято для стали
для чугуна
Не безынтересно вывести зависимость -у =/(ср) из температурной формулы. Решая формулу (41) относительно скорости, получим
где
Как видно, показатель при ср в формуле (66) имеет сравнительно близкое значение с показателями в скоростных формулах, что еще раз подтверждает возможность вывода скоростных зависимостей из температурных.
Если принять скорость резания для резца с углом в плане ср = 45° за единицу, то для других значений угла ср скорость резания можно определить путем умножения на поправочные коэфициенты, приведенные в табл. 20.
Таблица 20
Поправочные коафивиенты на скорость резания в зависимости от
Главный угол в плане Поправочный коэфициент
Для стали ДЛя чугуна
30 1,26 1,20
45 |1,0б| 1.00]
60 0,84 0.88
75 0.73 0,79
90 0,65 0.73
Следует отметить, что, несмотря на преимущество малых углов в плане, чрезмерно уменьшать величину этого угла не следует, так как с уменьшением угла ср увеличивается радиальная составляющая усилия резания, что приводит к дрожанию и преждевременному разрушению режущей кромки инструмента. По этой причине на практике чаще всего-пользуются углами в плане 40—45°. Этот угол является основным при 162
обработке обычных материалов проходными резцами при наружной обточке. В случае обработки очень твердых материалов применяется угол 30°. Большое значение угла в плане (<р = 60, 75 и 90°) применяется в случае малой стабильности обрабатываемой детали.
Перейдем к рассмотрению влияния угла резания.
На фиг. 139 представлены кривые зависимости v — 8 при обработке стали. Эти кривые, построенные для двух случаев обработки, показы-
вают, что зависимости скорости от угла резания имеют точку перегиба, причем максимальная скорость для верхней кривой получается при угле резания 70°, а для нижней 75°.
Как следовало из ранее рассмотренных температурных зависимостей (фиг. 126), в пределах угла 65—75° температура изменяется незначительно, дальнейшее же возрастание угла резания приводит к непрерывному повышению температуры. Наименьшая температура достигается при угле резания 75°.
м/мин
Угол резания б плоскости отделения стружки
Фиг. ро. Кривые зависимости скорости от угла резания.
Таким образом, можно сделать вывод, что наивыгоднейшее значение угла резания, исходя из стойкости инструмента и температурного режима, лежит в пределах 70—75°.
Следующий фактор, влияющий на скорость резания, это радиус закругления вершины резца. Установлено, что скорость, допускаемая
резцом, несколько повышается с увеличением радиуса закругления.
Относительные коэфициенты, характеризующие влияние радиуса закругления на скорость резания при обработке стали, приведены в табл. 21.
Таблица 21
Поправочные коэфициенты Кг на скорость резания в зависимости от г
Радиус закругления г в мм 0,5 1,0 1,5 2,0 3,0 5,0
Обдирка 0,90 0,94 0,98 11.001 1,03 —
Отделка . • 0,74 0,86 0,94 |1,00| 1,09 1,21 ,
Комиссией по резанию принято для черновой обработки стали
v = Оод, для чистовой обработки стали
v = Сг°’2.
Причина повышения скорости резания с увеличением г, как мы выяснили, заключается в улучшении теплоотвода в теле резца с возраста-
* 163
нием радиуса закругления. В заключение следует отметить, что все выводы относительно влияния радиуса закругления относятся не только к резцам, но и к любому другому режущему инструменту. Дело в том, что у всех режущих инструментов наиболее интенсивному износу подвергается вершина, т. е. место сопряжения главной и вспомогательной режущих кромок, так как на этом участке происходит наиболее стесненный процесс образования стружки при максимальных деформациях. Как мы отметили раньше, для уменьшения теплового напряжения в этой зоне и повышения прочности вершины резца обычно у всех режущих инструментов делается переходная режущая кромка или в виде дуги определенного радиуса закругления, или в виде прямолинейного участка.
На скорость резания оказывает также влияние форма передней грани резца. Если принять скорость, допускаемую резцом с плоской передней гранью за единицу =1). то для резцов с радиусной формой передней грани Кф = 1,05, плоской или радиусной с фаской Кф = 1,15 (фиг. 22).
Размер поперечного сечения резца оказывает некоторое влияние на стойкость резца из быстрорежущей стали. Установлено, что с увеличением сечения резца скорость, допускаемая резцом, несколько повышается, что объясняется улучшением условий отвода тепла от лезвия резца с увеличением сечения резца. Кроме того, с увеличением размеров резца увеличивается радиус* закругления вершины, что также благоприятно сказывается на температуре рабочей части.
По данным Комиссии по резанию зависимость между скоростью и сечением тела резца выражается формулами
v = /И]/-'003 для стали и
v = /И,го/и
для чугуна.
В этих формулах F — сечение тела резца в мм2.
Степень изменения скорости резания в зависимости от сечения резца можно выразить коэфициентами, приведенными в табл. 22.
Таблица 22
Поправочные коэфициенты Кр на скорость резания в зависимости от F
Размеры резца в мм 6X6 10X10 010 012 12X12 10X16 16X16 12x20 016 20X20 16X25 020 025 20X30 25X25 030 30x30 25X40 040 30X45 40X40 40X60
При работе По стали и стальному литыо.... 0,80 0,87 0,90 0,93 0,97 га 1,04 1,08 1,12
По обыкновенному и ковкому чугуну .... 0,89 0,93 0,95 0,97 0,98 га 1,02 1,04 1,06
164
ВЛИЯНИЕ ОХЛАЖДЕНИЯ НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Применение охлаждения оказывает сильное влияние на скорость резания, допускаемую резцом. Охлаждающе-смазывающие. жидкости понижают в процессе резания температур)' (до 100—150°), а поэтому увеличивают скорость и повышают стойкость инструмента. Больший эффект от охлаждения получается при обработке вязких металлов.
Можно считать, что обильное охлаждение сильной струей (около 15 л]мин) позволяет повышать скорость резца из быстрорежущей стали в среднем на 20—25%, а при обработке чугуна — на 10—15%.
Меньший выигрыш в скорости при обработке чугуна объясняется главным образом тем, что в данном случае на затупление резца существенное влияние оказывают не столько высокие температуры, сколько механическое истирание.
Кроме того, известно, что выигрыш в скорости от охлаждения для твердой стали меньше, чем для мягкой, что можно объяснить уменьшением коэфициента топлопроводности при увеличении твердости.
Выигрыш в скорости от охлаждения зависит также от материала резца. Чем выше теплостойкость резца, тем соответственно выше положительный результат от охлаждения.
Приведенные выше проценты повышения скорости резания касаются обдирочных работ. При чистовой обработке выигрыш в скорости значительно меньше. При чистовом точении (£<1, а <_ 0,5 мм/об) выигрыш в скорости резания от охлаждения обычно не превышает 10%.
На скорость, допускаемую резцом, заметное влияние также оказывает количество подводимой к резцу жидкости. Наибольший эффект от охлаждения получается при расходе 12 —15 л/мин охлаждающей жидкости. Дальнейшее увеличение подводимой жидкости не дает дополнительных выгод и приводит только к излишним затратам.
Большое значение имеет также место подвода охлаждающей жидкости. На фиг. 140 показан неправильный метод охлаждения. Наибольший эффект получается, если струю жидкости направлять не на резец непосредственно, а на стружку в месте ее отделения от детали (фиг. 141). Это и понятно, если принять во внимание, что наибольший процент тепла возникает именно в стружке.
Как было указано ранее, применяемые в настоящее время жидкости можно разбить на две группы: 1) водяные растворы и 2) масла и жиры.
Жидкости первой группы характеризуются хорошими охлаждающими, но сравнительно низкими смазывающими свойствами. Жидкости второй группы обладают высокими смазывающими свойствами, но зато уступают по охлаждающим свойствам жидкостям первой группы.
К первой группе относятся: 1) содовые растворы (2—5%), также растворы буры в воде; 2) мыльные растворы; 3) эмульсии, представляющие собой смесь масляных продуктов (эмульсол, паста) с водой в разных пропорциях (чаще 1 :10). К группе масел относятся: 1) растительные масла (сурепное, льняное, хлопковое); 2) минеральные масла из нефтепродуктов (фрезолы, веретенное масло, соляровое); 3) осернен-ные масла, представляющие соединение серной основы с минеральным маслом (сульфофрезол Р, сульфофрезол В), и т. д.
165
При выборе охлаждающей жидкости необходимо считаться с характером обработки.
При обдирочных работах обточкой, фрезерованием, сверлением, шлифованием основное требование, предъявляемое к охлаждающей
жидкости, заключается в хорошем охлаждающем действии. Если предъявляются высокие требования к чистоте обраба-тываемой поверхности, то должно быть уделено
Фиг. 140. Неправильный метод подвода охлаждающей жидкости.
Фиг. 141. Правильный метод подвода охлаждающей жидкости.
внимание смазочной способности жидкости. Такие требования предъявляют при нарезании резьбы, при чистовой обточке и т. д.
При работе на автоматах, зуборезных станках и др., где наряду с чистотой обработанной поверхности требуется и продолжительный срок службы инструмента между переточками, охлаждающая жидкость должна
одновременно обеспе-
чить высокие охлаждающее и смазывающее свойства.
Комиссия по резанию, принимая скорость при работе с охлаждением за единицу, рекомендует следующие поправочные коэфициенты Кох при работе без охлаждения (табл. 23).
Таблица 23
Поправочные коэфициенты на скорость резания при работе без охлаждения
Характер обработки Обрабатываемый материал в кг!мм~ или Hr Поправочный коэфициент при работе без охлаждения
Черновая обработка Сталь и стальное литье До 60 60-80 80-110 0,80 0,85 0,90
Ковкий чугун 100-120 120—160 160—200 0,85 0,90 0,90
Чистовая обработка Для всех материалов 0,90-0,95
166
ВЛИЯНИЕ ТИПА РЕЗЦА НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Рассмотренные выше зависимости скорости резания от различных факторов относились к нормальным проходным резцам. При определении скорости резания для резцов других конструкций обычно исходят из допускаемой скорости резания для нормальных проходных резцов с прямолинейным лезвием, изменяя скорость в зависимости от особенностей конструкции резца.
Как мы выяснили, резцы с криволинейным лезвием допускают несколько более высокие скорости резания.
Зависимость между скоростями резания для резцов с криволинейной и прямолинейной кромками можно выразить следующими коэфициентами:
VKP
при обдирочной работе1,16,
VtlP v при чистовой обработке — 1,2-5, и пр
где vKp — скорость резания при работе резцом с криволинейным лезвием; vnp — скорость резания при работе резцом с прямолинейным лезвием. Расточные резцы работают в менее благоприятных условиях, чем проходные резцы для наружной обработки. Эти резцы приходится выдвигать далеко из супорта, поэтому они подвержены изгибу и вибрациям, кроме того, при указанных условиях ухудшается отвод тепла от режущей кромки. Указанное обстоятельство усугубляется еще и тем, что расточные резцы обычно имеют сравнительно небольшое поперечное сечение. Все это вынуждает снимать стружку небольшого сечения и снижать скорость резания.
Приближенно можно считать, что расточные резцы позволяют работать со скоростью на 10—2О°/о ниже по сравнению с наружной обточкой. Очевидно, что с уменьшением диаметра растачиваемого отверстия условия работы резца ухудшаются.
Зная величину скорости резания при наружном продольном точении, более точно скорость резания при растачивании можно определить по формуле
vp--vm-K л/мин,
где vp — скорость резания при растачивании;
vm — скорость резания при наружном продольном точении;
К—коэфициент, характеризующий влияние диаметра растачиваемого отверстия.
Ниже даны значения коэфициента К-
Вид обработки
Коэфициент К
Наружное продольное точение Растачивание:
до диаметра 75 мм . . .
диаметром 76—150 мм . .
151-250 „ . .
250 . . .
1,0
0,80 0,90 0,95 1,00
167
При торцевой обточке резцы работают с переменной скоростью. На периферии детали скорость резания имеет максимальное значение, а у центра минимальное (близкое к нулю).
Обычно скорость резания исчисляется по наружному диаметру. Принимая же во внимание, что с этой скоростью резец работает кратковременно, при торцевом точении можно скорость резания повысить на 10—15°,/0, т. е. принять коэфициент /<= 1,11,15.
В особенно тяжелых условиях работают отрезные резцы; резание происходит в стесненных условиях, что сильно осложняет и затрудняет процесс образования и отвода стружки; по этой причине у отрезных резцов наблюдается сильный нагрев лезвия и плохой отвод тепла. В силу сказанного скорость резания при отрезке приходится снижать1.
Так как при выдвижении отрезного резца возникают вибрации, особенно при значительных подачах, приходится снижать подачи до 5 = = 0,02 ч- 0,2 мм/об.
Резьбовые резцы также работают в сравнительно тяжелых условиях вследствие затруднительного отделения стружки сразу по двум лезвиям 3.
ОБОБЩЕННАЯ ФОРМУЛА ДЛЯ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ
Рассмотренные выше данные о влиянии различных факторов на скорость резания позволяют написать формулу для скорости резания в развернутом виде. Эта формула для работы резцами из быстрорежущей стали имеет следующий вид:
с^е/*как„кох
..rnt^yx..c^ м'мин' <67' м
где С — постоянный коэфициент для данного материала и вида обработки (черновая или чистовая);
Fpea — сечение тела резца в мм2', г — радиус закругления вершины резца в мм\ Ка — коэфициент, характеризующий марку стали инструмента;
Кп—коэфициент, характеризующий состояние поверхности заготовки;
Кох — коэфициент, характеризующий влияние охлаждения;
Т—стойкость резца в мин.;
t—глубина резания в мм\
s — подача в мм\об\
— главный угол в плане в °;
Км — характеристика обрабатываемого материала;
pv, tiv, m, хг„ yv,Cv, n,, — показатели степеней.
В формулу (67) не введен ряд других факторов, которые также влияют на скорость резания. К ним относится наличие в обрабатывае
1 Формулу для подсчета скорости резания при отрезке см. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали", 1950.
2 Более подробно см. раздел „Резьбовые резцы".
168
мой детали твердых вкраплений, недостаточная отделка режущих граней. Эти факторы снижают стойкость резца и вынуждают снижать рабочую скорость резца. Кроме того, в результате недостаточной жесткости станка, инструмента и т. д. могут возникнуть вибрации, вредно сказывающиеся на стойкости резца и на чистоте обрабатываемой поверхности. Для упрощения формулы (67) ряд факторов, влияющих на скорость резания, можно вывести из нее и представить в виде поправочных коэ-фициентов. Эти данные (коэфициенты при отдельных величинах) были приведены выше в соответствующих разделах.
После преобразования формула скорости резания принимает следующий вид:
v = к'- или кпкик,кгКрКвхКф, (68}
t v S Р
где Cv — коэфициент, характеризующий обрабатываемый материал и материал инструмента при определенных условиях работы;
Кт — коэфициент, характеризующий влияние стойкости резца;
К„ и Кв—коэфициенты, характеризующие механические свойства обрабатываемого материала;
—• коэфициент, характеризующий влияние главного угла в плане; Кг — коэфициент, характеризующий влияние радиуса закругления вершины резца;
Кр— коэфициент, характеризующий влияние сечения тела резца; Кф — коэфициент, характеризующий форму передней грани.
Остальные условные обозначения те же, что и в формуле (67).
Для вполне определенных условий работы формула (68) приобретает следующий вид:
= (69)
t VS- v
где и60—скорость резания при стойкости резца 60 мин.;
Для углеродистой стали — 75 кг)мм2, Нв = 215 при наружном точении и растачивании с охлаждением коэфициент Cv равняется: при д < 0,25 мм Cv — 49,9, при s > 0,25 мм Cv = 31,6.
С учетом приведенных ранее значений показателей степеней xv и yv, при обработке углеродистой стали aft = 75 кг! мм2 с охлаждением не по корке резцами с плоской передней гранью из’ быстрорежущей стали РФ1 и ЭИ 262 сечением 20x30 мм, с главным углом в плане ср = 45°, радиусом закругления вершины резца г=2 мм и при стойкости 7'=б0мин. можно написать следующие формулы:
при s < 0,25 мм
_ 49,9
U60 /0,25 $0,33 ’
при 6' > 0,25 мм
_ 31 -6
' "^25^66 •
Для серого чугуна Нв = 190 при обработке без охлаждения резцами из стали марок РФ1 и ЭИ 262 коэфициенты и показатели равны: при
169
Таблица 24
Поправочные коэфициенты на скорость резания в зависимости от обрабатываемого металла
Группа металлов Механические свойства
Значения
Наименование марки Диаметр отпечатка по Бринелю cig в мм Число твердости по Бринелю Предел прочности при растяжении В KZjMM* коэфициента
6,60-5,70 77-107 30-40 1,80
Стали углеродистые 5,70—0,08 107-138 40—50 2,20
конструкционные С-''О,6°о 0,8; 10; 15; 20; 25; 30; 35; 40; 45; 50; 55; 60 5,08-4,62 4,62-4,26 138—169 169-200 50-60 60-70 1,69 1,29
Ст. 0; Ст. 1; Ст. 2; Ст. 3; 4,26—3,98 200- 230 70—80 П,00|
Ст. 4; Ст. 5; Ст. 6 3,98-3,75 230-262 80-90 0,81
5,54-4,95 116-146 40- 50 2,08
Стали хромистые 4,95—4,56 146-174 50- 60 1,44
4,56-4,23 174—203 60- 70 1.Ю
15Х; 20Х; ЗОХ; 35Х; 38ХА; 4,23-3,99 203-230 70- 80 0,85
4.1Х; 45Х; 50Х 3,99—3,76 3,76—3,58 230-260 260-288 80— 90 90-100 0,69 0,56
3,58—3,42 288-317 100—110 0,47
Стали хромоникелевые 5,54-4,95 116-146 40- 50 2,00
4,95-4,56 146-174 50— 60 1,48
20ХН; 40ХН; 45ХН;50ХН; 4,56-4,23 174—203 60— 70 1,14
12ХН2; 12ХН2А; 12ХНЗ; 4,23—3,99 203—230 70- 80 0,95
12ХНЗА; 20ХНЗА; ЗОХНЗ; 3,99-3,76 230-260 80— 90 0,70
37XH3A; 12Х2Н4; 12Х2Н4А; 3,76-3,58 260 - 288 90—100 0,66
20Х2Н4; 20Х2Н4А 3,58-3,42 288—317 100-110 0,57
3,42—3,28 317-345 110-120 0,ч7
Серый чугун 5,05—4,74 4,74-4,48 140—160 160—180 1,51 1,21
СЧ 00; СЧ 12-28; СЧ 15-32; 4,48-4,26 180-200 — 11,00|
СЧ18-36; СЧ21-40; СЧ24-44; 4,26—4,08 200-220 — 0,85
СЧ 28-48; СЧ 32-52 4,08—3,91 220—240 — 0,72
3,91-3,76 240—260 — 0,63
получистовой обработке (^ = 24,7; xv = 0,15; ^ = 0,30; при грубой обработке Cv — 23,6; xv = 0,15; yv = 0,40.
Для других обрабатываемых материалов нужно вносить поправочные коэфициенты KMV, пользуясь следующими формулами.
.Для сталей
Кт
где ~h — предел прочности при растяжении обрабатываемой стали в кг .мм2.
170
Значения nv следующие: для углеродистой стали при < <45 кг! мм2 nv — —1,0, при <>45 кг/мм2 <=1,75, для хромистой стали nv = 1,75, для хромоникелевой стали < = 1,5.
/190\1,7
Для серого чугуна —г
Для того, чтобы упростить расчеты, в табл. 24 приводятся подсчитанные значения поправочных коэфициентов K.,v на скорость резания в зависимости от обрабатываемого металла и его механических свойств, по данным Министерства станкостроения (см. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали “, 1950 г.
Пример. Определить, можно ли вести обработку углеродистой стали аь = = £5 кг/мм'2 без корки резцом из быстрорежущей стали ЭИ262 с охлаждением, исходя из скорости, допускаемой резцом, если стойкость резца 7’= бО.мии., глубина резания t = 6 мм, подача s = 0,7 им/об, диаметр обрабатываемой детали D — 120 мм, число оборотов детали п = 80 в минуту, ср = 45°, = 10°,
г = 2 мм.
Решение. Определяем скорость резания (по станку) исходя из 80 оборотов детали в минуту:
тг-1)-п 3.14-120-80
с' = 1000 10 >0 =30,2 Ml мин.
Определяем скорость, допускаемую резцом при обработке углеродистой стали вь = 75 кг! мм'-.
31,6 31.-,6 31,6 9- ,
==----------==-------------—-----------~ 2о м мин.
ю z0,25s0,6G б(1,250 70,66 1,59-0,79
Для стали aj = 65 кг!ммг необходимо внести соответствующий поправочный коэфициент. По табл. 24 поправочный коэфициент = 1,29, поэтому будем иметь
t'oo = 25-1,29 = 82,26 м/мин.
Как видно, работать можно, так как v резца больше v станка
ГЛАВА VIII
МЕТОДИКА РАСЧЕТА НАИВЫГОДНЕЙШЕГО РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
Под наивыгоднейшим режимом резания понимается такое сочетание глубины резания, скорости резания и подачи, при котором в данных конкретных условиях производства достигается наиболее выгодная обработка, при этом возможно полно используется сила станка и стойкость резца. Очевидно, наивыгоднейший режим резания должен соответствовать минимальному основному (машинному) времени. Наименьшее же машинное время при токарной обработке получается в том случае, когда произведение п на s будет наибольшим.
Таким образом, задача сводится к нахождению таких значений п и s’, которые при возможно полном использовании резца и станка обеспечили бы наименьшее время обработки.
В зависимости от того, с какой степенью точности нужно получить наивыгоднейший режим резания, задача расчета наивыгоднейшего режима может быть разрешена приближенным или более точным аналитическим методами.
Приближенный метод
Сущность этого метода заключается в следующем: исходя из припуска на обработку, устанавливается глубина резания /, по табличным данным определяется максимальная технологически допустимая подача.
Зная обрабатываемый материал, материал инструмента, а также s' и t, по таблицам устанавливается скорость резания v в м!мин исходя из практической стойкости резца.
Выбрав скорость резания и зная диаметр детали, определяем число оборотов
1000-и ,,
п =----Л--00/мин.
Зная п и s', а также длину точения, можно определить основное (машинное) время на обработку детали.
Преимущество этого метода заключается в его простоте, поэтому метод определения режимов резания по заранее составленным таблицам имеет широкое распространение.
Недостаток же этого метода заключается в том, что главное внимание уделяется использованию инструмента и почти совершенно не учитываются вопросы, связанные с использованием станка.
172
Приближенный метод применяется на предприятиях единичного и мелкосерийного производств или при нормировании вновь проектируемого технологического процесса, когда заранее точно не известны данные о станке, обрабатываемой- детали и режущем инструменте.
Аналитический метод
При этом методе выбор наивыгоднейшего режима резания производится в такой последовательности. В первую очередь выбирается глубина резания.
Анализ формул основного (машинного)времени и скорости, допускаемой резцом, показывает, что более выгодной является работа с большей глубиной резания, поскольку это позволяют ограничивающие факторы. Исходя из этого, припуск на обработку необходимо снимать с минимальным числом проходов, т. е. в один черновой и один чистовой, а где возможно — даже в один проход, если этому не препятствует требование, предъявляемое к качеству обрабатываемой поверхности.
Величина припуска под чистовой проход должна определяться в зависимости от износа режущего инструмента, высоты шероховатостей, остающихся на детали после чернового прохода, величины наклепанного слоя и прочих факторов.
Минимальный припуск на чистовой проход рекомендуется брать не менее трехкратного значения высоты шероховатостей предшествующего прохода с тем, чтобы чистовым проходом резца снять не только остаточные гребешки, но и деформированный при черновом проходе слой металла.
После того как выбрана глубина резания, выбирается подача.
При данной стойкости инструмента для наименьшей затраты времени на обработку выгодно работать с возможно большими подачами.
Максимально технологически допустимая подача лимитируется рядом •факторов, главнейшие из которых:
а) качество обрабатываемой поверхности (высота шероховатостей);
б) жесткость обрабатываемой детали;
в) прочность резца;
г) прочность и жесткость станка.
Чистота обрабатываемой поверхности характеризуется высотой шероховатостей, получающихся на поверхности детали после обработки.
В ГОСТ 2789-45 приводится величина неровностей для различных классов чистоты поверхности.
Величину допустимой подачи, исходя из заданной чистоты обрабатываемой поверхности, можно подсчитать по следующей формуле:
^ПОв- V 7 -г ’
t "ср Н-Ч(\Н
(где Нп)ах — максимальная высота неровности поверхности в мк\ г — радиус закругления вершины резца в мм\ ср — главный угол в плане в °;
срг—вспомогательный угол в плане в ".
173
Числовые величины коэфициента Сн и показателей степени хн , уя, и ин для стали и стального литья и при работе с подачей s 1,75 мм, об даны ниже.
Сц хн у п zH ин
0,008 0,30 1,40 0,35 0,70
Величина Сн соответствует затуплению резца Д = 2 мм; при Д = = 0,5 мм значения Сн следует увеличить на 25—30°/0.
Однако, как указано выше, выбор максимальной величины технологически допускаемой подачи определяется не только высотой шероховатостей, но также жесткостью обрабатываемой детали, прочностью резца и станка.
Выясним, как определится максимальная подача, допускаемая жесткостью обрабатываемой детали и методом ее крепления.
Дело в том, что при точении в результате усилия резания на деталь действуют крутящие и изгибающие моменты, под их влиянием в обрабатываемой детали возникают сложные деформации. При слишком большом усилии тонкие и длинные детали могут прогнуться, вследствие чего обрабатываемая поверхность получится нецилиндрической.
При недостаточно прочном креплении детали на станке она в процессе работы может быть даже вырвана из центров станка.
Эти явления будут наблюдаться, если силы, действующие на деталь, превышают максимальную нагрузку, допускаемую жесткостью обрабатываемой детали, поэтому максимальное усилие резания, а следовательно, и максимальная подача при выбранной глубине резания ограничиваются жесткостью обрабатываемой детали.
Обрабатываемый вал, установленный в центрах, можно рассматривать как балку на двух опорах, изгибаемую нагрузкой от усилия резания. Наиболее неблагоприятные условия при гладких валах будут при положении резца по середине обрабатываемой детали.
Максимальная нагрузка из условия допускаемой стрелы прогиба определится по формуле
где D — диаметр обрабатываемой детали после прохода в мм;
L—длина обрабатываемой детали в мм;
Е — модуль упругости обрабатываемого металла в кг/мм2;
I—допускаемая стрела прогиба обрабатываемой детали в мм;
А — коэфициент, учитывающий способ крепления обрабатываемой детали на станке.
Значения Е для некоторых материалов приводятся в табл. 25.
Значения коэфициента А приведены в табл. 26.
При обдирочном точении максимально допустимая стрела прогиба ориентировочно может быть принята /тах = 0,4 мм.
При точении под шлифование максимально допустимый прогиб не должен превышать /тал = 0,1 мм.
При точных работах /га;1х не должен превышать допуска детали, указанного на чертеже.
174
Максимальное усилие, допускаемое прочностью державки резня, определяется по формулам:
для державок прямоугольного сечения
(71)
для державок круглого сечения
(72)
где В и Н — размеры державки резца в мм;
d — размеры державки круглого сечения в мм;
I—вылет резца мм\
зи — 20 кг\мм2 — для материала державки из конструкционной углеродистой стали аь = 60 .-— 70 кг/мм2.
Таблица 25
Значения Е
Наименование материала Модуль упругости Е В К?/ММ*
Углеродистая сталь . . . . • То же Хромоникелевая сталь • Серый чугун То же Бронза Алюминий 20 000 21 500 22 000 22 000 9 000 9 000 8 000 7 000
Значения коэфициента 4 Таблица 26
Способ обработки изделия Значение коэфициента А
Между центрами В патроне Один конец в патроне, другой на заднем центре . . 2,34 0,1а 5,40
Под влиянием усилий Pz и Ру в процессе резания возникает суммарная сила R = Р2 -J- P2v, изгибающая обрабатываемую деталь.
Приняв в качестве примера радиальную силу Ру = 0,4Рг, можно написать
R = ]/~ P2+ (0.4Р,)2 = 1,08с^%Ур . ь(73).
175
Очевидно, усилие R не должно быть больше максимальной нагрузки Ре, исходя из условий допустимой стрелы прогиба, точно так же это усилие не должно быть больше нагрузки, допускаемой прочностью державки резца.
Приравняв формулы (70) и (73), получим максимальную подачу исходя из диаметра детали, длины, стрелы прогиба, материала детали и способа крепления:
Ре = l,08C/V'\ откуда
Аналогичным образом определяется подача, исходя из прочности державки резца.
Прежде чем окончательно выбирать величину подачи, необходимо также определить максимально допустимую подачу, исходя из прочности наиболее нагруженных деталей станка.
Обычно слабым звеном токарных станков являются механизм подачи, зубчатые колеса переборов и в частности шестерни коробки скоростей привода главного движения.
В механизме подачи наиболее слабым звеном является зубчатое колесо, сцепляющееся с рейкой и перемещающее супорт по направляющим. Прочностью зубчатого колеса определяется наибольшая допускаемая станком нагрузка на резец. Обычно зуб рейки бывает более прочным, чем зуб колеса, сцепляемого с рейкой, поэтому зуб рейки проверяется на прочность только в том случае, если рейка сделана из материала менее прочного, чем зубчатое колесо.
Расчет зубьев колеса производится на изгиб по следующей формуле:
Р = r.mbyRbKu кг, (75)
где Р—окружное усилие на изгиб, допускаемое прочностью зуба колеса или рейки, в кг',
т — модуль зубчатого колеса или рейки;
b - длина зуба колеса или рейки в мм;
у — коэфициент, зависящий от числа зубьев и профиля зацепления;
Rb — допускаемое напряжение на изгиб;
А г, — скоростной коэфициент, учитывающий дополнительный износ зуба колеса в зависимости от величины скорости. При окружной скорости меньше 1 м/сек, что обычно имеет место при работе реечной шестерни, Kv = 1.
Ниже приводится значение Rb для следующих материалов:
Чугун.......................5,5
Ковкий чугун................8,0
Фосфористая бронза..........9,4
Медное литье................7,5
Стальное литье ..............14,0
Литая (кованая) сталь.......17,5
Закаленная Среднеуглеродистая 24
сталь....................5,0
Незакаленная никелевая сталь 33,0
Хромоникелевая сталь .... 44,0
Кожа и бук..................3,3
Вулканизированная фибра ... 1,0
Значения коэфициента у даны в табл. 27.
176
Таблица 27
Значения коэфициентов у
Число зубьев Характер зацепления корригирование смещением профиля по высоте колеса зацепления в 15е
эвольвентное, а = 15° эвольвентное, а=20°, высота зуба нормальная эвольвентное, а=20°, с укороченным зубом
10 0,056 0,064 0,083 0,131
12 0,067 0,078 0,099 0,125
14 0,075 0,088 0,108 0,121
16 0,081 0,094 0,115 0,120
18 0,086 0,098 0,120 0,120
20 0,090 0,102 0,125 0,119
25 0,097 0,108 0,133 0,118
30 0,101 0,114 0,139 0,114
38 0,106 0,122 0,145 0,110
5J 0,110 0,130 0,151 0,110
75 0,115 0,138 0,158 0,115
100 0,117 0,142 0,161 0,117
150 0,119 0,146 0,165 0,119
300 0,122 0,150 0,170 0,122
Рейка 0,124 0,154 0,175 0,124 1
Если принять, что усилие подачи Рг — 0.25А,, то можно написать условие максимальной нагрузки, допускаемое станком (зубом колеса, сцепляемого с рейкой), в следующем виде:
Рг = 4Р/. (76)
Выразив Рг через элементы сечения стружки, формулу (76) можно переписать так:
Cptpsp = 47JV.
откуда подача, допускаемая реечным механизмом привода подачи станка, равняется
/ 4Р ~
, snod= |/ —. (77)
V CptP
Таким образом определяются следующие подачи:
а) подачи, обусловливаемые качеством (чистотой) обработанной поверхности (s„oa);
б) подачи, допускаемые жесткостью обрабатываемой детали, а также прочностью ее крепления на станке (se);
в) подача, допускаемая прочностью державки резца;
* Это соотношение — приближенное, так как при этом усилие Рх принимается равным величине допускаемого усилия зубом реечной шестерни и, следовательно, не учитываются потери трения супорта о направляющие станины и перекашивающие моменты.
12 Даниелян А М. 2063 17"
г) подачи, обусловливаемые прочностью механизма подачи станка ($под)'
Лимитирующая, наименьшая подача выбирается путем сравнения приведенных выше подач, и таким образом устанавливается технологически допустимая подача.
При дальнейшем расчете наивыгоднейшего режима резания необходимо учитывать станок, на котором производится обработка. Паспортные данные станка обычно задаются (табл. 28).
Таблица 28
Данные по характеристике станка
Ступень скорости Число оборотов в минуту п Крутящие моменты 27И в кгям Подачи станка
2Мг 2/И2 2М3 2Л13 2Л43 2Л43 2М3
2МК
Необходимо из всего диапазона чисел оборотов и подач станка подобрать такие, которые с учетом технологически допустимой подачи при соблюдении возможно полного использования резца и станка обеспечивали бы наименьшее время на обработку.
Эту задачу в общем виде можно разрешить так. Для каждой ступени станка, исходя из величины крутящего момента, определяют подачу по мощности станка. Сравнивают эту подачу с технологически допустимой, и если scm < Smexn , то останавливаются на этой подаче, прокорректировав ее в соответствии с наличием на станке действительных значений подач. В случае, если коробка подач не может обеспечить заданную подачу, следует взять ближайшую меньшую.
Далее по найденным величинам t и s, учитывая обрабатываемый материал, материал резца и т. д., определяют практическую скорость резания и сравнивают ее со скоростью вращения детали при данном числе оборотов. Сравнив скорость резания по резцу со скоростью резания по станку, делают необходимый вывод и, наконец, пользуясь найденными значениями п и $ для данной ступени, подсчитывают основное машинное время.
Точно таким же образом можно найти 70 для всех остальных ступеней станка. Сравнив найденные значения То для отдельных ступеней, следует остановиться на минимальном «начении основного времени. Очевидно, найденный таким образом режим (п, s и /) будет наивыгоднейшим.
178
Остановимся более подробно на методике расчета наивыгоднейшего режима резания.
При дальнейших расчетах после нахождения технологически допустимой подачи пользуются следующими формулами:
для динамики станка
2М = PD
(а)
для динамики резца
Рг = Cpfp^p,
• - (б)
для кинематики станка
r.Dn
У --------
1000
(в)
для кинематики резца
для основного (технологического) времени
Определение режимов резания начинаем с первой ступени скорости п( (табл. 28). Этой ступени соответствует двойной крутящий момент 2MV С учетом этого, решая совместно уравнения (а) и (б), будем иметь
откуда подача, допускаемая крутящим моментом станка, будет равна
• <78)
V DCp-txP
Сравниваем s станка с технологически допускаемой подачей. Если sem < smexn, то работать на этой ступени можно, поэтому корректируем полученную подачу с существующими на станке подачами (табл. 28). Если на станке отсутствует точно такая подача, то выбираем ближайшую меньшую.
В случае же, если scm > smeXH, то на данной ступени работать нельзя и следует перейти на другую ступень, повторив все расчеты. Но найденная таким образом подача исходит только из силы станка и не учитывает возможности резца. Не исключена возможность, что при работе на выбранной ступени скорость станка окажется больше той скорости, которую допускает резец.
Для выявления возможностей резца в формулу скорости резца (г) подставляем найденное значение t и s и определяем рабочую скорость
Ураб—
Cv
fXvsyv
179
С другой стороны, исходя из чисел оборотов, соответствующих данной ступени, находим скорость станка по формуле (в)
~Dn v —-------
101)0'
Сравнивая vpu,j с vcm, делаем окончательный вывод о правильности найденных значений i и s и о целесообразности применения резца из данного материала.
Пример. На токарном станке, характеристика которого приведена в табл. 29, производится обработка валика из углеродистой стали а/, =75 кг: мм-.
Диаметр обрабатываемого валика D = 160 мм, длина L = 200 мм, припуск на обработку h = 4 мм на сторону, технологически допустимая подача stnax = = 0,75 мм/об.
Резец из быстрорежущей стали ЭИ262 с плоской передней гранью размером 20x30 мм.
Главный угол в плане ср = 30°; г = 2 мм; стойкость резца Т = 60. Работа ведется с охлаждением. Определить наивыгоднейший режим обработки.
Таблица 29
Данные по характеристике станка
Ступень скорости Число оборотов в минуту п Крутящие моменты М в кгмм Подачи станка 5 в мм!об
1 45 72 570 0,120; 0,126; 0,138; 0,151
2 56 58 320 0,163; 0,176; 0,20; 0,225
3 74 44130 0,24; 0,25; 0,275
4 93 35 100
5 116 28 150 0,30; 0,325; 0,35; 0,40
6 147 22 210 0,455; 0,48; 0,50
7 179 18 240
8 225 14 500 0,55; 0,60; 0,65
9 295 11 070 0,70, 0,80; 0,91
10 375 8 700 0,96: 1,01; 1,11
11 465 7 020
12 590 5 540 1,21
Решение. Обработку валика производим в один проход, т. е. глубина резания t — 4 мм.
Определяем подачу, которую можно получить при работе на первой ступени станка:
,W = -^-CptXP ./р,
откуда Л = , DCpf'P ’
ИЛИ ш,75_ 2 • 72570 ~ 160 - 200 • 4 ’ ’
откуда scm = 1,2 мм^об.
180
Как видно, на этой ступени работать нельзя, так как > лтах, поэтому переходим на вторую ступень. Для второй ступени будем иметь
.0,75 _ 2 2 58320
~ 160 - 200 - 4 ’
откуда
scm = 0,88 мм/об.
Как видно, и на этой ступени работать нельзя, так как s(7n>'smai> поэтому переходим на третью ступень. Для этой ступени получим
sO,75
2-44130
160 • 200 • 4 ' '
откуда
s = 0,6 мм/об.
В данном случае scm < smeXH, т. е. с этой подачей работать можно. Подача s = 0,6 мм/об допускается и таблицей коробки подач станка, поэтому останавливаемся на этой подаче.
Определяем скорость на этой ступени:
-Dn _ 3,14 • 160 • 74 v"n ~ 1000 - 1000
= 37,1 .ч мин.
Определяем скорость, допускаемую резцом при найденных значениях t и s и других заданных условиях:
31,6 31,6 „ _
= 40,25 . О1^Щ66 - и~6jl4 ~~ 31,6 мм"н-
Вносим поправку на скорость резания с учетом влияния главного угла в плане. Для угла ш = 30° поправочный коэфициент равняется 1,26, поэтому будем иметь
о60 = 31,6 • 1,26 = ЗЭ,1 MjMMH.
Как видно, и60 > vcm, т. е. резец допускает работу на данном режиме. Это дает основание окончательно остановиться на найденных значениях t, s и v.
Основное (машинное) время будет равно
L _ 200 _
п • s - 74-0,6 “
4,5 мин.
Это время будет наименьшим. Чтобы в этом убедиться, такие же подсчеты делаем для четвертой, пятой и шестой ступеней. Результаты этих подсчетов сведены в табл. 30.
Из табл. 30 ясно видно, что наименьшее машинное время получается при работе на третьей ступени станка, т. е. на этой ступени получается наивыгоднейшая обработка к
1 На шестой ступени работать нельзя, так как vcm~>vpe-
181
Таблица 30
Результаты подсчетов
№ ступени п в об/мин м в кгмм Подачи Основное время Т в мин. vcm vpe3
s станка (по силе станк а) 5техн, (технологически допустимая) п. (коробки подачи станка)
1 45 72 570 1,2 0,75
2 56 58 320 0,88 0,75 — — — —
3 74 44130 0,6 0,75 0,6 4,5 37,1 39,1*
4 93 35 100 0,45 0,75 0,455 4,76 46,6 48,0
5 116 28 150 0,33 0,75 0,325 5,3 58,8 58,2
6 7 8 9 10 И 12 * 147 179 225 295 375 465 590 Наивыго 22 210 18 240 14 500 11 070 8 700 7 020 5 540 днейшая 0,25 ступень. 0,75 0,25 73,8 70,8
В заключение отметим, что решение задачи по нахождению наивыгоднейшего режима резания можно значительно упростить, пользуясь графическим методом (посредством циклограмм), или с помощью специальных логарифмических линеек.
ГЛАВА IX
СТРОГАНИЕ
Обработка металлов строганием производится на продольно-строгальных и поперечно-строгальных станках (шепингах).
Процесс резания при строгании протекает почти так же, как и при точении.
При строгании в зависимости от качества обрабатываемого материала, геометрии инструмента и режима резания наблюдается стружка тех же типов, что и при точении.
Вместе с тем процесс строгания имеет и некоторые отличительные особенности.
В отличие от точения при строгании взаимное перемещение материала и инструмента в процессе резания прямолинейно, поэтому задний угол а и передний угол резца не изменяются в зависимости от подачи, размеров обрабатываемой детали и расположения резца по отношению к детали.
Стружка снимается только при рабочем ходе ползуна, во время же обратного (холостого) хода резец не режет металл. Перерыв в работе резца во время холостого хода способствует его охлаждению, поэтому отпадает надобность в применении охлаждающих жидкостей.
Строгальный резец, вступая в работу с полным сечением стружки, при каждом новом рабочем ходе испытывает удар. Сила удара возрастает с увеличением скорости резания, сечения стружки и твердости обрабатываемого металла. Указанное обстоятельство вынуждает работу на строгальных станках производить с умеренными скоростями и пользоваться более массивными резцами.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ
На фиг. 142 показаны элементы сечения стружки при строгании.
Глубиной резания t называется расстояние между обрабатываемой и обработанной поверхностями, перпендикулярное последней.
Подачей $ называется величина перемещения обрабатываемой детали или резца (в зависимости от конструкции станка) в поперечном направлении (перпендикулярно главному движению) в течение одного двойного хода. Ширина стружки b и ее толщина а определяются так же. как и при точении.
183
Площадью поперечного сечения стружки, гак же как и при точении, называется произведение глубины резания на подачу или ширины стружки на ее толщину:
Фиг. 143. Схема поперечного строгального станка с кулисным механизмом.
Фиг. 142. Элементы сечения стружки прв строгании.
Под скоростью резания при строгании понимается скорость рабочего хода. В зависимости от конструкции станка скорость резания при стро-
Фиг. 144. Диаграмма скоростей для поперечно-строгального станка с кулисной передачей.
может идти о средней скорости каждого Обозначим:
гании может быть постоянной или переменной.
Станки с кулисными механизмами (фиг. 143) отличаются тем, что скорость движения ползуна на протяжении одного рабочего или холостого хода является переменной.
На фиг. 144 показана диаграмма скоростей для поперечно-строгального станка с кулисной передачей.
Для этих станков речь хода в отдельности С
L — длина хода ползуна в мм;
л- — средняя скорость рабочего хода в м,мин; vx. х - средняя скорость холостого хода в м[мин;
R — длина кулисы;
1 Ниже выводится формула скорости резания только для поперечно-строгальных станков с качающейся кулисой как наиболее распространенных, 184
t-p. x время рабочего хода в мин.;
tx. х — время холостого хода в мин.;
а — угол поворота пальца кулисы за время рабочего хода;
S —угол поворота за время холостого хода;
k — число двойных ходов ползуна в минуту, равное числу оборотов кулисного зубчатого колеса.
Скорость резания, т. е. средняя скорость рабочего хода будет рав-
няться
Так как t --- 1Р--Х й-360 '
ТО Lfe-360 /о_. 1000 а М!мин- (8°)
Угол fJ определяется из соотношения
L t0S 2 ~ 27? •
Угол я = 360 — р.
Аналогично можно определить среднюю скорость холостого хода:
L Lk -360 ,
Vx-x \OOOtx x ~~ 1000 MIMUH-
(81)
Для станков с кулисным механизмом можно говорить также о средней скорости одного двойного хода vcp. Эта скорость будет равна
or 9/ г,
~ — = ТОО?
' л Л At Л'
Попутно отметим, что усилие на ползуне поперечно-строгального станка с кулисной передачей для данного числа двойных ходов также не постоянно, а изменяется на протяжении всего хода.
На фиг. 145 показана диаграмма изменения усилий на ползуне на протяжении одного рабочего хода. Из диаграммы видно, что в начале и конце хода ползуна усилие имеет максимальное значение, а в середине хода — минимальное. Последнее обстоятельство говорит о том, что усилие на резце (усилие резания) не должно быть больше наименьшего усилия на ползуне при среднем положении плеча кулисы. При несоблюдении этого условия станок „не потянет“, несмотря на то, что в начале и в конце хода ползун имеет как бы запас усилия.
Величина минимального усилия, передаваемого ползуном, может быть определена по формуле
1 min — — I+ -r I Tj, (83)
где М — крутящий момент на шкиве двигателя или контрпривода вкг/лл;
i — передаточное число механизма привода (от шкива до зубчатки ведущего пальца).
185
Приведенные выше данные о характере изменения скорости резания и усилий, передаваемых ползуном, относились к поперечно-строгальным станкам с кулисной передачей, что же касается до продольнострогальных станков, а также поперечно-строгальных станков с реечной передачей, то для них как скорость резания, так и усилие, передаваемое ползуном, на протяжении всего хода остаются без изменения.
На фиг. 146 показана схема привода обыкновенного продольно-строгального станка.
ползуне поперечно-строгального станка с кулисной передачей.
продольно - строгального станка:
Д — приводной шкнв; /—6 -зубчатые колеса; В — рейки: С — стол станка.
Скорость резания для продольно-строгальных станков можно принять равной скорости зубчатого колеса 5, сцепляемого с рейкой, т. е. можно подсчитать по формуле
v = Гобо м<мин-
где О=г5-/п;
гъ — число зубьев колеса, сцепляемого с рейкой;
т — модуль того же зубчатого колеса.
Усилие на стол станка в данном случае, очевидно, равняется окружной силе на зубчатом колесе за вычетом трения стола о направляющие. Величина этой силы может быть найдена исходя из паспортных данных станка.
Основное (машинное) время для строгальных станков выражается формулой
/ -JL+JL, (84)
0 ks ' '
где В — ширина строгания в мм;
Вх—боковые свесы резца при входе и выходе из детали (врезание и перебег);
k — число двойных ходов в минуту;
s — подача на один двойной ход в мм.
186
УСИЛИЕ РЕЗАНИЯ И СКОРОСТЬ, ДОПУСКАЕМАЯ РЕЗЦОМ ПРИ СТРОГАНИИ
Зависимость усилия резания от глубины резания t и подачи s для строгания принимается та же, что и для обточки, и определяется по формуле
P-CptXpsyP
Значения показателей хр и ур, а также постоянного коэфициента Ср те же, что и при точении.
Результаты экспериментальных работ показывают, что и структура формул для определения скорости резания при строгании та же, что и формул для токарных работ при наружном продольном точении. Следовательно, для определения скорости резания можно пользоваться формулой
•V У t VS v
При работе на поперечно-строгальном станке, учитывая ударную работу резца, следует ввести поправочный коэфициент на скорость резания, равный 0,75.
Кроме того, необходимо также внести поправочный коэфициент Кох на работу без охлаждения, так как обычно процесс строгания производится без охлаждения.
Ввиду того, что все законы резания как в части усилий, так в части стойкости резца и скорости, найденные при точении, применимы и к строганию, то расчет наивыгоднейшего режима резания при строгании нужно производить так же, как и при точении, приняв только во внимание рассмотренные выше особенности характеристик строгальных станков.
я О о
ГО Н
Л У
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
СВЕРЛЕНИЕ, ЗЕНКЕРОВАНИЕ И РАЗВЕРТЫВАНИЕ
ГЛАВА X
ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ОТВЕРСТИЙ
При механической обработке деталей машин значительное место занимает обработка отверстий. Обработка отверстий производится различными инструментами, к числу которых, в частности, относятся сверла, зенкеры и развертки, рассмотрению которых и посвящается настоящий раздел.
СВЕРЛА
Сверла применяют при обработке отверстий в сплошном материале. Их можно также применять для рассверливания, т. е. расширения уже имеющихся предварительно просверленных отверстий. Сверла обычно применяют для предварительной (черновой) обработки точных отверстий. Обработка грубых отверстий ограничивается весьма часто одним только сверлением.
При сверлении отверстий диаметром больше 35 мм в сплошном материале рекомендуется применять два сверла для уменьшения осевого усилия и предотвращения увода сверла.
На сверлильных станках обычно сверло вращается и подается, а обрабатываемая деталь неподвижно закрепляется на столе станка. На токарных станках, наоборот, сверло закрепляется в пиноль задней бабки и вручную получает поступательное движение, в то время как обрабатываемая деталь, закрепленная в шпинделе станка, приводится во вращательное движение. Во втором случае получается отверстие с более точным расположением оси, чем при сверлении на сверлильных станках.
Объясняется это тем, что при сверлении на токарных станках в случае несовпадения оси сверла с осью вращения детали вращающаяся деталь будет способствовать центрированию, т. е. восстановлению правильного положения оси отверстия, чего не бывает при работе на сверлильном станке, где сверло одновременно вращается и подается. Поэтому в тех случаях, когда необходимо получить отверстие с точной осью, необходимо применять второй способ обработки. Этим способом, в частности, пользуются для сверления глубоких и точных отверстий в каналах волов стрелкового вооружения, полых валов двигателей и т. д.
По характеру выполняемой работы и по конструктивным особенно-сверла делятся на перовые, спиральные, пушечные, ружейные, ми канавками, составные с пластинками из твердых сплавов, >ые и специальные.
Перовые сверла
Перовые сверла являются сверлами наиболее старых типов. Существенным преимуществом этих сверл является простота конструкции. Их применяют в тех случаях, когда требуется жесткость инструмента, например при обработке твердых поковок или литья, а также ступенчатых отверстий. Перовыми сверлами чаще пользуются при сверлении дрелями, коловоротами и трещетками.
Режущая часть этих сверл выполняется в виде лопатки и затачивается под углом 2 ср. Величина угла 2 ср колеблется в пределах от 90 до 140°, причем низший предел 90° применяется при обработке мягких материалов, а верхний 140° — для твердых материалов.
Фиг. 147. Перовое сверло.
Фиг. 148. Стружколоматели на режущих кромках сверла.
По форме заточки режущих лезвий различают сверла двухсторонние и односторонние. Двухсторонние перовые сверла режут при вращении в обе стороны.
Ввиду того, что у этих сверл угол резания получается больше 90° (3 = 135°), они работают весьма тяжело. В настоящее время этими сверлами пользуются весьма редко.
Одностороннее перовое сверло (фиг. 147) имеет две режущие кромки ab и cd, работающие при вращении в одну сторону. Эти сверла работают несколько легче, чем двусторонние, так как угол резания о получается равным 90° (или больше 90°), но даже при таком значении угла резания процесс резания протекает при тяжелых условиях. Задний угол а делается в пределах 5—10°. Особенно тяжело работает поперечное лезвие (перемычка) ас, у которого угол резания о достигает 150—160°, поэтому оно не режет, а мнет металл.
Перовые сверла для ботьших диаметров обычно изготовляют со вставной рабочей частью. Кроме того, для облегчения процесса резания у сверл больших диаметров (D > 25 м,и) на режущих кромках делают канавки (стружколоматели — фиг. 148), которые дают возможность дробить стружку.
189
Основными недостатками перового сверла являются тяжелые условия работы вследствие больших углов резания и малая производительность. Кроме того, эти сверла не обеспечивают правильного направления сверла в отверстии. Недостатком является и то, что для удаления стружки необходимо приостанавливать сверление.
Спиральные сверла
Основным типом инструмента для обработки отверстий в сплошном материале в настоящее время являются спиральные сверла. Эти сверла
изготовляют из стали круглого сечения путем фрезерования двух сим-
метрично расположенных спиральных канавок которые образуют две режущие кромки. Наклон этих канавок к оси сверла делается 20—30°.
Сверло состоит из следующих частей (фиг. 149): рабочая — режущая часть llt шейка /2 и хвост /3. Рабочая часть сверла заканчивается конусной заточкой с углом при вершине 2 <р (удвоенный угол в плане). Угол при вершине вместе с углом наклона винтовой канавки оказывают большое влияние на работу сверла. Для спиральных сверл рыночного типа угол при вершине берется в пределах 116 — 118°. Это — среднее значение угла 2^,
специальной формы,
рукция спирального сверла.
Фиг. 149а. Конст-
Фиг. 149. Спиральное сверло.
которое применимо для основных обрабатываемых металлов. Строго говоря, этот угол должен быть различным для разных обрабатываемых материалов. Для твердых и хрупких материалов его желательно брать до 130—140°, для мягких до—80—90°.
Угол наклона винтовой канавки сверла со (фиг. 149а) определяет направление его передней грани. С увеличением <в передний угол увеличивается, и тем самым облегчается процесс резания. Но с увеличением <в режущая кромка сверла ослабляется. Это ослабление при одном и том же угле наклона винтовой канавки получается относительно больше для сверл меньших диаметров, поэтому для сверл малых диаметров универсального назначения угол» принимается меньше, чем для крупных.
Угол ш для сверл из быстрорежущей стали делается больше по сравнению со сверлами из углеродистой или легированной стали. Объясняется это тем, что по сравнению с последними сверла из быстрорежущей стали работают с повышенным режимом резания.
Спиральное сверло имеет две режущие кромки ab и cd. (фиг. 149 а).
Режущие кромки сверла должны быть прямолинейными, в противном случае давление на различные точки режущей кромки будет разное, что приводит к неравномерному износу отдельных точек лезвия.
190
Канавки облегчают вывод стружки и охлаждающей жидкости в процессе резания, кроме того, спиральное расположение канавок содействует правильному направлению сверла в отверстии.
Для уменьшенья трения сверла в отверстии, а также для обеспечения хорошего направления производится дополнительное фрезерование поверхности на небольшую глубину h с таким расчетом, чтобы на поверхности осталась только узкая фаска / (фиг. 149а).
В целях дальнейшего улучшения работы (уменьшения трения) рекомендуется производить затылование фаски у режущей части на длине 1,5—4 мм. Затылование производится под углом а =6~8° с оставлением небольшой ленточки в пределах 0,1—0,3 мм.
Сверла диаметром 0,25—0,5 мм выполняются без фаски. Чтобы уменьшить трение фаски, что особенно важно при сверлении глубоких отверстий, сверло снабжают обратным конусом, т. е. диаметр сверла слегка суживается шлифованием по направлению к хвосту сверла в среднем на 0,04—0,08 мм на каждые 100 мм в зависимости от диаметра.
Уменьшение диаметра сверла при переточках не оказывает заметного влияния на размер отверстия, так как это компенсируется биением сверла.
Для обеспечения необходимой прочности сверла поперечная кромка (перемычка) должна иметь определенную длину (от 0,15 до 0,25 D) в зависимости от диаметра.
Как было указано раньше, поперечное лезвие режет металл значительно тяжелее, так как его угол резания значительно больше 90°. Опытами установлено, что около 60°/о усилия подачи и около 10% крутящего момента приходится на поперечную кромку.
Для уменьшения отрицательного влияния поперечной режущей кромки и облегчения процесса резания рекомендуется производить подточку поперечной кромки. В результате подточки уменьшается величина угла резания у поперечной кромки, а также и длина поперечной кромки, что благоприятно влияет на величину осевого усилия и на процесс стружкообразования. На фиг. 150 показана наиболее целесообразная форма подточки сверла. Подточка поперечной кромки особенно необходима для сточенных сверл, сердцевина которых значительно возрастает из-за утолщения ее к хвосту, а также для сверл крупных размеров.
Углы сверла меняются в зависимости от того, находится ли сверло в работе или нет, поэтому у сверла, как и у всякого другого инструмента, углы необходимо рассматривать в нерабочем и рабочем положении.
На фиг. 151 представлено сверло с углом наклона винтовой канавки <о и углом подъема винтовой канавки т. Отделение стружки происходит в плоскости, перпендикулярной режущей кромке, поэтому в этой плоскости, т. е. в главной секущей плоскости NN (фиг. 151), и должны измеряться углы а, р, у и 8 сверла. Однако эти углы неудобны для измерения, поэтому обычно заменяются углами а0, Ро, у0 и £0, измеряемыми в плоскости ZA Y, касательной к наружной поверхности сверла в точке А режущей кромки.
191
Передний угол ?0 есть угол между плоскостью АВ, касательной к передней поверхности в рассматриваемой точке на режущей кромке, и плоскостью AZ, параллельной оси сверла и проходящей через ту же точку. В данном случае величина переднего угла определяется углом наклона винтовой канавки <о. Задний угол а0 есть угол между плоскостью АС, касательной к задней грани (поверхности задней заточки) в точке А режущей кромки и плоскостью AY, перпендикулярной оси сверла. Назначение этого угла — устранить трение заднего конуса сверла о дно отверстия. Этот угол получается за счет заточки рабочего конуса на специальном станке.
Угол заострения Чо есть угол между касательной плоскостью АС к задней и АВ передней поверхности сверла. Угол резания 80 есть угол, заключенный между плоскостью, касательной к передней поверхности
Фиг. 150. Подточка поперечной кромки сверла.
в рассматриваемой точке на режущей кромке, и плоскостью, перпендикулярной оси сверла. В нашем случае угол резания 30 равен углу подъема винтовой канавки т. При одном и том же шаге h угол наклона канавки, а следовательно, и передний угол у различных точек режущей кромки будет различным. Значение переднего угла будет уменьшаться по мере приближения к оси сверла.
Отметим на режущей кромке точки Alt As и As, соответствующие диаметрам Dt, Da и D3 (фиг. 152). Если развернуть окружности, соответствующие точкам Аъ Аа и А3, получим три прямоугольных треугольника, у которых один катет, равный шагу h винтовой канавки, остается постоянным, а другие катеты соответственно равны развернутым длинам окружностей тс Dx, тс£)2 и тс£)3, причем винтовые канавки на цилиндрических поверхностях спирали представляются в виде гипотенуз треугольников. На приведенной фигуре видно, что угол наклона винтовой канавки ш, соответствующий переднему углу '(0, меняется в зависимости от диаметра окружности:
= te-C'-TF-
192
Таким образом, передний угол уменьшается по мере приближения к оси сверла, поэтому участки режущих кромок, расположенные у оси сверла, работают в менее благоприятных условиях.
Для выравнивания величины угла заострения сверла, который вследствие изменения переднего угла также является переменным в раз-
Фиг. 152. Изменение переднего угла 7 сверла.
личных точках режущей кромки, задний угол делается на окружности сверла значительно меньше, чем у точек, расположенных ближе к центру сверла. Так, например, для нормальных сверл среднего раз-
мера задний угол ближе к периферии составляет около 6—8°, а у центра сверла а — 26°. Обычно величину заднего угла указывают в отношении к периферии сверла.
Переменность угла задней заточки вызвана не только желанием выровнять величину угла заострения, но, как мы выясним позже, также и тем, чтобы в процессе работы сверла все точки на режущей кромке обладали некоторым задним углом.
Переменность угла задней заточки достигается путем заточки на специальном станке.
До сих пор нами были рассмотрены углы ай, ро, '(о и 80 в пло-скости, касательной к наружной поверхности сверла (фиг. 151). Для перехода от этих углов к углам скости обратимся к фиг. 153.
Винтовая пиния нанаружной поверх-
Фиг. 153. Геометрия спирального сверла.
8 в главной секущей пло
а, у и
Пусть ABDY— плоскость, касательная к конусу, описываемому режущей кромкой АВ', AZGY—плоскость, касательная к наружной цилиндрической поверхности сверла; ABFZ — плоскость, проходящая через ось сверла ОВ и режущую кромку АВ', ABEG — плоскость, каса-
тельная к передней поверхности AN в точке Л; ACY— плоскость,
перпендикулярная режущей кромке АВ в точке А. Тогда истинный
13 Даниелян А. М. 2063.
193
угол резания о (в плоскости, перпендикулярной режущей кромке АВ) 8 = CAY, а угол резания 80 в плоскости YAZG будет % = YAG. Тангенсы этих углов определяются по формулам
. GF = АТ'
Разделив эти выражения друг на друга, будем иметь tgl= СУ tg8„ GY'
Из прямоугольного треугольника GCY находим, что
поэтому окончательно будем иметь tg 8 = tg §0 sin 9 '
Таким образом, действительный угол резания 8 несколько меньше угла 80 и зависит от угла при вершине. Для рыночных сверл разница между 8 и 80 получается в пределах 4°. Аналогично углу резания можно вывести формулы для переднего и заднего углов:
sin—~~ и
tg а = tg а0 sin .
Из этих формул следует, что действительный передний угол несколько больше, а задний угол несколько меньше измеряемых.
Углы режущей кромки сверла в процессе резания
В процессе резания углы сверла подвергаются изменению. Дело в том, что при сверлении имеют место два движения: вращательное и поступательное по направлению подачи. В результате обоих движений каждая точка лезвия сверла перемещается по винтовой линии с шагом, равным подаче на один оборот.
Винтовая поверхность (фиг. 154), описываемая режущей кромкой в процессе резания, есть поверхность резания, а плоскость, касательная к ней, — плоскость резания.
На фиг. 155 показано сечение сверла плоскостью, нормальной к режущей кромке. Если развернуть на плоскость траекторию точки А
* Формула-приближенная н может применяться лишь для ориентировочных расчетов. Более точные формулы см. Можаев, Аналитическая теория спиральных сверл, 1948.
194
за один оборот сверла, то соответствующая ей винДовая линия обратится в прямую ДБ (траектория резания). На фиг. 155 АВ — развернутая длина окружности тс£); БВ — величина подачи за один оборот; AN—-нормаль к траектории резания; 0 — угол наклона траектории резания, т. е. угол между фактической траекторией резания и условной —
Фиг. 154. Поверхности при сверлении.
Фиг. 155. Углы режущей кромки сверла в процессе резания.
Фиг. 156. Двойная заточка сверла.
окружностью при вращении сверла без подачи; а и у — углы заточки сверла; ар и у— углы сверла в процессе резания. Углы ар и должны рассматриваться в главной секущей плоскости.
Тут так же, как и у других инструментов (фиг. 155), задний угол а это угол между плоскостью резания в рассматриваемой точке и плоскостью, касательной к задней поверхности в той же точке. Передний угол — угол между плоскостью, касательной к передней поверхности сверла в рассматриваемой точке, и плоскостью, нормальной к плоскости резания в той же точке.
Зависимость между углами сверла в процессе резания и углами заточки сверла следующая:
= Т + 6; а.р = а —0.
Угол наклона траектории резания равняется
Как видно из этой формулы, угол 9 увеличивается при увеличении подачи. При постоянной подаче угол 0 увеличивается по мере приближения режущей кромки к центру сверла. Это является одной из причин назна
чения переменного заднего угла заточки. Для того, чтобы задний угол имел еще некоторую положительную величину, необходимо, чтобы угол задней заточки также имел переменную величину, т. е. он должен быть у центра больше, чем у периферии, что, как мы отметили, достигается путем заточки задней грани на специальном станке.
В последнее время для сверления чугуна и стали применяются сверла с двойной заточкой (фиг. 156).
Эти сверла обладают значительно большей стойкостью, чем обычные.
*
195
Особенность сверл с двойной заточкой заключается в том, что вершина сверла затачивается под двумя углами 2<р и 2<рх. Наилучшие результаты для второй заточки показал угол 2^ = 70-ь-75° при угле 2-f — 118°. Ширина фаски b берется в зависимости от диаметра сверла:
b = (0,18 — 0,22)0.
Увеличение стойкости сверл с двойной заточкой объясняется тем, что при этом увеличивается длина режущей кромки и угол е у периферии сверла, в результате чего стружка на второй заточке получается тоньше и шире, что улучшает отвод тепла от лезвия.
Двойную заточку рекомендуется производить для сверл диаметром от 12 мм и выше. Для меньших диаметров сверл двойная заточка себя не оправдывает, так как разница в стойкости при этом незначительна.
В заключение рассмотрим сверла с переменным шагом. Для обработки легких металлов рекомендуется применять сверла’с переменным шагом винтовой Ka
ff
Фиг. 157. Сверла с переменвым шагом Фиг. 158. Центровочные винтовой канавки. сверла.
навки. Указанные сверла делаются двух конструкций (фиг. 157, а и б). У вершины сверла шаг делается меньше, чем у хвоста (фиг. 157, а), или наоборот (фиг. 157, б). В первом случае меньший шаг у вершины сверла способствует легкому резанию, последующая часть облегчает быстрый отвод стружки. Во втором случае, т. е. когда шаг у вершины больше, чем у хвоста, передняя часть позволяет применять повышенную подачу. Хорошие результаты эти сверла дают, когда вращается обрабатываемая деталь, а сверло только подается.
Центровочные сверла
Кроме нормальных спиральных сверл, широко распространены так называемые центровочные сверла. Эти сверла применяют для сверления центровых углублений, необходимых при установке детали в центрах токарных станков.
Изготовление центровых отверстий выполняется в две операции (сверление и зенкерование) или же в одну операцию, выполняемую комбинированным центровочным сверлом.
На фиг. 158 показаны центровочные сверла: /— простое,// — комбинированное, /// — комбинированное с предохранительным конусом.
196
Внешний вид первого сверла ничем не отличается от нормальных спиральных сверл с цилиндрическим хвостом. Центровочные сверла делают двухсторонними для использования второй стороны после износа первой.
Сверла с пластинками из твердых сплавов
Сверла с пластинками из твердых сплавов применяют для металлов, обработка которых не требует больших передних углов, например чугуна, в особенности при наличии литейной корки и твердых (закаленных) сталей.
Сверла с пластинками из твердых сплавов изготовляют диаметром от 3 до 50 мм. В целях увеличения жесткости корпуса сверла диаметр сердцевины делается больше, чем у обычных сверл из быстрорежущей стали.
Пластинка
Фиг. 159. Сверла с пластинками из твердых сплавов.
Фиг. 160. Пушечное сверло.
Ввиду ограниченного числа переточек, а также в целях увеличения стойкости сверла обратная конусность на длине пластины берется больше, чем на сверлах из быстрорежущей стали (0,6—0,8 мм на 100 мм длины).
Учитывая ограниченное число переточек у сверла пластинками из твердых сплавов по сравнению со сверлами из быстрорежущей стали, длина твердосплавных сверл делается значительно меньшей. Меньшая длина сверла способствует уменьшению его пружинения в работе, что создает благоприятные условия работы для твердого сплава.
Сверла с пластинками из твердых сплавов изготовляют как с прямыми, так и с винтовыми канавками. При сверлении неглубоких отверстий вопрос о выводе стружки не имеет большого значения, поэтому можно применять сверла с прямыми канавками. Для сверления глубоких отверстий применяют сверла с винтовыми канавками. Угол наклона канавки о> выбирается в зависимости от обрабатываемого материала. Для материалов, дающих сливную стружку, этот угол делается равным 10 —15° (фиг. 159, а), а для хрупких металлов <и берется 55—60° (фиг. 159, б). Угол при вершине для металлов, дающих сливную стружку, делается равным 125 —130°, а для хрупких металлов 116 —118°.
Передний угол в зависимости от обрабатываемого материала колеблется в пределах 0—6°.
Задний конус на длине пластинки выбирается в пределах 0,03— 0,05 мм. Рекомендуется производить подточку поперечной кромки сверла.
197
Сверла для глубокого сверления
Под 1лубоким сверлением понимается сверление на глубину, превышающую диаметр сверла в 5 раз и более.
Рассмотренные выше спиральные сверла применяют для сверления неглубоких отверстий. Изготовление глубоких отверстий связано с большими трудностями. При глубоком сверлении затрудняется подвод охлаждающей жидкости и отвод стружки. Кроме того, для получения точных отверстий необходимо правильное направление сверла.
При глубоком сверлении применяют сверла для сплошного и кольцевого сверления. В первом случае весь металл, подлежащий сверлению, превращается в стружку, а во втором в стружку превращается не весь металл, в центре заготовки остается стержень, удаляемый в зависимости от его размера посредством отламывания или подрезания.
При сверлении глубоких отверстий диаметром до 30 мм применяют спиральные сверла с принудительной подачей охлаждающей жидкости. Жидкость в этих сверлах подводится либо через каналы, высверленные в теле сверла, либо через трубки, впаянные в продольные канавки на поверхности сверла. Жидкость подводится под большим давлением (до 20—30 ат) и служит как для охлаждения сверла, 1ак и для отвода стружки.
На практике встречаются сверла различных конструкций. Из сверл, предназначенных для глубокого сверления, наибольшее распространение получили пушечные и ружейные сверла.
Пушечное сверло применяют на специальных станках, которые допускают вращение обрабатываемой детали. Таким образом, при работе пушечными сверлами деталь вращается, а сверло только подается, что способствует получению детали с прямолинейной осью.
Эти сверла не имеют центральной перемычки, что облегчает резание. Как видно из фиг. 160, пушечное сверло является сверлом одностороннего резания и режет кромкой а. Для уменьшения трения между стенками отверстия и сверлом рабочая часть снабжается обратным конусом (0,5 мм на 100 мм длины). Во избежание заедания передняя поверхность делается выше центра на 0,2—0,5 мм в зависимости от размера сверла.
Хвост сверла делается обычно из малоуглеродистой стали и припаивается или приваривается к рабочей части. Для облегчения проникновения сверла внутрь отверстия на торце его делается заточка заднего угла 6—10°. Режущая кромка обычно направлена под прямым углом к оси детали, что позволяет обрабатывать глухие отверстия с плоским дном.
Сверлению пушечным сверлом предшествует предварительное засвер-ливание спиральным или перовым сверлом. Пушечные сверла можно также применять и для сверления отверстия в сплошном материале при условии, если отверстие надсверлено и расточено на глубину, равную половине диаметра сверла. Для обеспечения достаточной опорной поверхности целесообразно пушечные сверла применять при сверлении в кондукторе. Эти сверла обеспечивают высокое качество поверхности обработанного отверстия. Однако пушечное сверло имеет и ряд не-|98
достатков. Прежде всего оно не обеспечивает непрерывного процесса резания. Так как выход стружки затрудняется, приходится прерывать процесс сверления, вытаскивать сверло и очищать отверстие от стружки. Кроме того, сверло работает в тяжелых условиях вследствие большого угла резания (о — 90°). Это вынуждает значительно снижать режим резания.
Вследствие указанных недостатков вместо пушечных сверл начали применять так называемые ружейные сверла (фиг. 161), представляющие собой усовершенствованные пушечные и спиральные сверла.
Ружейное сверло состоит из хвостовика (стальной трубки), на который наваривается или напаивается рабочая часть 1 из быстрорежущей стали. Для увеличения стойкости сверл диаметром более 14 мм к рабочей части припаивают пластинки твердого сплава.
Рабочая часть снабжена по всей длине прорезом для подвода охлаждающей жидкости.
Сверло имеет одну режущую кромку, состоящую из двух частей: наружной а и внутренней б. Угол наклона режущих кромок чаще принимают равным — <р2 == 60°. Таким образом, угол при вершине сверла Ф1 <р2 = 120°. Однако исследования в той части показывают, что увеличение до cpj-l- з>2 = 140° повышает стойкость сверла и уменьшает его увод.
Положение вершины сверла относительно его оси av и а2 оказывает влияние на увод сверла, стойкость и качество поверхности сверлильного отверстия. Наивыгоднейшее положение вершины сверла имеет место при aj = 0,30 и а2 — 0,20. Угол желоба ш для отвода жидкости со стружкой принимается равным 120°, так как такой угол обеспечивает наилучшие условия вымывания стружки и достаточную жесткость сверла и простоту в изготовлении.
Задний угол сверла получают путем заточки его на специальном заточном станке. Для обеих кромок задний угол делается 15° (для сверл диаметром до 20 мм).
Для уменьшения трения сверла о стенки отверстия на рабочей части делается обратный конус. Обратная конусность составляет 0,1-—0,3 мм на 100 мм длины рабочей части сверла.
199
Диаметр канала К в сверле для подвода смазывающе-охлаждающей жидкости должен быть такого размера, чтобы пропускать нужное для вымывания стружки количество жидкости. В лучшем случае сечение этого канала должно быть равно сечению желоба для отвода стружки; однако в сверлах малого диаметра канал такого сечения уменьшает прочность сверла, поэтому канал обычно делают меньше. Весьма часто канал для подвода жидкости делают в форме серпа; такая форма дает хороший подвод охлаждающей жидкости. Жидкость подается под давлением не меньше 30—50 ат.
Большое значение для увеличения производительности имеют струж-коломы. Для облегчения отвода стружки и повышения производительности передняя грань сверла делается уступами, что способствует дроб-
лению стружки.
Для уменьшения поверхности соприкосновения сверла с отверстием вдоль сверла снимаются лыски.
Образуемые между стенками отверстия и сверлом зазоры умень-
Фиг 162. Пустотелое сверло. шают трение и нагре-
вание инструмента, а также обеспечивают попадание охлаждающей жидкости, которая способствует удалению мелкой стружки.
Для достижения высокой чистоты поверхности и точности отверстия при глубоком сверлении применяют незначительные подачи.
Преимущество ружейных сверл заключается в их высокой производительности. Эти сверла обеспечивают непрерывный процесс резания и хорошую поверхность обработанного отверстия.
Для обработки больших отверстий (свыше 60—70 мм) применяют пустотелые сверла, которые дают возможность часть материала в виде цилиндра не превращать в стружку. Пустотелые сверла (фиг. 162) состоят из сверлильной головки и отшлифованного валика, выполненного в виде трубы. Ножи закрепляют с помощью винтов, клиньев и т. п. Эти сверла по конструкции напоминают резцовые расточные головки.
ЗЕНКЕРЫ
Как было указано выше, сверло применяют для изготовления отверстия в сплошном материале. В тех же случаях, когда необходимо расширить ранее просверленное отверстие, или обработать предварительно отлитое или проштампованное отверстие, применяют зенкер.
В первом случае (после сверления) зенкер снимает незначительную часть припуска и выправляет погрешности, имеющиеся у просверленного отверстия. Во втором случае (при обработке предварительно отлитых или проштампованных отверстий) зенкер сообщает отверстию правильную форму и выправляет ось отверстия.
Кроме расширения цилиндрических отверстий, зенкеры применяют также для обработки цилиндрических и конических углублений (под 200
головки винтов, для центровых отверстий, гнезд под клапаны и т. и.), а также для зачистки торцевых поверхностей.
Так как зенкер не сверлит в сплошном материале, у него не делается поперечного ребра, и канавки его имеют меньшую глубину, чем у сверла. По форме режущей кромки зенкеры делятся на прямозубые и спиральные, а по количеству зубьев (перьев)—на трехперные и четы-рехперные.
Спиральные зенкеры служат для подготовки отверстия перед развертыванием; они дают увеличение размера отверстия в зависимости от диаметра от 0,7 до 3,0 мм. Спиральный зенкер (фиг. 163) внешне очень похож на спиральное сверло. В отличие от сверла зенкер имеет не две, а три или четыре режущие кромки и поэтому обеспечивает лучшее направление в отверстии, чем сверло.
Зенкер состоит из трех основных частей: рабочей части шейки /2 и Хвоста /3. Элементы рабочей части: 1 — заборный конус, 2 — фаска, 3 — канавка, 4 — сердцевина, о — режущая кромка.
В зависимости от диаметра обработки зенкеры изготовляют цельными и насадными. Для обработки отверстий диаметром 12—35 мм применяют цельные зенкеры, а для больших диаметров — насадные. Резание осуществляется зубьями, расположенными на заборной части зенкера (фиг. 164). Величина т работающей части режущей кромки зенкера определяется глубиной резания t и равняется
t т — ,-----,
Sin ср
где <р — угол наклона режущей кромки к оси зенкера (угол заборного конуса) берется в пределах 45—60°. Для уменьшения трения в нижней рабочей части зенкер делается большего диаметра на 0,02—0,05 мм.
Передний угол у зуба зенкера берется от 20 до 30° при трехзубом зенкере и 12—15° при четырехзубом. Задний угол обычно делается около 6°. Угол наклона спирали колеблется между 12—15°. Предельные размеры зенкера определяются величиной припуска под развертку. Припуск под развертку обычно исчисляется несколькими десятками миллиметров.
Для экономии высококачественной легированной стали зенкеры делают составными. К рабочей части, изготовленной из быстрорежущей стали, приваривают хвостовик из углеродистой стали. Для повышения производительности применяют также зенкеры, оснащенные пластинками твердого сплава.
На фиг. 165 показан зенкер с коническим хвостом, оснащенный пластинками твердого сплава, по ГОСТ 3231-46.
К группе зенкеров относятся также зенковки. Зенкованием называется процесс обработки торцевых поверхностей (для опоры головок винтов), расширения и углубления отверстий для утопленных головок винтов, заклепок и расширения центровых отверстий.
На фиг. 166 и 167 показаны коническая и цилиндрическая зенковки. Первая служит для обработки отверстий под конические головки винтов, а вторая под цилиндрические головки. Цилиндрическая зенковка снабжается сменной направляющей цапфой 1, входящей в просверливаемое отверстие.
201
Фиг. 163. Спиральный зенкер.
Фиг. 164. Зенкер в процессе работы.
Фиг. 165. Зенкер, оснащенный пластинками твердого сплава.
Фиг. 166. Коническая зенковка.
Фиг. 167. Цилиндрическая зенковка.
202
РАЗВЕРТКИ
Развертывание отверстий является отделочной операцией. Разверткой пользуются для придания предварительно изготовленным сверлением, расточкой или зенкерованием отверстиям окончательной формы и точных размеров в пределах заданного допуска. Развертка обеспечивает высокую чистоту обработанной поверхности. При точной обработке отверстий развертывание обычно производится после зенкерования. Развертывание подразделяют на черновое и чистовое. Разница между разверткой и зенкером заключается главным образом в том, что, во-первых, развертка имеет значительно большее число зубьев, а во-вторых, угол заборного конуса у развертки делается меньше, чем у зенкера.
В отношении точности обработки указанные инструменты характеризуются следующими данными.
Сверло позволяет получить отверстие 4-го или 5-го класса точности. Зенкер может обеспечить точность 3-го или 4-го класса. Одной разверткой можно получить точность 3-го класса. Двумя развертками можно придать отверстию точность 2-го класса, а применяя тонкое развертывание плавающей разверткой — даже точность 1-го класса.
При развертывании калиброванных отверстий очень часто применяют три развертки: черновую, среднюю и чистовую. Как мы уже отметили, в отличие от зенкера развертка имеет большее число режущих кромок и снимает очень тонкий слой металла.
В зависимости от условий обработки увеличение диаметра отверстия при черновом развертывании колеблется от 0,15 до 0,50 мм, при чистовом — от 0,05 до 0,20 мм.
Развертка состоит из следующих основных частей (фиг. 168): рабочей части 7, шейки 2, хвоста 3. Рабочая часть в свою очередь состоит из заборной или приемной части А, цилиндрической направляющей части В и заднего или обратного конуса С.
Для предохранения развертки от повреждений при входе ее в отверстие с торца развертки снимается фаска под углом 45°. Эта фаска предусматривается на развертках, предназначенных для развертывания сквозных отверстий; у разверток, предназначенных для глухих отверстий, фаска не делается.
Заборная часть развертки выполняет основную работу резания, т. е. непосредственно процесс резания. Цилиндрическая часть калибрует отверстие и направляет развертку.
При выборе длины заборной части необходимо иметь в виду, что короткая заборная часть снимает короткую, но толстую стружку, более же длинный конус, наоборот, позволяет снимать тонкую и широкую стружку.
Как уже было указано, удельное, давление при толстой стружке несколько меньше, поэтому с точки зрения усилия, затрачиваемого на процесс резания, выгоднее работать разверткой с короткой заборной частью. С другой стороны, чем тоньше слой, приходящийся на один зуб развертки, тем чище получается поверхность развертываемого отверстия. Чистота же обработанной поверхности для разверток имеет
203
решающее значение. Кроме того, при широкой стружке увеличивается длина соприкосновения лезвия с обрабатываемой деталью и улучшается отвод тепла в тело развертки.
Как уже было отмечено, угол заборного конуса развертки делается значительно меньше, чем у зенкера, поэтому при одной и той же глубине резания развертка снимает стружку более широкую (фиг. 169,//), чем зенкер (фиг. 169, /).
Для уменьшения трения между зубьями развертки ' И< поверхностью
Фиг. 168. Элементы развертки.
Фиг. 169. Сечение стружки, снимаемое зенкером (/) и разверткой (//).
НН
Фиг. 170. Ручные развертки.
обрабатываемого отверстия развертка должна иметь обратный конус. По характеру применения развертки разделяются на ручные и машинные.
По форме обрабатываемого отверстия различают развертки цилиндрические и конические для обработки конусных отверстий.
Ручная развертка служит для развертывания отверстий вручную. Ручные развертки (фиг. 170) снабжены квадратом на конце хвоста и вращаются вручную посредством воротка.
Наименьший диаметр ручной развертки обычно 3 мм, наибольший — 50 мм.
Ручные развертки имеют длинные зубья и длинную заборную часть, что обеспечивает правильное направление развертки в отверстии. Длина приемной (заборной) части равна примерно 0,2 длины рабочей части.
Обратный конус у ручных разверток делается весьма незначительным (разница в диаметрах от 0,003 до 0,006 мм). Учитывая это, нет необходимости оставлять цилиндрическую часть, поэтому у ручных разверток обратный конус делается сразу же за приемной частью.
Недостаток цельных разверток заключается в том, что после каждой заточки они теряют свой размер и выходят из строя; по этой при
чине срок службы развертки часто составляет всего несколько часов. Когда требуется изготовить большое количество отверстий одинакового размера, употребляют регулируемые развертки. Их преимущество заключается в том, что после износа первоначальный размер снова может
704
быть восстановлен вследствие возможности перестановки ножей Выбор типа развертки также зависит от размеров обрабатываемого отверстия. В зависимости от диаметра отверстий применяют развертки различной конструкции. Для диаметров до 32 мм применяют цельные развертки, от 32 до 50 мм — насадные, от 50 до 80 мм — регулируемые. Для обработки отверстий больших размеров применяют плоские
плавающие развертки, которые направляются самим развертываемым отверстием.
При развертывании отверстий большого диаметра часто применяют развертки с привинченными ножами (фиг. 171). У этих раз-
верток регулирование размера до-
стигается путем подкладывания под Фиг. 171. Насадная машинная развертка ножи тонких бумажных или ме- с привинченными ножами.
таллических прокладок. Указан-
ные развертки применяют для диаметров от 35 до 150 мм. Когда необходимо изготовить отверстие повышенной точности, применяют однозубые развертки (фиг. 172). Они снимают незначительный слой металла и предназначаются для обработки уже развернутых отверстий. Как видно из фиг. 172, нож развертки закрепляется с помощью винтов и выступает на незначительную величину (сотые миллиметра). Такая развертка хорошо направляется в отверстии и обеспечивает высокое качество обработан-
нойутоверхности.
ЕЕ3 Е 3
Фиг. 172. Однозубая развертка.
Точные конические отверстия получаются путем обработки заранее просверленных цилиндрических отверстий коническими развертками. Конические развертки изготовляют с различной конусностью.
Так как конические развертки снимают значительный слой металла, то, чтобы не перегрузить инструмент, употребляют последовательно три развертки (фиг. 173): I— обдирочную со ступенчатыми зубьями, которая работает в цилиндрическом отверстии и дает грубое коническое отверстие с винтовыми бороздками, II — промежуточную развертку с поперечными бороздками на режущих кромках для размельчения стружки (эта развертка подчищает оставшиеся пропущенными после первой развертки места), III—отделочную, дающую окончательный размер отверстия.
Машинные развертки применяют при развертывании отверстий на револьверных, сверлильных и других станках.
Машинные развертки изготовляют с цилиндрическим, квадратным и с коническим хвостом (фиг. 174). Изготовление разверток с цилиндрическим хвостом проще и обходится дешевле, вместе с тем закре-
205
пление крупных разверток в цилиндрическом патроне Не гарантирует их от^провертывания, поэтому такие развертки употребляют только для мелких размеров (до 10—12 мм). Развертки всех трех типов делают
с длинным хвостом, что необходимо для обработки глубоких отверстий на револьверных станках.
Машинные развертки отличаются от ручных меньшей длиной заборной части. Объ-
Фиг. 174. Машинные развертки.
Фиг. 173. Конические развертки.
сняется это тем, что правильное направление развертки на станке до-
стигается легче,
Фиг. 175. Машинная развертка с качающейся державкой.
чем при ручном развертывании.
Величина заборной части берется в зависимости от качества обрабатываемого материала. Чем вязче материал, тем короче должна быть заборная часть. Это объясняется тем, что при обработке вязких металлов, в частности стали, образуется сливная стружка, которая при работе развертками с длинной заборной частью забивает отверстие и затрудняет процесс развертывания. Кроме того, при длинной заборной части возрастает величина усилия резания. При обработке же хрупких металлов, в частности чугуна, получается мелкая стружка (стружка надлома). Кроме того, усилие резания для чугуна значительно меньше, чем для стали, поэтому при обработке чугуна угол ср берется равным 4—5°, а для стали 8—15°. Для ручных разверток угол со принимается 0,5—1,5°.
Цилиндрическая часть машинной развертки делается почти вдвое короче, чем ручной развертки. Это вызвано тем, что длинная цилиндрическая часть при работе на станках может вызвать разбивание отверстия и нагревание развертки.
Обратный конус машинной развертки делается больше, чем в ручных развертках, так как при работе на станках может получиться перекос развертки из-за несовпадения оси развертки с осью отверстия.
На фиг. 175 изображена машинная развертка с качающейся держав-
кой. Эти развертки применяют при чистовом развертывании отвер-
стий и компенсируют несовпадение оси отверстия и направления раз-
вертки.
206
В последнее время широкое распространение начинают получать развертки, оснащенные пластинками твердого ^сплава.* Эти развертки по сравнению с развертками из быстрорежущей стали обладают значительной стойкостью. Это особенно важно для разверток, так как позволяет одним инструментом обрабатывать большое количество отверстий одного и того же диаметра.
На фиг. 176 представлена ступенчатая развертка с напаянными пластинками твердого сплава. Развертка имеет два диаметра; меньший служит для предварительного развертывания, а больший—для окончательной отделки.
Остановимся коротко на геометрических параметрах развертки.
Число зубьев развертки берется в зависимости от диаметра D и назначения развертки по формуле
z = 1,5 /ТУ + (2-ч- 4).
При выборе числа зубьев необходимо иметь в виду, что с возрастанием числа зубьев качество обработанной поверхности улучшается,
Фиг. 176. Ступенчатая развертка с пластинками твердого сплава.
Фиг. 177. Фаска на цилиндрической части зуба развертки.
так как на долю каждого зуба приходится меныпий слой металла, поэтому большее значение z выбирают для развертки повышенного класса. С другой стороны, слишком увеличивать число зубьев нельзя, так как при этом уменьшается пространство между зубьями, и стружка в них не умещается.
Развертки снабжаются прямыми или винтовыми зубьями. Изготовление, заточка и контроль прямозубых разверток значительно проще, чем разверток с винтовыми зубьями, поэтому наиболее часто применяют развертки с прямыми зубьями. Винтовые зубья обеспечивают большую чистоту обрабатываемой поверхности и большую стойкость инструмента. Винтовые зубья часто используются в машинных развертках при обработке вязких металлов. Направление винтовых зубьеи делается обратным направлению вращения для предупреждения самоза-тягивания и заедания развертки. Угол наклона канавки выбирают в зависимости от обрабатываемого материала: для чугуна и твердой стали 7—8°, для ковкого чугуна и стали 12—20°, для алюминия и легких сплавов 35—45°.
Большое значение имеет шаг отдельных зубьев развертки. Для обеспечения чистой поверхности шаг зубьев развертки делается неравномерным. Неравномерное распределение зубьев по окружности предохраняет от 207
появления продольных рисок на обрабатываемой детали. Дело в том, что при развертывании отверстий в неоднородном материале или при попадании под зуб развертки частиц стружки зубья развертки вдавливаются в обрабатываемый материал, делая углубление в более мягких местах, или, наоборот, обходят более твердые места. Когда шаг зубьев развертки одинаков, следующий зуб, попадая в то же самое место, не только не исправляет, но еще больше усугубляет дефект, вызванный предыдущим зубом, и по этой причине вместо круглого отверстия получается граненое. При неравномерном же шаге каждый последующий зуб не попадает в углубление, сделанное предыдущим зубом, в результате чего указанные выше погрешности уменьшаются и получается правильное отверстие.
Углы режущей части выбирают в зависимости от назначения развертки и обрабатываемого материала. Задний угол а принимают в пределах 4—8°. Для чистовых разверток а берется меньшим, чем для черновых.
На цилиндрической части зуба оставляется небольшая фаска (фиг. 177), которая обеспечивает правильное направление развертки в отверстии и облегчает контроль развертки по диаметру. Кроме того, в результате наличия фаски развертка не так быстро теряет свой размер по диаметру. В приемной (заборной) части фаски не делается. Ширина фаски принимается равной 0,05—0,3 мм в зависимости от размера развертки. При обработке вязких материалов во избежание налипания стружки ширина ленточки уменьшается до 0,05—0,08 мм. Для ручных, а также машинных разверток с хромированными кромками ширина ленточки делается 0,15 — 0,2 мм. Передний угол разверток принимается равным нулю, т. е. передняя грань направлена по радиусу. При повышенных требованиях в отношении качества поверхности рекомендуется принимать отрицательным и равным—5°.
ГЛАВА XI
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ И ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ РЕЗАНИЯ
Процессы образования стружки при сверлении и точении имеют много общего. Тут, так же как при точении, наблюдается усадка и разбухание стружки, образование наростов, явление выделения теплоты, обработочное отвердение и т. д.
Наряду с этим процесс резания и образования стружки при сверлении имеет некоторые особенности. В отличие от токарного резца основную работу при сверлении выполняют две режущие кромки. Кроме того, в процессе резания при сверлении также участвуют поперечная кромка, имеющая тупой угол резания, и фасочные лезвия. Все это значительно усложняет процесс образования стружки.
Сверло работает в сплошной массе металла, что стесняет отделение стружки. Стружка до момента выхода из просверливаемого отверстия находится в соприкосновении со сверлом и обрабатываемым материалом. По этой причине разница между температурой инструмента и обрабатываемой детали тут значительно меньше, чем при точении, что ухудшает условия охлаждения сверла. Этому способствует и то обстоятельство, что сверло изолировано от влияния внешнего воздуха.
На повышение деформации стружки, а следовательно, и на возрастание количества выделенного тепла при сверлении оказывает значительное влияние и то, что угол резания в различных точках режущих кромок не одинаков.
Другая особенность процесса сверления заключается в том, что скорость резания для различных точек режущей кромки различна, что также приводит к увеличению деформации металла. Элементы стружки на периферии сверла будут образовываться быстрее, чем у центра сверла.
Все эти особенности приводят к тому, что производительность сверл в общем меньше, чем токарных резцов.
Рассмотрим основые факторы резания при сверлении (фиг. 178).
Подачей при сверлении называется величина перемещения сверла вдоль своей оси при одном обороте шпинделя. Подача измеряется в миллиметрах на один оборот (в мм/об) и обозначается через s.
14 Даниелян А. М 2063 209
Подача на один оборот делится пополам между обеими кромками, на каждую из которых приходится величина
2"
Иногда подачу измеряют в миллиметрах в минуту (минутная подача):
— $П ММ]об.
Скорость подачи равна
'&под
Фиг. 178. Элементы резания при сверлении.
sn
1000 М!Мин-
Фиг. 179, Элемевты резания при рассверливании.
Толщина стружки измеряется в направлении, перпендикулярном режущей кромке, и определяется по формуле
аг — s’., sin у = sin щ. (85)
Глубина резания в обычном понимании при сверлении отсутствует. Под глубиной резания при сверлении в сплошном материале можно понимать половину диаметра сверла, т. е.
Ширина стружки b характеризуется длиной соприкосновения кромки со стружкой, т. е. равняется длине режущей кромки
Площадь поперечного сечения стружки, снимаемой одной режущей кромкой сверла, определяется по формуле
f2 ,= ba = ts2 -= xr.
210
Общая площадь поперечного сечения стружки, снимаемой обеимй режущими кромками за один оборот, будет равняться
f=2/2 = ^.wA (87)
В случае, если спиральным сверлом производится рассверливание отверстия с предварительным диаметром Do (фиг. 179), глубина резания определится по формуле
/__ D — Dn
~ 2
Ширина стружки в этом случае равна
b = ^7—. (88)
2 sin ср ' 7
Для площади поперечного сечения стружки, снимаемой одной кромкой, будем иметь
л =
Общая площадь, снимаемая обеими кромками.
/ = (89)
Как было указано, скорость резания для различных точек режущих кромок сверла различна. Чем ближе к центру сверла, тем меньше скорость.
Под скоростью резания понимается ее максимальное значение, т. е. скорость на периферии сверла
TzDn , v ~ “ТоосГ м1мин’
где D — диаметр сверла в мм\
п — число оборотов сверла в минуту.
Основное (технологическое) время работы сверлом, зенкером и разверткой для одного прохода определяется по следующей формуле:
7’. = 7г <9°)
где L —длина прохода инструмента в мм;
L = I + 4 + /2;
I — глубина сверления в мм;
/j — величина врезания сверла в мм, равная примерно 0,3 D;
/2— перебег сверла в мм;
п — число оборотов сверла в минуту;
S — подача в мм/об.
211
СОПРОТИВЛЕНИЕ РЕЗАНИЮ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
В процессе работы сверло, так же как и другой режущий инструмент, испытывает сопротивление резанию. В результате разложения
равнодействующей сопротивления резанию на составляющие получаются
Фиг. 180. Силы, действующие на сверло.
три усилия: Р2, Рх и Ру (фиг. 180).
Из этих трех усилий наибольший практический интерес представляют Pz и Рх.
Усилие Рх направлено вдоль оси сверла и называется осевым усилием, или усилием подачи. Это усилие стремится изгибать сверло в продольном направлении. Усилие Рх преодолевается механизмом подачи станка \ Усилие Pz направлено перпендикулярно режущим кромкам сверла и создает крутящий момент М, который преодолевается моментом шпинделя
станка.
Таким образом, сверло в процессе работы подвержено одновременно воздействию изгибаю-
щего и крутящего момента.
Величины М и Р слагаются из работы, затрачиваемой на процесс сверления главными режущими кромками, поперечной кромкой и трением стружки, а также фасок. Приближенно относительное влияние указанных факторов на М и Р можно выразить следующими процентами (табл. 31).
Таблица 31
Относительное влияние отдельных факторов на величину М и Р
Элементы сверла м % р %
Главные режущие кромки 80 40
Поперечная кромка 8 57
Трение стружки и фасок 12 3
Как видно из таблицы, крутящий момент в значительной своей части создается главными режущими кромками, а осевое усилие — поперечной кромкой, поэтому для того, чтобы уменьшить сопротивление сверлению, в первую очередь необходимо воздействовать на два указанные элемента.
МЕТОДЫ ИЗМЕРЕНИЯ
ОСЕВОГО УСИЛИЯ И КРУТЯЩЕГО МОМЕНТА ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Методы измерения усилий, возникающих при сверлении, примерно те же, что и при точении. Здесь также пользуются приборами, основанными на механическом, гидравлическом и электрическом принципах.
1 В дальнейшем по соображениям простоты усилие подачи обозначается через Р.
212
На фиг. 181 показана схема гидравлического динамометра. Обрабатываемая деталь закрепляется на столе 1. Осевое усилие Р передается поршеньку, двигающемуся в цилиндре 4. Поршень давит на глицерин. Это давление через трубопровод передается в трубку манометра 10 самопишущего прибора, и таким образом фиксируется величина осевого усилия.
Крутящий момент, возникающий при сверлении, стремится повернуть на некоторый угол стол /, а вместе с ним и крестовину 2 в виде равноплечего рычага. Поворот рычага вызывает перемещение скалок б и поршней в цилиндрах 3- Поршни давят на глицерин. Это давление
Фиг. 181. Схема гидравлического динамометра.
_ ч__Конец работы
) Сверло полностью вошло
\Начало работы
Фиг. 182. Пример записи гидравлического динамометра.
через трубопроводы 8 передается манометру 9 или самопишущему устройству, и таким образом регистрируется величина крутящего момента.
Пружины 7 создают первоначальное давление в цилиндрах 3 во избежание мертвого пространства в них и холостого хода поршней.
Недостаток описанного динамометра, как и всех гидравлических приборов, заключается в сравнительно больших инерционных усилиях движущихся частей, что снижает точность показаний прибора.
На фиг. 182 представлен пример записи динамометра.
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ВЕЛИЧИНУ КРУТЯЩЕГО МОМЕНТА И ОСЕВОГО УСИЛИЯ
Влияние формы сверла на величину М и Р
Как мы видели, сверло является довольно сложным инструментом, поэтому особенно важно выяснить влияние отдельных элементов на усилие резания. Угол при вершине сверла оказывает существенное влияние на М и Р.
Многочисленными опытами установлено, что с увеличением угла при вершине сверла осевое усилие возрастает, а крутящий момент уменьшается.
Влияние угла при вершине 2ср на величину крутящего момента не трудно понять, если иметь в виду, что угол ср представляет собой главный угол в плане для каждой режущей кромки.
213
Увеличение угла при вершине влияет на крутящий момент при сверлении так же, как увеличение главного угла в плане на величину Рг (или, что то же, на Л1) при точении. При увеличении угла при вер-
Угол наклона канавки
Фиг. 183. Диаграмма зависимости крутящего момента от угла наклона на канавки.
Фиг. 184. Диаграмма зависимости осевого ‘усилия от угла наклона канавки.
шине сверла точно так же, как и при увеличении главного угла в плане резца, толщина стружки возрастает, а ширина ее, наоборот, умень-
шается, по этой причине удельное давление резания уменьшается.
д
1100
§ § юоо . , .
„4 5 6мм
Длина поперечной кромки
Следующий фактор, влияющий на величину М и Р, это угол наклона канавки сверла. Как было выяснено выше, угол наклона винтовой канавки сверла находится в непосредственной связи с углом заострения и углом резания, причем с увеличением угла наклона канавки угол резания уменьшается и наоборот. Уменьшение угла резания, как известно, влечет за собой уменьшение сопротивления резанию. Сказанное подтверждается опытным материалом. На фиг. 183 и 184 приведены графики зависимости М и Р от угла наклона канавки. Эти графики показы-
вают, что с увеличением угла наклона
Фиг. 185. График изменения канавки крутящий момент и осевое уси-осевого усилия и крутящего момента в зависимости от лие уменьшаются.
длины поперечной кромки. Необходимо также отметить влияние поперечного лезвия на М и Р. Установлено, что с увеличением величины поперечного лезвия (перемычки) осевое усилие существенно возрастает, а крутящий момент изме
няется весьма незначительно.
Как было отмечено раньше, для уменьшения осевого усилия у сверла больших размеров производят специальную подточку сердцевины.
На фиг. 185 показан график изменения осевого усилия и крутящего момента в зависимости от длины поперечной кромки. Как видно из графика, уменьшение поперечной кромки с 5,7 до 4 мм приводит
214
к уменьшению осевого усилия на 26u/u, величина же крутящего момента с уменьшением длины поперечной кромки изменяется незначительно.
Все это говорит о необходимости уменьшить длину поперечной кромки. Это уменьшение может составлять для мягких и средних материалов до 5О°/о первоначальной величины, для более твердых материалов — 30°/0. Чересчур большое уменьшение длины поперечной кромки может привести к ее смятию и преждевременному затуплению либо выкрашиванию.
Попутно отметим, что уменьшение длины поперечной кромки не должно приводить к ломаной режущей кромке.
Необходимо также иметь в виду, что осевое усилие и крутящий момент при сверлении заметно уменьшаются, если работа производится при обильном охлаждении. Эффект от смазки получается различный при обработке разных металлов.
ВЛИЯНИЕ ДИАМЕТРА СВЕРЛА И ПОДАЧИ НА At И Р
Многочисленные и обстоятельные опыты, имеющие целью выявление влияния диаметра сверла и подачи на величину /И и А были проведены в лаборатории резания Академии имени Сталина.
Из этих опытов и ряда других следует, что с увеличением диаметра сверла крутящий момент и осевое усилие существенно возрастают, причем влияние диаметра сверла на величину Л4 значительно сильнее, чем на величину Р. Это обстоятельство объясняется тем, что при изменении диаметра не только изменяется ширина и площадь сечения стружки, но также величина плеча действия силы Р.
Опытами также установлено, что с увеличением подачи М и Р возрастают, причем изменение подачи оказывает большее влияние на крутящий момент, чем на осевое усилие.
Функциональная зависимость М и Р от диаметра сверла и подачи выражается в виде уравнений
/И = См D'l"sум кгмм; (91)
Р = CpDxPsyP кг, (92)
где D— диаметр отверстия (инструмента) в мм;
S — подача в мм)об.
См, Ср, х, у зависят от обрабатываемого материала. На основании работ, проведенных в Советском Союзе, можно принять:
для всех сталей
хм = 1,9;у„ = 0,8; хр = 1,0; ур = 0,7;
для чугунов
хм — 1,9; ум — 0,8; хр = 1,0; ур ==0,8.
Для конструкционной углеродистой стали <зь= 75 кг\мм\ Нв — 215, См = 33,8, Ср = 84,7.
215
Таким образом, будем иметь
М = 33,8D1 V’8 кгмм; /Э=84,7Г>$0,7 кг.
Для серого чугуна Нв = 190, См ~ 23,3, Ср = 60,5, поэтому окончательно будем иметь
М == 23,3Z>l’®sr0’8 кгмм:,
Р = 60,5£>?’8 кг.
Для других обрабатываемых металлов на величины М и Р необходимо вносить соответствующие поправочные коэфициенты.
Значения поправочных коэфициентов К для сталей с различными пределами прочности и для серого чугуна различной твердости приводятся в табл. 32.
Таблица 3'2
Поправочные коэфициенты на крутящие моменты и осевые усилия в зависимости от обрабатываемого металла
(По данным Министерства станкостроения СССР)
Сталь
Предел прочности в кг/мл2 30-40 40-50 50-60 60-70 70-80 80-90 90-100 100-110 110-120
Поправочные коэфициенты км = /<р 0,57 0,67 0,79 | 0,89 Чугун серый ГГб| 1,1 1,18 1,28 1,36
Твердость по Бринелю 100-120 120-140 140-160 160-180 180 - 200 200-220 220-240 240-260 260-280
Поправочные коэфициенты Км = Кр 0,72 0,8 1 0,87 j 0,94 м 1,06 1,13 1,18 1,21
Зависимость между усилиями, возникающими при сверлении, и элементами сечения стружки можно вывести и теоретически.
Величину силы Р2, создающей крутящий момент в первом приближении, можно определить по формуле
,, , sD
Рг — р f ~ р,
где р — удельное давление резания в кг мм*. 216
Если предположить, что удельное давление резания при сверлении подчиняется такой же закономерности, как и при точении, то для стали можно написать
Ср
Р = —
s0,25 > поэтому
Pz-—O,25Cj,Ds0,75 кг.
По имеющимся данным можно принять плечо пары сил Рг-~ Pz равным 0,73 D, на этом основании будем иметь
М = 0,73/)Л = О,182С>/)250,75 кгмм.
Обозначив 0,182 С через См, получим *
M--=CMD^’n кгмм. (93)
Аналогичным образом можно вывести для осевого усилия формулу Р = CpDsG'n кг. (94)
Как видно из сравнения формул (93) и (94) с ранее приведенными эмпирическими формулами (91) и (92), структурно они одинаковы. Весьма близки также значения показателей степеней. Имеющиеся небольшие расхождения объясняются некоторыми допущениями, сделанными при выводе формул (93) и (94).
С другой стороны, нетрудно видеть, что формула (93) вполне аналогична формуле момента резания при точении (D-Pz), причем вхождение диаметра сверла во второй степени в формулу М при сверлении объясняется тем, что глубина резания в данном случае D равна -у.
Это говорит о том, что законы резания при сверлении и точении в своей принципиальной части одинаковы.
Учитывая некоторые допущения, сделанные при выводе формул для М » Р (значение удельного давления, величина плеча пары сил), при практических расчетах необходимо пользоваться показателями степеней и коэфициентами, найденными опытным путем.
МОЩНОСТЬ, ПОТРЕБЛЯЕМАЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Общая мощность Ыаф, потребляемая при сверлении, слагается из мощности затрачиваемой на главное (вращательное) рабочее движение, и мощности Nnod, затрагиваемой на подачу сверла.
Мощность NZJly необходимую на вращение сверла, обычно определяют в зависимости от крутящего момента по формуле
/V- = 7в~П36 Квт- (95>
где М — крутящий момент в кгмм\ и - число оборотов сверла в минут).
217
Полная потребная мощность станка на вращение сверла
‘V = 716200т]. 1,36 Квт'
Мощность, затрачиваемая на подачу сверла, выражается формулой
'Чюд = 60Т75.woo-1,36‘ квт' (97)
где Р — усилие подачи в кг.
Так как величина мощности Nnod, потребляемой на подачу сверла, очень мала по сравнению с мощностью на вращение сверла (от 0,5 до 1,5°/0), то в практических расчетах мощностью Nnod, потребляемой на подачу, можно пренебречь.
Пример. Определить, какой мощностью должен обладать станок для сверления хромоникелевой стали = 85 кгмм- при следующих данных: диаметр сверла D = 30 мм, подача s = 45 мм{об, число оборотов шпинделя станка п = =200 в минуту, к. п. д. г; = 0,75.
Решение
I. Крутящий момент на сверле
М = CMD*MsM = зад-зо^-одь0’8 1,1 = 12504 кгмм.
2. Мощность станка на вращение сверла
Мп _ 12504-200
716200т;• 1,36 ' ’ 716200-0,75-1,36 ~3,42 К№т-
3. Усилие подачи
Р = = 84,7 • 30 • 0,45°’7 -1,1 = 1593 кг.
4. Мощность, затрачиваемая на подачу сверла,
л/ _ Psn _ 1593-0,45.200
под “ 60-75-1000-1,36 “'tO-75-1000-1,36 ’ Квт'
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИ ДОПУСТИМАЯ ПОДАЧА ПРИ СВЕРЛЕНИИ
При сверлении, так же как и при точении, с точки зрения производительности резания выгодно работать с максимальной технологической подачей при принятой стойкости инструмента.
В процессе работы сверло подвергается кручению и изгибу, поэтому каждое сверло из данного материала допускает по прочности увеличение подачи лишь до определенного предела. Максимальная подача не должна быть больше той, которая вызывает в сверле внутренние напряжения, превышающие допустимые.
При установлении максимальной технологической подачи наряду с прочностью сверла необходимо принять во внимание чистоту и точность обрабатываемого отверстия, а также последовательность изготовления отверстия различными инструментами,
218
Технологически допустимая подача при сверлении подсчитывается по формуле *
smex = CSD^ мм/об, (98)
где smex — подача в мм) об;
Cs — коэфициент, характеризующий механические и технологические факторы (прочность сверла, чистоту и точность обрабатываемого отверстия и т. д.);
D—диаметр сверла в мм.
Значения коэфициента Cs приведены в табл. 33.
Таблица 33
Значение коэфициента Cs для определения подачи при сверлении.
Обрабатываемый материал и его характеристика Коэфициент
Группа подач, определяемая технологическими факторами
1 1 11 III
Сталь Нвло 160 Нв = 1604-240 .... Нв = 2404-300 .... Нв св. 300 0,085 0,063 0,046 0,038 0,063 0,047 0,038 0,028 0,042 0,031 0,023 0,019
Чугун Нв до 170 Нв св. 170 ...... 0,130 0,078 0,097 0,058 0,065 0,039
Цветные металлы f .л ( Мягкие ) Твердые 0,170 1,130 0,130 0,097 0,085 0,005
Технологическими факторами для различных групп подач при сверлении и рассверливании являются:
Первая группа подач (сверление глухое): 1) сверление или рассверливание отверстия без допуска; 2) сверление или рассверливание по 5-му классу точности; 3) сверление отверстия под последующую рассверловку; 4) сверление или рассверливание отверстия с последующей обработкой его двумя или тремя инструментами (зенкером или резцом и развертками или расточной пластиной); 5) сверление или рассверливание отверстия под нарезку резьбы метчиками при условии обработки отверстия после сверла зенкером, резцом или расточной пластиной. При сверлении на проход для всех перечисленных случаев подачу брать по второй группе.
Вторая группа подач (сверление глухое и на проход): 1) сверление отверстий в деталях, недостаточно жестких; 2) сверление или рассверливание для последующего нарезания резьбы метчиками или резцом; 3) рассверливание для последующей обработки отверстия одним зенкером с нормальной глубиной резания или двумя развертками.
Третья группа подач (сверление глухое и на проход): сверление или рассверливание для последующей обработки отверстия одним зенкером с малой глубиной резания или одной разверткой.
219
Величина подачи при рассверливании в 1,2 — 2 раза больше, чем при сверлении.
Пример. Определить технологически допустимую подачу при сверлении на проход отверстия b = 30 мм на стали Нв = 200 под последующую рассверловку.
Приняв Q = 0,047, по формуле (98) получим smex — 0,047-30°,6=0,047-7,7= =0,36 мм)об.
Подача, допускаемая станком
Наряду с максимально технологически допустимой подачей на практике приходится также определять максимальную подачу, допускаемую станком.
Максимальная подача, допускаемая механизмом подачи станка, определяется по формуле
/ р
sn=\/ V CPD Р
(99)
где Рп1ах—максимальное усилие подачи, допускаемое механизмом подачи станка без перегрузки;
D — диаметр сверла в мм\
Ср,хрпур— коэфициент и показатели степеней в формуле осевого усилия.
Максимальная подача, допускаемая механизмом главного рабочего движения станка, определяется по формуле
(ЮО)
где Л4тах — максимальный крутящий момент, допускаемый механизмом главного рабочего движения станка в кгмм:,
См, хм и ум — коэфициент и показатели степеней в формуле крутящего момента.
Пример. Определить максимальные подачи, допускаемые механизмом подачи и механизмом главного движения вертикально-сверлильного станка при сверлении хромистой стали аь = 75 кг/мм? сверлом D = 35 мм.
Известно, что максимальное усилие, допускаемое механизмом подачи станка, Рткх = 1400 кг.
Максимальный крутящий момент, допускаемый механизмом главного рабочего движения станка, Л4тм = 50 000 кгмм.
Для данной стали Ср= 84,7; См =33,8.
По формуле (99) имеем
snod - у 8477з< = °>34 мм/об.
По формуле (100) получим
220
ХАРАКТЕР ИЗНОСА И ПРИЗНАКИ ЗАТУПЛЕНИЯ СВЕРЛА
При пользовании сверлильным динамометром в качестве критерия затупления сверл можно принять изменение величины крутящего момента М и осевого усилия Р. Дело в том, что в зависимости от затупления различных элементов сверла повышается или М, или Р, или то и другое вместе. Так, при затуплении фаски получается небольшой подскок крутящих моментов; при этом осевое усилие остается почти неизменным. Возрастание крутящего момента можно объяснить тем, что при затуплении фаски возникает добавочное сопротивление между фаской и обрабатываемой поверхностью. Это сопротивление имеет наибольшее плечо, равное радиусу сверла. При наличии затупления фаски работу приходится прекращать во избежание порчи всей ленточки, а стало быть и сверла.
Когда износ сверла образуется на поперечном лезвии, то возрастает осевое усилие, затупившееся поперечное лезвие закругляется, что затрудняет внедрение его в обрабатываемый металл, и отражается на величине осевого усилия. Что касается крутящего момента, то вследствие незначительности плеча усилия резания, действующего на поперечной кромке, крутящий момент почти не изменяется. Этот вид затупления нужно рассматривать как ненормальный, получающийся либо в результате плохой закалки сверла (мягкая сердцевина), либо в случае работы короткими остатками сверл с широкой поперечной кромкой и без надлежащего поднутрения у поперечного лезвия. Вследствие ненормальной длины поперечного лезвия сильно возрастает осевое усилие, увеличивается трение, вызывающее сильный нагрев и размягчение поперечного ребра.
В случае затупления „угла", т. е. места соединения фаски с режущей кромкой, наблюдается мгновенное возрастание осевого усилия и крутящего момента. Сверло, у которого наступило затупление „угла", дальше резать не в состоянии.
Недостаток рассмотренных критериев затупления заключается в том, что при пользовании ими необходимо вести работу на специальном столе, имеющем определенную свободу движений. Как показали исследования проф. Резникова, при работе на подобном измерительном столе стойкость сверл получается меньше стойкости при работе на жестком столе в 2 — 3 раза, что при заданной стойкости соответствует понижению скорости на 10—15°/0.
Располагая ваттметром, можно, работая на жестком столе, использовать в качестве показателя критерия затупления резкое повышение мощности.
Наблюдение за износом также позволяет установить момент затупления сверла.
Точка резкого перелома кривой износа соответствует обычно наибольшему общему сроку службы инструмента.
Износ быстрорежущих сверл при обработке стали протекает по задней грани, передней грани, по уголкам (в месте стыка режущей кромки с фаской) и по фаске. Износ по задней грани протекает неравномерно. Величина износа уменьшается от периферии сверла к перемычке.
221
Все перечисленные виды износа в той или иной мере имеют место при работе по любому материалу. Однако лимитирующий износ для различных материалов разный.
При обработке стали превалирующее значение имеет износ по задней грани, при обработке чугунов и бронзы — износ по уголкам.
Расположение износа сверла из быстрорежущей стали показано на фиг. 186.
Характер протекания кривой износа по времени для сверл из быстрорежущей стали при обработке хромистой стали (по опытам автора) показан на фиг. 187.
Фиг. 186. Расположение износа на сверле из быстрорежущей стали.
Фиг. 187. Характер кривых износа для сверл из быстрорежущей стали при обработке хромистой стали.
Для сверла из быстрорежущей стали при обработке стали зависимость износа по задней грани сверла от продолжительности резания т, подачи $ и скорости резания v выражается формулой
. 1,42 4,85?2,35 ,
Д =Сд-т v' 6 мм. (101)
В нормативах Комиссии по резанию металлов приняты следующие величины лимитирующих износов в качестве критерия затупления:
1) при сверлении и рассверливании по стали—износ по задней грани 1,0 — 1,2 мм’
2) при сверлении и рассверливании по чугуну — износ по уголкам в пределах 0,5—0,8 мм для твердого чугуна и 0,9 —1,2 мм для чугуна средней твердости.
При сверлении по чугуну сверлами, оснащенными пластинками твердого сплава ВК8, — износ по задней грани 0,9—1,1 мм.
ТЕМПЕРАТУРА РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
На фиг. 188 показана схема замера температуры резания при сверлении, которой пользовался автор. Исследования производились на вертикально-сверлильном стачке. Сверлению подвергалась сталь 40Х.
222
Фиг. 188. Схема'замера температуры резания при сверлении.
Обрабатываемая деталь зажималась в станочных тисках, которые в свою очередь крепились на столе станка.
В процессе опытов обрабатываемая деталь изолировалась. Для этого стол станка накрывался листом фибры 2 толщиной 1,5 мм. На фибровую изоляцию устанавливались тиски 3 и зажимались болтами. Болты в свою очередь были изолированы от массы станка фибровыми шайбами 2. Один провод от гальванометра присоединялся к обрабатываемой детали 7. другой — к массе станка. Все опыты велись сверлом диаметром 18 мм.
В результате этих опытов зависимость температуры от скорости резания и подачи выражается формулой
8° = 153ц0,43?’28. (102)
Как видно из сравнения, показатели степеней при v и $ имеют значения, весьма близкие одноименным показателям в формуле температуры резания при точении.
СТОЙКОСТЬ СВЕРЛ И СКОРОСТЬ
РЕЗАНИЯ
Под стойкостью сверла понимается время работы сверла до затупления (от переточки до переточки).
Стойкость сверла, так же как и резца, обычно выражается временем Т. Иногда стойкость выражается суммарной длиной L просверленных отверстий между двумя переточками сверла.
Зависимость между скоростью резания v и стойкостью сверла Т может быть выражена той же формулой, что и для точения, т. е.
v —
С у-7и ’
где и -- скорость резания в м;мин'.
Т — стойкость сверла в мин.;
С и пг — коэфициент и показатель степени, зависящие от обрабатываемого материала, качества сверла и условий резания.
Значение показателя степени пг при обработке сверлами из быстрорежущей стали для различных обрабатываемых материалов колеблется в пределах 0,125—0,2. При сверлении стали m = 0,2, для чугуна /« = 0,125. Для сверл, оснащенных пластинками твердого сплава ВК8, при обработке чугуна показатель m = 0,4.
Практическая норма стойкости сверла при всех прочих равных условиях увеличивается с увеличением диаметра сверла. В табл. 34 приводятся средние значения практических стойкостей для сверл, изготовленных из быстрорежущей стали, при обработке, стали и чугуна.
223
Таблица 34
В тех случаях, когда по условиям организации производства работа ведется одним и тем же инструментом как по стали, так и по чугуну, средние значения стойкости сверл следует брать по тому материалу, который преобладает в обработке. Иногда за практическую скорость принимается такая скорость, при которой за период стойкости сверла просверливается число отверстий общей длиной L == 200 мм.
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СКОРОСТЬ, ДОПУСКАЕМУЮ СВЕРЛОМ
На скорость резания при заданной стойкости влияют подача s, диаметр сверла D, глубина сверления L, геометрия сверла, материал сверла и т. д.
Между скоростью резания и величиной подачи существует закономерная связь, заключающаяся в том, что с увеличением подаЧи скорость, допускаемая сверлом, понижается.
В общем виде зависимость скорости резания от подачи при сверлении может быть выражена формулой
Показатель степени yv для быстрорежущих сверл из стали ЭИ262 и РФ1 нормальной заточки при обработке стали можно принять:
При подаче 5 < 0,2 мм,об yv — 0,7.
При подаче s > 0,2 мм об yv — 0,5.
При обработке чугуна:
При s < 0,3 мм об yv — 0,55.
При s > 0,3 мм[об yv = 0,4.
Таким образом, при увеличении подачи для сохранения одной и гой же стойкости сверла допускаемую сверлом скорость резания приходится понижать значительно меньше по сравнению с увеличением подачи.
Опытами установлено, что в отличие от подачи с увеличением диаметра сверла скорость, допускаемая сверлом, повышается. Учитывая 224
это, зависимость скорости резания от диаметра сверла при постоянной стойкости сверла может быть выражена следующей формулой:
v = BDXv
Для сверла из быстрорежущей стали ЭИ262 и РФ1 при сверлении стали показатель xv можно принять 0,4. При сверлении чугуна xv — 0,25.
Для правильного понимания влияния D необходимо иметь в виду, что изменение диаметра сверла оказывает двоякое влияние на скорость резания. С одной стороны, играет роль глубины резания, с этой точки зрения увеличение диаметра должно было бы привести к уменьшению скорости резания. Вместе с тем увеличение диаметра оказывает и положительное влияние. Дело в том, что при увеличении диаметра увеличивается масса, отводящая теплоту от режущих кромок, кроме того, сверло большего диаметра имеет большее сечение канавок, что облегчает сход стружки, и, наконец, сверло большего диаметра меньше деформируется в работе.
Учитывая результаты опытного материала, можно сделать вывод, что положительное влияние диаметра превалирует над отрицательным, поэтому увеличение диаметра сверла при постоянной стойкости приводит к возрастанию скорости резания.
Кроме рассмотренных выше факторов, на скорость резания оказывает влияние также глубина просверливаемого отверстия. При сверлении коротких отверстий при прочих равных условиях можно применять большую скорость, чем при сверлении глубоких отверстий.
Объясняется это тем, что с увеличением глубины сверления условия работы сверла ухудшаются. Затрудняется выход стружки, подвод охлаждающей жидкости к режущим кромкам, тем самым возрастает трение и нагрев режущей части сверла, что способствует снижению стойкости сверла.
Следует подчеркнуть, что указанный вывод относится к сверлению стали, при сверлении же чугуна отсутствует сколь-либо заметное влияние глубины сверления на стойкость сверла, что, очевидно, объясняется характером стружкообразования.
Поправочные коэфициенты для скорости резания в зависимости от глубины отверстия приведены в табл. 35.
Таблица 35
Поправочные коэфициенты для скорости резаиия в зависимости от глубины отверстия
Глубина отверстия в диаметрах до
3D 4 0 5D 6D 8D 10D
Значения коэфициента Kcv
1Ь0| 0,85 0,75 0,7 0,6 0,5
15 Даниелян А. М. 2063.
225
Характер сверления Также оказывает Влияние на стойкость СВерла, а следовательно, на допускаемую им скорость резания. Стойкость сверл при глухом сверлении выше, чем при сквозном (на проход). Объясняется это тем, что при сквозном сверлении условия работы сверла ухудшаются, так как при выходе из отверстия сверло склонно к заеданию, что может привести к выкрашиванию режущих кромок. Точных данных, учитывающих зависимость скорости резания от характера сверления, не имеется. Практически можно считать, что при сквозном сверлении скорости резания необходимо снизить примерно на 5—10% по сравнению с глухим сверлением.
Материал сверла оказывает существенное влияние на скорость резания. Чаще пользуются сверлами из быстрорежущей стали.
Применяются также сверла из углеродистых сталей, особенно малых диаметров, и сверла с напаянными пластинками твердого сплава.
Каждое сверло из данного материала имеет свою наиболее рациональную область применения. Сверла из углеродистой стали обладают значительно более низкой стойкостью, чем из быстрорежущей. Скорость резания для сверл из углеродистой стали вдвое меньше, чем для сверл из быстрорежущей.
Стойкость сверл из быстрорежущей стали можно значительно повысить путем их хромирования, а в особенности цианированием. Сравнительные испытания показали, что цианирование сверл повышает их стойкость до 3—4 раз по сравнению с нецианированными.
При сверлении весьма твердых, а также хрупких металлов очень хорошие результаты показывают сверла, оснащенные пластинками твердого сплава. Пользуясь этими сверлами, можно производить сверление также закаленной стали.
Подачи для сверл из твердых сплавов рекомендуется брать небольшие.
В табл. 36 приводятся поправочные коэфициенты на скорость резания в зависимости от материала сверла.
Таблица 36
Поправочные коэфициенты на скорость резания
Материал сверла
РФ1 ЭИ262 9ХС У12А У10А ВК8
Поправочный коэфициент
|1.01 0,65 0,50 и ниже 2,2
Геометрия сверла также оказывает существенное влияние на стойкость сверла. Как уже было отмечено, с целью повышения стойкости сверл целесообразно производить дополнительную заточку приемного конуса сверла. Сверла с двойным углом при вершине как при обработке стали, так и в особенности при обработке чугуна обладают значительно более высокой стойкостью, чем сверла с обычной заточкой. Опыты показали, что стойкость этих сверл выше стойкости сверл с нормальной заточкой
226
в 1,8—2,2 раза. Это позволяет при равных стойкостях увеличивать скорости резания на 10—15°/0. Повышение производительности у сверл с двойной заточкой происходит за счет увеличения поверхности соприкосновения режущих граней с обрабатываемым материалом.
На скорость, допускаемую сверлом, оказывает влияние также величина поперечной кромки сверла.
Установлено, что стойкость сверла понижается с увеличением ширины поперечной кромки, что обычно имеет место вследствие укорочения сверла по мере срабатывания.
Понижение стойкости сверла с увеличением ширины поперечной кромки можно объяснить тем, что с возрастанием этой ширины возрастает осевое усилие и количество выделяющейся при резании теплоты.
ФОРМУЛА ДЛЯ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
На основании ранее приведенных частных зависимостей обобщенная формула скорости резания при сверлении напишется в следующем виде:
Г DXV I
v = — м мин, (ЮЗ)
'fmsyv ' '
где Т—период стойкости инструмента в мин.
Коэфициент Cv для сверл быстрорежущей стали при обработке углеродистой конструкционной стали ай=75 кг^мм2, Нв = ‘2\Ь равен:
При s < 0,2 мм1об Cv = 5,0.
При s > 0,2 мм)об Cv = 7,0.
При обработке серого чугуна Нв = 190:
При s < 0,3 мм [об Cv = 10,5.
При s > 0,3 мм/об Cv = 12,2.
С учетом ранее приведенных значений показателей степеней можно написать следующие формулы для скорости резания при сверлении сверлами из быстрорежущей стали ЭИ262 и РФ1 нормальной геометрии и при глубине сверления до 30* *.
При сверлении углеродистой конструкционной стали ай = 75 кг/мм2, Нв — 215:
п г, О I 5-.0D* !
При s < 0,2 мм об v =.....’ -х-7- м мин.
7 OP0,4
При s > 0,2 мм/об v = ’ м/мин.
Г 1 1 'рбЛ '
При сверлении серого чугуна Нв ==190:
К) 5 £)0,25
При s < 0,3 мм)об v — 0-55- м)мин.
12,27)0,25
При S > 0,3 Мм1об V = х-гкт—ЙТ м!мин.
Для других обрабатываемых материалов с иными механическими свойствами необходимо вносить соответствующие поправочные коэфи-циенты на скорость резания согласно табл. 37 *.
* См. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей , стали". 1950.
*
,0.4
227
Таблица 37
Поправочные коэфициенты на скорость резания в зависимости от обрабатываемого металла
№ Группа металлов Механические свойства Значения коэфициента KMV
Диаметр отпечатка по Бринелю ав Число твердости по Бринелю "Л Предел прочности при растяжении в кг’мм2
Стали углеродистые 6,60-5,70 77-107 3J-46 0,84
конструкционные 5,70 - 5,08 107—138 40-50 1,03
(С<0,60/0) 08; 10; 15; 5,08-4,62 138—164 50-60 1,32
I 20; 25; 30; 35: 40; 45; 4,62—4,26 169-200 60—70 1,14
51); 55; 60; 0; 1; 2; 3; 4; 4,26-3,98 200—230 70-80 1 1,00|
5: 6 3,93—3,75 210 - 262 80 90 0,90
Стали хромистые 5,54—4,95 116- 146 40—5) 1,34
15Х; 20Х; ЗОХ; 35Х; 4,95—4,56 146—174 50-60 1,12
38ХА; 4 iX; 45Х; 50Х 4,56—4,23 174-203 60-70 0,97
11 4,23-3,99 203-230 70-80 0,85
3,99-3,76 230-260 80-90 0,76
3,76-3,58 260-288 99—100 0,69
3,58-3,42 288 - 317 100-110 0,65
Стали хромоникеле- 5,54—4,95 116 — 146 40—50 1,42
вые 20ХН; 40Xri; 45ХН; 4,95—4,56 146-174 50-60 1,19
50ХН; 12ХН2; 12ХН2А; 4,56—4,23 174-203 60-70 1,03
12ХНЗ; 12ХНЗА; 4,23-3,99 203—230 70-80 0,90
111 2ОХНЗА; ЗОХНЗ: 3,99—3,76 230 - 260 80-90 0,81
37ХН.--А; 12ХН34; 3,76—3,58 260-288 90-100 0,73
12X2HIA; 20Х2Н4; 3,58 -3,42 288-317 100-110 0,69
20Х2Н4А 3,42-3. 8 317-345 110-120 0,60
Серый чугун СЧ 00; 5,42—5,05 120-140 1,63
СЧ 12-28; СЧ 15-32; 5,05—4,74 140-160 1,35
Сч 18-36; СЧ 21-40; 4,74—4,48 160-180 1,15
III С 4 24-44; С 4 28-48; 4,48-4,26 180—200 | 1 ,оо ;
СЧ 32-52; 4,26 -4,08 200-220 "0,85“
4,08-3,91 220-240 0,77
3,91—3,76 240 - 260 0,69
Приведенные выше данные относятся к работе с охлаждением эмульсией за исключением чугуна, обработка которого ведется всухую.
Пример. Рассчитать скорость резания для сверла из быстрорежущей стали ЭИ262 исходя из стойкости 7=18 мин. при сверлении с охлаждением отверстий диаметром 20 мм в детали из углеродистой стали а* = 65 кг/Mifi. Подача s = 0.4 мм/об. Глубина сверления до 3D.
Для углеродистой конструкционной стали ст* = 75 кг/ммг имеем
7.O.D0’4
л =----------
jO.2 0,5
7.200,4
180'27од^5
7-3,32 ППЙ. , М8.Л633^2О'М ММ
228
Для углеродистой стали ад=65 кг/мм?, согласно табл. 37 поправочный коэфициент KMv — 1,14, поэтому для этой стали можно написать
v = 20,64 • 1,14 = 23,5 м/мин.
Методика расчета наивыгоднейшего режима резания при сверлении
Как мы уже отметили, основные законы резания при сверлении аналогичны законам резания при точении, поэтому основные принципиальные положения в отношении методики расчета наивыгоднейшего режима резания при точении остаются в силе и для сверления.
Элементами резания при сверлении также являются подача и скорость резания (число оборотов). Задача сводится к нахождению такого сочетания подачи и скорости резания, которое при соблюдении возможно полного использования сверла и станка обеспечивает наименьшее время на обработку.
При расчете наивыгоднейшего режима резания необходимо придерживаться следующих двух основных принципов.
1. Подачу необходимо выбрать максимально допускаемой ограничивающими факторами.
2. Скорость резания назначается исходя из выбранной стойкости сверла и ранее найденной подачи.
Для данного станка и обрабатываемой детали расчет наивыгоднейшего режима резания производится в такой последовательности.
Пользуясь приведенной выше формулой (98)
определяют технологически допустимую подачу. Далее по формуле (99)
Snod = \/ мм об
V CpD'P
определяется максимальная подача snod, допускаемая прочностью механизма подачи станка.
Дальнейший расчет наивыгоднейшего режима резания для данного станка и обрабатываемой детали производится точно таким же образом, как для точения.
По формуле
/м
определяется подача, допускаемая крутящим моментом станка (в формуле 2И—крутящий момент на данной ступени станка). Эта подача сравнивается с наименьшей из ранее найденных подач; если подача s2 (по силе станка) меньше, то, ориентируясь на нее, выбирают ближайшую подачу из ряда имеющихся в коробке подач станка.
229
На базе найденной таким образом подачи и рассчитанной стойкости сверла по формуле
CVDX* V = —2-----
определяем скорость, допускаемую сверлом. С другой стороны, исходя из числа оборотов соответствующей ступени станка, находим скорость станка по формуле
_____ r.Dn
Vcm ~ ~1ббб~ •
Сравнивая vnp и vcm, делаем окончательные выводы о правильности найденного режима резания.
ГЛАВА ХП
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ ЗЕНКЕРОВАНИИ И РАЗВЕРТЫВАНИИ
Элементы резания при зенкеровании и развертывании указаны на фиг. 189. Элементы сечения стружки при зенкеровании и развертывании подсчитывают по тем же формулам, что и при рассверливании.
Глубина резания
Если z — число зубьев зенкера или развертки, as — подача в мм/об, то подача на один зуб
— мм/зуб.
Толщина стружки, снимаемой каждым зубом,
a = szsin<₽ = —- мм, (Ю4)
тывании.
Фиг. 189. Элементы резания при зенкеровании и развер-
а ширина стружки ,, t
О zzzs. •- ——-— sill If
о
2-sin tp
MM,
(105)
тогда площадь поперечного сечения стружки, снимаемой каждым зубом,
, s (L) — Do) п f. = st =~ ab — -—------- мм2,
J z Z 22
а суммарная площадь поперечного сечения стружки, снимаемая всеми z зубьями,
/ = fzZ = ммА (106)
Как для зенкера, так и для развертки скорость резания вычисляется по формуле
~Dn , v = ЛооГ м1мин>
где D — диаметр инструмента в мм', п — число оборотов в минуту.
231
При зенкеровании и развертывании, так же как и при точении, общее усилие резания можно разложить на три составляющие: Рг, Рх и Ру.
Наибольшее значение имеют тангенциальное усилие Рг, создающее крутящий момент М, преодолеваемый рабочим механизмом станка, и осевое усилие или усилие подачи Рх, которое приходится преодолевать механизму подачи станка или рабочему при ручном развертывании.
Крутящий момент и усилие подачи, возникающие при зенкеровании и развертывании, могут быть определены по следующим формулам:
М = СМРХ*&У*& кгмм, (107)
Р = CpDxPsyPtuP кг,
(Ю8)
где См и С — коэфициенты, характеризующие обрабатываемый материал;
х — подача в мм.об-,
I — глубина резания в мм.
Значения коэфициентов и показателей степеней при зенкеровании приведены в табл. 38*.
Таблица .?!>’
Постоянные коэфициенты и показатели степеней в формуле Р и М при зенкеровании
Показатели степеней и постоянные коэфициенты при развертывании приводятся в табл. 39*.
Таблица 39
Постоянные коэфициенты и показатели степеней в формуле Р и М при развертывании
Обрабатываемый материал Усилие подачи Р Крутящий момент М
ср хр Гр «р с„ хм Ум ам
Сталь всех сортов Чугун . . 8,0 10,0 0,7 0,61 0,72 0,4 1,0 0,88 88 23 1,15 1,42 0,85 0,79 0,64 0,74
* См. Н. И. Резников, Учение о резании металлов, Машгиз, 1947. 232
Из формул (107) и (108), а также из табл. 38 и 39 можно сделать следующие выводы:
1. На крутящий момент наиболее сильное влияние оказывает диаметр инструмента, что понятно, если принять во внимание, что увеличение диаметра приводит к увеличению не только сечения стружки, но и плеча приложения силы Рг, определяющего величину крутящего момента. По той же причине увеличение диаметра инструмента действует на крутящий момент значительно сильнее, чем на усилие подачи.
2. При увеличении глубины резания t имеет место обратное явление: крутящий момент возрастает слабее, чем усилие подачи.
Пример. Определить величину М и Р при зе.чкеровании в стали отверстия диаметром 30 мм. Глубина резания / = 2 мм, подача s = 1J мм-об.
По формуле (107) получим
М = 105-30-1,2°'75-2°’74 = 105-30-1,15-1,67 = 6148 кгмм.
По формуле (108) для осевого усилия
Р = 3,5 -*30°-5-1,20’7-20,95 = 3,5-5,48-1,13-1,93 ==42 кг.
Скорости резания при зенкеровании и развертывании для различных металлов нужно назначать исходя из принятой нормы стойкости инструмента.
В табл. 40 приводятся средние значения практических стойкостей для зенкеров и разверток, изготовленных из быстрорежущих сталей, при обработке стали и чугуна.
Таблица 40
Средние стойкости инструмента
Диаметр инструмент £) в мм Зенкеры цельные Зенкеры насадные Развертки цельные и насадные
при обработке
стали чугуна стали чугуна стали чугуна
Стойкость инструмента в мин.
15-19 12 30 24 48
20-24 18 36 — _— 30 54
25-29 24 42 36 60 42 72
30-34 24 48 42 70 48 84
35-39 — — 50 85 60 120
40—44 — — 55 100 72 150
45 — 49 — — 60 120 85 150
50 - 54 — — 70 120 85 180
55—59 — 90 160 100 180
60—69 — 110 200 120 200
70-79 — — 130 240 120 220
80- 89 — — — — 180 240
90-100 — — 200 ЗОЭ
Скорость резания при рассверливании, зенкеровании и развертывании определяют по следующей формуле:
v = ----• м/мин, (Ю9)
-j-m. syv. fv
где t -глубина резания (припуск на сторону) в мм.
233
Значения коэфициента Cv для конструкционной углеродистой стали аь = 75 кг)мм1 2, Нв — 215 и для серого чугуна Нв = 190 приводятся в табл. 41 *.
Таблица 41
Значения Cv и показателей степеней в формуле скорости резания при рассверливании, зенкеровании и развертывании
Обрабатываемый металл Вид обработки Коэфициенты и показатели степеней
cv тгг Уъ
Сталь конструкционная углеродистая Рассверливание .... 11,6 • 0,2 0,4 0,5 0,2
аь = 75 кг/мм2 Зенкерование 16,3* 0,3 0,3 0,5 0,2
Нв = 215 Развертывание .... 10,5 0,4 0,3 0,65 0,2
dB = 4,12 Чугун серый Рассверливание . . 16,7 0,125 0,25 0,4 0,1
Нв = 190 Зенкерование 18,8** 0,125 0,2 0,4 0,1
dB — 4,37 мм Развертывание .... 15,6 0,3 0,2 0,5 0,1
Для насадных зенкеров: * 14,6; ** 16,9.
Для других обрабатываемых материалов с иными механическими свойствами необходимо вносить соответствующие поправочные коэфициенты на скорость резания, пользуясь ранее приведенной табл. 37.
Пример. Определить скорость резания при зенкеровании хромистой стали at, = 65 кг/млА, если Т — 25 мин., D = 30 мм, s = 0,9 мм[об9 t = 1,6 мм.
По формуле (109) для углеродистой стали <т6 = 75 кг!мм2 получим
16.3-300-3 16,4-2,78 ,
V — --по----К7---пЪ~ —---------------=1Ь,7 м мин.
250-3-0,9°'5-1,60’2 2,62-0,95.1,1
Для хромистой стали а* = 65 кг]млА, согласно табл. 37 поправочный коэфициент на скорость резания КМ!, = 0,97, поэтому для этой стали можно написать
и = 16,7-0,97 16,2 м/мин.
Максимальную глубину резания при зенкеровании выбирают в зависимости от конструкции режущего инструмента и припуска на зенкеро-вание.
Так как зенкер работает в лучших условиях, чем спиральное сверло, а припуски на зенкерование сравнительно невелики, то подачи при зенкеровании при прочих равных условиях можно брать выше, чем при сверлении и рассверливании.
1 См. Режимы резания металлов инструментом из быстрорежущей стали. 1950.
234
Величина подачи при зенкеровании на проход определяется по формуле
s = CSD°’6 мм об, (110)
где D — диаметр зенкера в мм\
Cs — коэфициент, характеризующий механические свойства и технологические факторы обрабатываемого материала.
Значения С, при зенкеровании приведены в табл. 42.
Таблица 42
Значения коэфициента Cs при зенкеровании!
Обрабатываемый материал Значения Cs
Группа подач, определяемая технологическими факторами
I II III
И в 160 0,190 0,140 0,095
Сталь Нв = 160-Г-240 0,140 . 0,105 0,070
Нв = 2I0H-300 0,105 0,079 0,052
Нв > 300 0,085 0,063 0,042
Чугун нв до 170 0,250 0,190 0,125
Нв св. 170 а 0,150 0,113 0,075
Цветные металлы Мягкие Твердые 0,330 0,250 0,250 0,190 0,170 0,125
Технологическими факторами для различных групп подач при зенкеровании являются:
Первая группа подач: 1) зенкерование литого и прокованного отверстия без допуска; 2) зенкерование литого или прокованного отверстия при условии обработки отверстия после чернового зенкера двумя или тремя инструментами (чистовым зенкером или резцом и развертками); 3) зенкерование отверстия, предварительно обработанного сверлом или резцом, с последующим применением двух разверток; 4) зенкерование литого или прокованного отверстия под последующее нарезание резьбы метчиком или резцом при условии обработки отверстия после чернового зенкера чистовым зенкером или расточной пластинкой.
Вторая группа подач: 1) зенкерование литого или прокованного отверстия под последующее нарезание резьбы; 2) зенкерование литого или прокованного отверстия по 5-му классу точности; 3) зенкерование литого или прокованного отверстия для последующей обработки его двумя развертками; 4) зенкерование предварительно обработанного (сверлом или зенкером) отверстия с последующим применением одной развертки.
1 См. энциклопедический справочник „Машиностроение", т. 7, 1948.
235
Третья группа подач: зенкерование литого или прокованного отверстия для последующей обработки отверстия одним зенкером с малой глубиной резания или одной разверткой.
При обработке глухих отверстий, особенно при одновременной обработке дна отверстия, подачи берут в пределах 0,2 — 0,6 мм[об.
Развертывание выполняют при значительно меньших, чем при сверлении, скоростях резания.
Меньшая величина скорости объясняется тем, что развертка имеет значительно большее количество зубьев, находящихся в соприкосновении с деталью, во-вторых, при больших скоростях зубья развертки быстрее подвергаются износу и воздействию высоких температур.
Таблица 43
Значения коэфициента Cs при развертывании 1
Обрабатываемый материал и его характеристика Значения Cs
Группа подач, (пределяемая технологическими факторами
' 1 п III
Т1в < 16 । 0,20 0,15 0,10
Сталь Нв = 160-:-240 0,16 0,12 0,08 •
Нв 2> 240 0,12 0,09 0,06
Чугун Нв < 170 0,33 0,25 0,16
Н вб> 17 0 0,20 0,15 0,10
Цветные металлы Мягкие 0,20 о,г> 0,10
Твердые 0,33 0,25 0,16
Максимальная глубина резания при развертывании, так же как и при зенкеровании, определяется припуском на развертывание и конструкцией развертки. Подача на один оборот при развертывании обычно еще больше, чем при зенкеровании, так как развертка снимает незначительный слой металла и сопротивление резанию распределяется на большее количество зубьев.
Величина подачи для развертывания на проход подсчитывается по формуле
s = CSD°'7 мм, об, (111)
где D — диаметр развертки в мм;
Cs —коэфициент, характеризующий механические свойства и технологические факторы обрабатываемого материала.
Значения Cs при развертывании приведены в табл. 43.
1 См. энциклопедический справочник „Машиностроение", т. 7, 1948.
236
Технологическими факторами для различных групп подач при развертывании являются:
Первая группа подач: предварительное (черновое) развертывание отверстия после сверления или зенкерования под последующее чистовое развертывание.
Вторая группа: 1) чистовое развертывание по 2-му классу точности после чернового развертывания; 2) чистовое развертывание по 2-му классу точности после чистового резца.
Третья группа подач: 1) чистовое развертывание под полирование; 2) развертывание отверстия одной разверткой по 3-му классу точности.
При обработке глухих отверстий, особенно при одновременной обработке дна отверстия, подачи берутся в пределах 0,1—0,5 мм'об.
Применение охлаждения для сверления, зенкерования и развертывания имеет не менее важное значение, чем для точения. Правильно подобранная жидкость обеспечивает, помимо охлаждения инструмента и удаления стружки, также получение более чистого и точного отверстия, что также является весьма существенным фактором. Расход охлаждающей жидкости должен быть не менее 6 л мин.
ЧАСТЬ ТРЕТЬЯ
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
ГЛАВА XIII
ФРЕЗЫ
Фрезы являются одним из наиболее распространенных металлорежущих инструментов. Они употребляются для обработки плоскостей и поверхностей сложной формы.
В настоящее время применяются фрезы самых разнообразных форм и размеров.
Цилиндрические или осевые фрезы (фиг. 190) имеют режущие кромки только на цилиндрической поверхности. Эти фрезы предназначаются для фрезерования плоскостей.
В последнее время появились обдирочные цилиндрические фрезы, называемые кукурузными (фиг. 191); такие фрезы применяются при повышенных припусках на обработку, когда облегчение образования стружки и ее отвода приобретает особенно важное значение. Конструктивной особенностью кукурузной фрезы является наличие на ее зубьях кольцевых выступов для измельчения стружки. Режущие кромки этой фрезы расположены на кольцевых выступах, смещенных один относительно дру-s
того на величину х = ~ , где s — шаг винтовой линии точек режущей кромки; z — число зубьев фрезы. В результате этого отдельные зубья срезают ряд стружек шириной, соответствующей ширине гребешка.
Следующая группа фрез — торцевые или лобовые, имеющие режущие кромки как на цилиндрической, так и на торцевой поверхности. Торцевые зубья этих фрез образуют вспомогательные кромки.
Эти фрезы служат для фрезерования горизонтальных и вертикальных плоскостей.
На фиг. 192 показана торцевая насадная фреза.
К этой же группе можно, отнести так называемые концевые фрезы (фрезы с хвостовиком), которые отличаются своим креплением на шпинделе станка. У этих фрез зубья нарезаны на одном конце, а другой конец служит державкой, укрепляемой на шпинделе станка (фиг. 193).
Фрезы описанных выше типов можно считать основными. Остальные фрезы представляют собой в большей или меньшей степени видоизменения или комбинации этих основных форм.
Следующей разновидностью являются дисковые фрезы.
Эти фрезы бывают четырех типов: пазовые, двухсторонние, трехсторонние и регулируемые.
238
Пазовые дйсковые фрезы (фиг. 194) применяются для выборки паза на деталях и имеют только зубья, расположенные на цилиндрической поверхности фрезы.
Двухсторонние дисковые фрезы (фиг. 195), кроме зубьев, расположенных на цилиндрической поверхности, имеют зубья и на торце. В трехсторонних дисковых фрезах зубья расположены на цилиндрической поверхности и на обоих торцах (фиг. 196). Существенным недостатком трехсторонних фрез является то, что они теряют размер по толщине при первой же переточке. Для компенсации слоя, снимаемого при переточке, применяют регулируемые дисковые фрезы (фиг. 197), имеющие толщину не меньше 12 мм. Первоначальная ширина фрезы после переточки восстанавливается путем прокладок соответствующей толщины.
Для прорезки канавок, особенно при изготовлении различных инструментов, применяются конические или угловые фрезы, у которых зубья расположены на конической поверхности. Различают одноугловые фрезы (фиг. 198) и двухугловые (фиг. 199 и 200), состоящие из двух конических поверхностей.
Одноугловые фрезы применяются преимущественно для нарезания прямых зубьев в развертках и зенкерах. Двухугловые симметричные фрезы (фиг. 199) употребляются главным образом для прорезки канавок у фрез со снятым затылком, а двухугловые несимметричные фрезы (фиг. 200) — для нарезания спиральных зубьев у фрез.
Для обработки поверхностей сложного профиля применяются фасонные фрезы с зубьями сложного очертания. Контур режущей кромки зуба такой фрезы должен в точности соответствовать профилю окончательно обработанной поверхности изделия. Профили фасонных фрез весьма разнообразны.
На фиг. 201 показаны фрезы для фрезерования поверхностей с полукруглым (выпуклым и вогнутым) профилем.
Недостаток цельных фрез большого диаметра, помимо большого расхода дорогостоящей высококачественной стали, заключается также и в трудностях, возникающих при механической и термической обработке.
Все это значительно упрощается при использовании сборных фрез со вставными зубьями. Эти фрезы требуют для своего изготовления меньшего количества высококачественной стали и позволяют использовать современные твердые сплавы. Кроме того, в таких фрезах можно заменять сломавшиеся и износившиеся зубья новыми.
Вставные зубья имеют применение главным образом в торцевых, дисковых и цилиндрических фрезах.
Фрезы со вставными зубьями делаются больших диаметров, начиная с 75—90 мм и выше.
На фиг. 202 показана конструкция фрезы со вставными ножами по ГОСТ 2569-44. Ножи, фрезы и пазы для них клиновидные, стенки рифленые. Такое крепление в настоящее время является наилучшим.
На фиг. 203 изображена трехсторонняя фреза со вставными ножами из быстрорежущей стали по ГОСТ 1669-45.
В последние годы, в особенности в связи со скоростным резанием, получают большое распространение фрезы, оснащенные пластинками 239
Фиг. 194. Пазовая дисковая Фиг. 195. Двухсторонняя дисковая фреза, фреза.
240
Фиг. 195. Трехсторонняя дисковая фреза.
Фиг. 197. Регулируемая дисковая фреза.
Ь
Фиг. 198. Одноугловая фреза.
Фиг. 199. Двухугловая симметричная фреза.
Фиг. 200. Двухугловая несимметричная фреза.
Фиг. 201. Фасонные фрезы.
16 Даниелян А 11. 2063
241
Фиг. 202. Фреза со вставными ножами.
242
твердого сплава. На фиг. 204 показана торцевая насадная фреза с пластинками твердого сплава для обработки чугуна конструкции ВНИИ.
Фиг. 204. Торцевая насадная'фреза’с пластинками твердого сплава.
Для обработки широких заготовок применяются ступенчатые фрезы. При работе ими происходит разделение заданного припуска на ступени
по ширине и глубине; каждая ступень снимает тонкую стружку определенной ширины, а весь резец — весь заданный припуск. На фиг. 205 показана схема режущей части ступенчатой фрезы. Каждый зуб состоит из отдельных ступеней шириной от 5 до 10 мм. Высота ступени соответствует толщине стружки. Для черновых зубьев а = 0,2-т-0,3 мм,
Фиг. 205. Схема режущей части ступенчатой фрезы.
а для чистовых зубьев а = 0,05 мм. Ступени служат для разделения стружки по ее ширине, что уменьшает склонность к дрожанию.
В ступенчатой фрезе при незначительной величине а подача sz может быть допущена во много раз больше, чем у нормальной.
243
Количество ступеней каждого резца фрезы зависит от назначения фрезы и заданного припуска. У фрезы для черновой обработки число ступеней в среднем равно десяти, а для чистовой обработки — пяти.
По направлению режущих граней зубьев фрезы разделяются на фрезы
с прямыми зубьями, лезвия которых параллельны оси вращения, и на
фрезы со спиральными зубьями, расположенными по винтовой линии на
Фиг. 206. Фреза с прямыми и спиральными зубьями.
поверхности фрезы (фиг. 206).
Преимущество прямозубых фрез—простота изготовления. Существенный их недостаток — неравномерность работы. Зуб такой фрезы всей длиной сразу входит в деталь и сразу выходит из нее. При этом толщина стружки, а вместе с ней и усилие резания одного зуба повышается от нуля до максимума по мере вхождения зуба в деталь, а затем в момент
выхода зуба из детали падает до нуля, пока следующий зуб не вступает в работу. В дальнейшем повторяется то же самое. В ре-
зультате этих колебаний усилия резания, происходящих за период резания каждого зуба в течение одного оборота, фреза будет испытывать толчки в количестве, равном числу зубьев фрезы. За одну же минуту число толчков будет равно числу зубьев, умноженному на число оборо
Фиг. 207. Одновременно Фиг. 208. Условие равномерного фрезерова-в работе находятся два ния.
зуба фрезы.
тов шпинделя. Поэтому нарушается спокойная работа фрезы, падает производительность, затрудняется получение чистой обработанной поверхности, а также вследствие толчков уменьшается продолжительность срока службы станка и инструмента. Одним из способов повышения равномерности работы фрезы с прямыми зубьями является увеличение количества зубьев, находящихся одновременно в работе. Практика показывает, что фрезерование проходит более или менее спокойно, когда одновременно работают не менее двух зубьев (фиг. 207).
В этом случае фреза также испытывает толчки, но не столь сильные, как в первом случае, когда в зацеплении находится один зуб и где каждый зуб фрезы выходит из обрабатываемого материала раньше, чем следующий начинает в него врезаться.
244
Другой способ повышения плавности работы фрез с прямым зубом — это разбивка зубьев фрезы на звенья с таким расчетом, чтобы зубья отдельных звеньев были сдвинуты друг к другу на определенную величину.
Если увеличить число звеньев фрезы до бесконечности, то при вращении возникает бесконечное множество толчков, однако сила каждого толчка бесконечно мала, т. е. такая фреза работает совершенно плавно.
Не приходится доказывать, что эти рассуждения имеют только теоретический характер, так как изготовление такой фрезы было бы нерационально и дорого.
Наиболее действительное средство уменьшения, а при соответствующих условиях даже устранения дрожания — винтовые зубья (фиг. 206).
В фрезе со спиральным зубом используется идея фрез, состоящих из многих звеньев, зубья которых сдвинуты один относительно другого на величину части шага.
Если увеличить число звеньев до бесконечности, то получим сплошную режущую грань, проходящую через концы режущих кромок в местах сопряжения отдельных звеньев. Если развернутую поверхность свернуть в цилиндр, получится винтовая линия. В отличие от фрез с прямым зубом в этом случае режущая кромка каждого зуба не входит в обрабатываемый материал сразу во всю свою длину, а постепенно, и в таком же порядке выходит из него. Резание происходит непрерывно, и колебания усилия резания выравниваются. Фреза со спиральным зубом режет спокойно, обрабатываемая поверхность получается чище.
Недостаток этих фрез заключается в том, что наклонное расположение режущей кромки вызывает появление осевой силы, которая стремится сдвинуть фрезу в осевом направлении.
С увеличением угла наклона спирали возрастает плавность работы фрезы, но вместе с тем увеличивается и величина осевого усилия. Учитывая это, необходимо пользоваться фрезой с таким наклоном спирали, чтобы при ее работе возникло осевое усилие, направленное в сторону шпинделя, где оно будет восприниматься его упорным устройством. Так как фреза может вращаться в обе стороны, то в результате будет изменяться также направление осевого усилия, поэтому при правом вращении фрезы необходимо работать фрезой с левой спиралью и, наоборот, при левом резании следует пользоваться правыми фрезами.
Хотя с увеличением угла наклона спирали уменьшается амплитуда колебаний усилия резания и тем самым возрастает плавность фрезы, устранение колебания усилия резания путем увеличения угла наклона спирали возможно только до определения предела.
Основная причина, создающая колебания усилий резания, —непостоянство сечения стружки; следовательно, для того, чтобы достигнуть совершенно равномерной (без толчков) обработки, необходимо так подобрать режим резания, чтобы сечение стружки, снимаемой в течение всего хода фрезерования, оставалось постоянным, а это возможно осуществить в случае, если ширина фрезерования В равна шагу зубьев по оси фрезы То или кратному в целых числах (фиг. 208).
Таким образом, если в ширине фрезерования осевой шаг вмещается целое число раз (р = 1, 2, Зит. д.), то фрезерование протекает равномерно.
245
Так как осевой шаг
г «О , То — — ctgoi,
то условие равномерного
фрезерования можно выразить формулой
В = р — ctg (О.
(И2)
Осевое усилие можно устранить, соединив вместе две фрезы с различным направлением спирали (фиг. 209). В силу такого расположения зубьев осевые усилия обеих частей взаимно уравновешиваются.
Фиг. 209. Составная фреза.
Фиг. 210. Фреза с выемками для излома стружки.
Для облегчения процесса резания и уменьшения дрожания на зубьях цилиндрических фрез нарезаются выемки для излома стружки (фиг. 210). Такие фрезы расходуют меньше энергии на процесс резания, но не обеспечивают требуемой чистоты обрабатываемой поверхности
Фиг. 211. Остроконечный зуб.
Фиг. 212. Затылованный зуб.
По конструкции зубьев фрезы делятся на две группы: остроконечные и с затылованными зубьями.
У первых фрез задняя грань плоская. Передняя грань иногда направлена по радиусу (фиг. 211) и передний угол 7 равен нулю. Заточка остроконечных фрез производится по задней грани, как показано на фиг. 211, I, тонкими линиями.
Отсутствие переднего угла затрудняет процесс резания. Для облегчения схода стружки и тем самым для уменьшения усилия резания зубья фрез делают с поднутрением и одновременно принимаются меры к их усилению (фиг. 211, Я).
246
Недостаток фрез с остроконечным зубом заключается в том, что после каждой заточки их диаметр уменьшается так же, как и пространство для помещения стружки, что ухудшает процесс образования стружки. Фрезы этого типа употребляются чаще всего для обработки плоскостей. Фрезы с затылованными зубьями применяются главным образом для фасонной обработки. Задняя грань зуба фрезы обтачивается не по плоскости, а по логарифмической спирали (фиг. 212) на затыловочно-токарном станке, т. е. с задней грани снимается затылок т.
Задний угол а фрез с затылованными зубьями образуется касательной к направлению резания и касательной к кривой, образующей заднюю грань. В отличие от остроконечных фрез фрезы с затылованными зубьями затачиваются по передней грани, как показано на фиг. 212 тонкими линиями. Существенным преимуществом этих фрез является неизменность профиля передней грани зуба. После каждой заточки он остается тем же, каким был при изготовлении фрезы; это особенно важно при изготовлении изделий с фасонными поверхностями, так как переточка фрез не влияет на форму изготовляемых изделий.
Постоянство профиля после переточек фрезы объясняется тем, что, как было указано, задняя грань затыловывается по логарифмической спирали. Логарифмическая спираль обладает свойством сохранять постоянство угла между радиусом и касательной к любой точке задней грани.
Таким образом, в радиальных сечениях для любой точки задней грани всегда получаются одни и те же углы резания 8 и задний угол а. Следовательно, при радиальной заточке зуба фрезы углы § и а остаются неизменными.
Перейдем к рассмотрению углов фрез.
Различают углы главной режущей кромки зуба фрезы в плоскости, нормальной к режущей кромке, и углы в плоскости, нормальной к оси фрезы (ГОСТ 3235-46). Указанные углы показаны на фиг. 213. В плоскости, нормальной к главной режущей кромке (сечение п — п), находятся задний угол нормальный ан и главный передний угол f.
Задним нормальным углом ан называется угол между касательной к следу задней поверхности и нормального к следу осевой плоскости.
Главным передним углом 7 называется угол между касательной к следу передней поверхности и следом осевой плоскости.
В плоскости, нормальной к оси фрезы (сечение г — г), находятся главный задний угол а и передний поперечный угол 7'.
Главным задним углом а называется угол между касательной к следу задней поверхности в рассматриваемой точке главной режущей кромки и касательной к окружности вращения точки.
Передним поперечным углом у' называется угол между касательной к следу передней поверхности и направлением радиуса окружности вращения рассматриваемой точки кромки.
Наибольшее значение в процессе резания имеют главные углы (передний 7 и задний а); при этом плоскость измерения переднего угла 7 приближенно совпадает с плоскостью отвода стружки, а плоскость измерения заднего угла а — с плоскостью движения траектории данной точки режущей кромки.
247
Оптимальная величина переднего угла f зависит от качества обрабатываемого материала. Для материалов средней твердости передний угол должен быть равным 10—15°, а для мягких — до 20°.
Фиг. 213. Углы режущей кромки зуба фрезы.
Фиг. 214. Угловые лезвия и углы в плане торцевых фрез.
фиг. 214 ’/—угловая кромка, 2
В конструкциях фрез с пластинками твердых сплавов при скоростном резании идут на увеличение переднего угла до — 10° — 15°, что дает ряд преимуществ1.
Величина заднего угла для фрез различных типов колеблется в пределах от 12 до 20°.
Кроме основных углов режущих элементов фрезы, для фрез, работающих торцом, необходимо принимать во внимание углы в плане ф и <р, (фиг. 213).
Торцевые фрезы, работающие на проход, изготовляются с угловыми режущими лезвиями (фиг. 214). На — переходная кромка, 3 — торцевая
кромка, <р — угол в плане главной режущей кромки (угол угловой кромки в плане), <р0 — угол в плане переходной кромки (угол переходной кромки в плане), — угол в плане вспомогательной режущей кромки (угол торцевой кромки в плане).
1 Более подробно см. раздел „Скоростное и сверхскоростное резанне металлов*.
248
Угол в плане главной режущей кромки предназначен для изменения соотношения между шириной и толщиной стружки. Для рыночных фрез угол в плане © равен 60°. Назначение переходной кромки — увеличение стойкости фрезы на стыке главной и вспомогательной режущих кромок, ширина /0 переходной кромки берется в пределах 0,5—2 мм. Угол в плане вспомогательной кромки способствует беспрепятственному перемещению торцевой кромки в процессе резания. Величина вспомогательного угла в плане <рх берется в зависимости от типа фрез. Для концевых и торцевых фрез угол колеблется в пределах от 1 до 10°.
ГЛАВА XIV
ЗУБОРЕЗНЫЙ ИНСТРУМЕНТ
Фиг. 215. Модульная дисковая фреза.
Существуют два основных метода нарезания зубчатых колес: 1) нарезание по методу копирования и 2) нарезание по методу обкатки.
В первом случае профиль впадины зубчатого колеса образуется зубьями инструмента, профиль которого точно соответствует профилю впадины зубьев нарезаемых колес. По этому методу работают модульные дисковые и пальцевые фрезы.
Модульная дисковая фреза представляет собой фасонную фрезу (фиг. 215). Процесс нарезания зубьев колеса модульной фрезой происходит следующим образом. Фреза осуществляет вращательное движение, а стол горизонтально-фрезерного станка вместе с заготовкой движется поступательно, при этом фреза копирует свой профиль, образуя впадину нарезаемого ко
леса. После обработки каждой впадины заготовку необходимо поворачивать на один зуб. Эго достигается с помощью делительной головки.
В основу построения фрезы положен модуль, поэтому эти фрезы называются модульными. Чтобы получить точный профиль зубьев колеса, необходимо построить возможно точнее профиль зубьев фрезы. Чаще всего профиль зубьев фрезы строится по эвольвенте. Контур впадины зубчатого колеса зависит от модуля и числа зубьев z, поэтому для точной нарезки колеса определенного модуля и с определенным числом зубьев требуется своя зуборезная фреза. С целью сокращения числа фрез в практике одной фрезой изготовляются несколько колес данного модуля, но с различными числами зубьев, например комплекты из 8, 15 и 26 фрез для нарезания колес одного модуля. Чем больше в комплекте фрез, тем точнее получается профиль нарезаемого колеса.
Каждая фреза набора профилируется по эвольвенте зубчатого колеса с наименьшим для данного диапазона числом зубьев.
Увеличение количества в наборе (с 8 до 15 и 26) производится за счет добавления промежуточных (дробных) номеров. При использовании из набора фреза большей частью оказывается изготовленной по числу зубьев, отличному от требуемого. Таким образом, даже наличие большого запаса 250
фрез для нарезания различных модулей не обеспечивает большой точности изготовления колес.
Часто обработку зубчатого колеса ведут в два приема с помощью обдирочной и чистовой фрез. Сначала с помощью обдирочной фрезы обрабатывают зубчатое колесо нагрубо, а затем фрезеруют точный профиль чистовой модульной фрезой. На долю чистовой фрезы при этом приходится лишь небольшой слой металла. Нарезание зубчатых колес больших модулей с помощью дисковых модульных фрез неудобно, так как эти фрезы получаются большого диаметра. В этом случае имеют применение пальцевые модульные фрезы (фиг. 216). Эти фрезы также
применяются для нарезания шевронных колес.
Пальцевые фрезы применяются для больших модулей (т > 12). Так же как и дисковые модульные фрезы, эти фрезы предназначаются для определенного числа нарезаемых зубьев.
В отличие от дисковой фрезы пальцевая фреза работает по методу полного торцевого фрезерования. Недостаток пальцевой фрезы — изменяемость профиля режущих кромок после каждой переточки.
В заключение следует отметить, что нарезание зубчатых колес методом копирования характеризуется невысокой точностью и производительностью. Неточности эти накапливаются в разных стадиях обработки:
1) неточности при изготовлении инструмента;
2) неточности в результате коробления инструмента при термической обработке;
3) неточности вследствие поворота впадины (эти погрешности зависят от
Фиг. 216. Пальцевая зуборезная фреза.
изделия после обработки каждой точности механизма делительной
головки и отражаются на величине шага зубчатого колеса);
4) неточность в очертании профиля зубчатого колеса вследствие изготовления одной фрезой нескольких зубчатых колес с разным числом зубьев.
Низкая производительность обработки по методу копирования объясняется тем, что во вре я поворота изделия на следующую впадину
процесс нарезания приходится прерывать.
Нарезание зубьев колес этим методом дает значительные погрешности, поэтому применяют его главным образом для черновой обработки. Кроме того, этот метод применяется для изготовления зубчатых колес в тихоходных передачах, к которым не предъявляется высоких требований в отношении точности.
В силу всех этих причин метод копирования не обеспечивает получения профиля зубьев, вполне совпадающего с теоретически вычерчен
251
ной эвольвентой. Долговечность же работы зубчатых колес, а такж? величина к. и. д. зависят от степени приближения бокового профиля зубьев к теоретически правильной эвольвенте. Этому требованию в настоящее время лучше всего удовлетворяет метод обкатки, обеспечивающий наиболее точное получение эвольвентного профиля. Сущность этого метода заключается в том, что изделию и инструменту принудительно сообщается движение зубчатой пары, при этом режущий инструмент совершает рабочее движение резания.
Изготовление зубчатых колес методом обкатки производится червячными фрезами, долбяками, гребенками, а также с помощью специальных резцов.
Фиг. 217. Червячная фреза.
Червячная фреза (фиг. 217) представляет собой винт, у которого перпендикулярно направлению винтовых канавок профрезерованы спиральные впадины для образования режущих зубьев. Для сохранения постоянства профиля задние грани зубьев обтачиваются и затыловы-ваются по спирали.
В осевом сечении зуб червячной фрезы теоретически должен иметь эвольвентное очертание. Но построение зуба фрезы эвольвентного очертания очень сложно, поэтому применяют прямолинейные трапецоидальные зубья с малым углом подъема винтовой линии. Пользуясь такой фрезой, трудно изготовить колесо с точной формой зуба. Зубья колеса будут иметь точный эвольвентный профиль только вблизи делительной окружности. Профили же головок и ножек зубьев не имеют точного профиля, однако эти отклонения от точного профиля настолько незначительны, что на практике принято считать, что червячная фреза при малых модулях дает точное эвольвентное очертание зубьев колеса.
Червячные фрезы применяются как чистовые в основном для нарезания колес 3-го класса точности и только при небольших модулях (не свыше т = 4) — для колес 2-го класса точности.
Как уже было отмечено, червячная фреза работает по методу обкатки. В процессе работы фреза и обрабатываемые колеса получают равномерное вращательное движение. Таким образом червячная фреза кинематически связана с нарезаемым колесом (фиг. 218). Движения
262
фрезы и нарезаемого колеса должны быть строго согласованы, что достигается посредством сменных зубчатых колес. Скорость вращения нарезаемого зубчатого колеса должна быть такой же, как при вращении под действием червяка, если бы его зубья уже были нарезаны.
Таким образом, если червячная фреза однозаходная, а нарезное колесо имеет z зубьев, то за один оборот фрезы нарезаемое колесо сде-1 « лает — оборота.
Кроме этих двух движений, должно быть еще движение подачи.
Встречая на своем пути материал заготовки, зубья червяка срезают его и постепенно по мере вращения фрезы и подачи профилируют зубья колеса.
Фиг, 218. Червячная фреза и нарезаемое колесо.
Фиг. 219. Постепенное образование профиля зуба колеса.
На фиг. 219 показано постепенное образование профиля зуба колеса, причем каждый зуб фрезы касается профиля зуба колеса только в одной точке (на фиг. 219 отмечена той же цифрой), а все зубья фрезы воспроизводят на нарезаемом колесе эвольвентный профиль зубьев.
Как видно из рассмотренного, разница в нарезании зубчатых колес методами копирования и обкатки заключается в том, что при первом методе каждая впадина обрабатывается в отдельности, причем после каждого прохода инструмент возвращается в первоначальное положение, а изделие поворачивается на одно деление. При обработке же методом обкатки нарезаются одновременно несколько впадин в процессе непрерывного движения обкатки и движения резания.
Одной и той же фрезой можно нарезать колеса определенного модуля, с любым числом зубьев, для этого необходимо только, чтобы во время работы число оборотов нарезаемого колеса было в z раз меньше числа оборотов фрезы. Таким образом одна червячная фреза данного модуля заменяет собой комплект в 26, 15 или 8 дисковых фрез.
Червячные фрезы применяются для нарезания цилиндрических колес с прямыми и винтовыми зубьями, а также и червячных колес.
При нарезании зубчатых колес червячная фреза должна быть установлена по отношению к изделию под определенным углом. Этот угол замеряется между осью фрезы и плоскостью, перпендикулярной оси заготовки, и называется углом установа. При нарезании цилиндрических
253
колес с прямыми зубьями этот угол берется равным углу подъема винтовой линии червяка р (фиг. 220, а). Угол установа червячной фрезы к
при нарезании колес
Фиг. 220. Установка червячной фрезы при нарезании колес с прямым и спиральным зубом.
с винтовыми зубьями зависит от угла подъема винтовой линии колеса ср и фрезы р (фиг. 220,, б). При сочетании правозаходной фрезы с правоспиральным колесом супорт фрезы поворачивают на угол, равный разности между углом винтовой линии колеса и углом подъема червячной фрезы, т. е. на угол ср — р.
Если же правозаходная фреза применяется для нарезания левозаходного колеса или наоборот, супорт поворачивают на угол, равный сумме углов <р + р.
При изготовлении червячных колес применяются цилиндрические или конические червячные фрезы (фиг. 221). В процессе работы цилиндрической фрезой инструменту, кроме вращательного движения, сообщается поступательное (радиально к нарезаемому колесу), а конической фрезе — вдоль по направлению оси фрезы.
Червячные фрезы применяются не только для нарезания зубчатых колес с эвольвентным очертанием профиля зубьев, но также для обработки деталей с произвольными профилями.
Особенно широкое применение получили
шлицевые червячные фрезы для обработки шлицевых валиков; эти фрезы также работают по методу обкатки. Кроме того, имеются фрезы для храповых колес, валов с многогранным, квадратным или прямоугольным сечением, пил, фрез и т. д. (фиг. 222).
Фиг. 221. Конические червячные фрезы.
Как мы уже отметили, при изготовлении колеса червячными фрезами получается некоторая погрешность в профиле зуба. Эта погрешность тем меньше, чем меньше модуль колеса. Более точное изготовление зубчатых колес обеспечивают гребенки, у которых исходный профиль можно взять весьма близким к идеальному.
254
Долбяк (фиг. 223) подобно червячной фрезе работает по методу обкатки, но в основе инструмента лежит не рейка, а зубчатое колесо, имеющее надлежащие углы.
Фиг. 223. Общий вид дискового долбяка.
Фиг. 222. Виды червячных фрез для обработки изделий различны* профилей.
Долбяк представляет собой зубчатое колесо с эвольвентным профилем, снабженное режущими кромками. В отличие от обычного зубчатого колеса долбяк снабжается передним и задним углами. Кроме того, высота головки зуба долбяка делается больше высоты зубьев колеса на величину радиального зазора.
Долбяки применяются на зубодолбежных станках, работающих методом обкатки. В процессе работы заготовке и режущемуин-струменту сообщается
такое сопряженное вращение, как если бы это была зубчатая передача из двух зубчатых колес. Для выборки впадин режущему инструменту сообщают возвратно-поступательное рабочее движение резания вдоль
255
его оси. Кроме того, долбяк должен подаваться на заготовку на величину требуемой высоты зуба.
При движении долбяка вниз совершается рабочий ход, а при его движении вверх — обратный холостой ход. С каждым рабочим ходом
Развертка сечения зуба долбяка цилиндром радиуса R-делительной окружности
Фиг. 224. Геометрические параметры долбяка.
долбяк снимает новую стружку. После одного полного оборота заготовки нарезание зубьев заканчивается. Во время обкатки режущие лезвия долбяка профилируют зубья нарезаемого колеса, сообщая им требуемый эвольвентный профиль.
На фиг. 224 дан схематический чертеж долбяка. Для обеспечения более рационального резания делается передний угол 7, обычно равный 5°, Наличие переднего угла превращает плоскость передней грани в коническую поверхность. Задний угол у вершины делается равным 6°. Для
уменьшения трения долбяка об обрабатываемую деталь на нем предусматриваются боковые задние углы а'. Вследствие наличия углов а' и а' толщина зуба по мере удаления от плоскости ВВ (фиг. 224) уменьшается. Заточка затупившихся долбяков производится по передней
Общий вид долбяков для нарезания
Фиг. 225. цилиндрических шестерен с прямыми (Г) и косыми зубьями (II).
конической поверхности.
На фиг. 225 показаны долбяки для нарезания цилиндрических колес с прямыми зубьями и цилиндрических колес с косыми зубьями. Для данной работы берется долбяк такого модуля, как нарезаемое зубчатое колесо.
Чистовые долбяки могут обеспечить точность обработки деталей по2-му классу.
Наиболее простым инструментом, работающим методом обкатки, является зуборезная гребенка (фиг. 226). Инструмент представляет собой рейку, оформленную так, что при своем движении может выполнить работу резания.
В процессе резания гребенка двигается, как резец в долбежных станках (вверх и вниз), а нарезаемое колесо, скатываясь по рейке-гребенке, производит два движения одновременно: поступательно вдоль
256
Фиг. 226. Зуборезная гребенка.
гребенки и в то же время, будучи в сцеплении с ней, поворачивается вокруг своей оси. Эти два движения подбирают таким образом, что движение заготовки получается одинаковым с качением зубчатого колеса по рейке. Гребенка соприкасается с заготовкой только во время рабочего хода. При обратном же ходе она вследствие поворота резцедержателя отходит от заготовки. Это предохраняет ее режущие кромки от преждевременного износа и поломки и способствует получению более гладкой
и чистой поверхности. Перед началом нареза-
ния заготовка устанавливается на требуемую высоту зуба.
Так как гребенка бывает небольшой длины, нарезаемая заготовка при своем качении по рейке не может сделать полного оборота. Чтобы
заготовка сделала один полный оборот после прохождения пути, равного
длине гребенки, движение заготовки прекращается, и она возвращается в первоначальное положение; после этого процесс повторяется снова. В результате указанных движений образуется впадина зуба заготовки, как показано на фиг. 227.
Под гребенку при установке на станке ставят подкладку с зубьями (такую же гребенку) из машиноподелочной стали (фиг. 228), размеры зубьев подкладки несколько меньше, чем у гребенки. Подкладка воспринимает напряжения от усилия резания, предохраняет гребенку от больших изгибающих усилий и допускает использование гребенки почти до полного износа.
Для соблюдения рациональных
Фиг. 227. Зуборезная гребенка и на- условий при резании гребенке прирезаемое колесо. J £ о «
дают необходимые углы. Задний угол а образуется за счет снятия затылка зуба, а передний угол у — за счет соответствующей установки ее передней грани. На фиг. 229 показана схема закрепления гребенки на станке. Из этой фигуры видно, что на самой гребенке переднего угла не делается. На станке имеется наклонная под углом 6°30' площадка, где устанавливается гребенка. Такой установкой гребенка получает передний угол у = 6°30'. Величина заданного угла а гребенки обычно бывает 5и30'. Аналогично долбякам делают задние углы и на боковых гранях.
И Даниелян А М /"«.л
257
Высота головки зубьев гребенки берется больше на величину зазора между зубьями колеса и рейки. Грубое нарезание колес производится черновыми гребенками, а окончательное — чистовыми, работающими лишь боковыми сторонами профиля, дно же впадины нарезается черновой гребенкой.
Фиг. 228. Зуборезная гребенка с опорной подкладкой нз машиноподелочной стали.
Фиг. 229. Схема закрепления гребенки на станке.
На фиг. 230 показан резец для строгания зубьев конических зубчатых колес. Эти резцы нарезают зубья колес методом обкатки.
На фиг. 231 показаны последовательные положения резцов и заготовки в процессе работы.
Фиг. 230. Резец для строжки зубьев конических зубчатых колес.
Строгальные резцы, работающие по методу обкатки, бывают двух типов: парные резцы и резцовые головки. Резцы первого типа применяются для нарезания конических зубчатых колес с прямым зубом, второго— для нарезания конических колес с косым зубом.
Парные резцы употребляются как для черновой, так и для чистовой обработки зубьев колес. В первом случае станок работает как обычный строгальный при выключенном механизме обкатки. Резцы прорезают впадины прямолинейного профиля.
258
При чистовой обработке нарезание колес производится методом обкатки одновременно двумя резцами с возвратно-поступательным перемещением.
Очертание таких резцов (фиг. 230) соответствует профилю рейки с прямолинейными зубьями и наклоном в сторону резца под определен-
Резцы ниже центра Резцы на центре станка I станка П
Резцы
Фиг. 231. Последовательные положения резцов и заготовки в процессе работы.
Окружность полной глубины впадины
а рутная трудность Начальная окружность
Резцы выше центра станка Ш
ными углами, соответствующими углу заострения. В утолщенных частях резцов имеются резьбовые отверстия для их крепления в супорте станка.
Необходимые углы резания получаются соответствующей установкой резца.
Резцовая головка представляет собой вращающуюся торцевую фрезу, снабженную большим количеством резцов, расположенных на торце головки на равном расстоянии друг от друга (фиг. 232).
Одна половина резцов обрабатывает профиль выпуклой стороны зуба, другая — вогнутой.
Нарезание зубьев (фиг. 233) производится по методу обкатки, причем профиль зуба прорезаемого колеса получается как огибающая последовательных положений прямолинейного профиля резца.
С развитием быстроход-
ности современных машин Фиг. 232. Резцовая головка,
к зубчатым колесам предъя-
вляются повышенные требования. Основным отрицательным фактором зубчатой передачи является шум при работе, который свидетельствует о ненормальной работе передачи, следствием чего является повышенный
износ колес и их преждевременный выход из строя.
259
Имеется ряд причин, вызывающих шум, основной из них является неточность обработки колес. Этим объясняется то внимание, которое уделяется изысканию новых методов обработки, а особенно отделки зубчатых колес с целью получения высокой точности.
К методам обработки, обеспечивающим высокую степень точности зубчатых колес, относится шевингование.
Шевингование — процесс окончательной отделки незакаленного зуба путем срезания тонких волнообразных стружек. В качестве инструмента применяется дисковый шевер или шевер-рейка.
Л*
Фяг. 233. Нарезание зубьев головкой.
Фиг. 234. Общий внд шевер-шестерни.
Шевинг-процесс, осуществляемый при помощи рейки, хотя и дает высокую точность, но не получил распространения вследствие сложности изготовления и монтажа инструмента и высокой его стоимости.
Дисковый шевер представляет собой зубчатое колесо, на боковых поверхностях которого прорезаны узкие канавки, образующие режущие кромки (фиг. 234).
При шевинговании заготовка и инструмент образуют зубчатую передачу со скрещивающимися осями. Шевингование является сложным процессом. Закаленные зубья шевера вдавливаютсв в зубья заготовки, и под действием усиленного скольжения режущие кромки шевера начинают срезать тонкие стружки.
С увеличением угла скрещивания осей режущие свойства шевера повышаются, но вместе с тем уменьшается ширина зоны сопряженных профилей и число режущих кромок, что вредно отражается на спокой 260
ной работе инструмента. Угол скрещивания осей заготовки и шевера выбирается в пределах 10—15°, но не менее 5°.
Для обеспечения передачи для прямозубых колес применяется шевер с косыми зубьями, а для косозубых — шевер с прямыми зубьями.
Припуск на обработку при шевинговании берется в пределах от 0,1 до 0,25 мм по толщине зуба. В результате обработки на колесах получаются риски не вдоль зуба, как это имеет место на зубодолбежных и зубострогальных станках, а в поперечном направлении, вследствие чего удаляются продольные риски, полученные при нарезании зубьев.
ГЛАВА XV
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ И ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ РЕЗАНИЯ
Характер деформации металла, явления наклепа, нароста, тепловые явления и т. д. при фрезеровании протекают примерно так же, как и при других видах обработки металлов резанием. Процесс образования
стружки происходит в результате вращения фрезы и подачи изделия. Подача стола надвигает обрабатываемую деталь на фрезу, при этом зуб
Фиг. 235. Внедрение зуба фрезы в обрабатываемое изделие.
в деталь, начиная с нулевой
фрезы деформирует материал перед собой до тех пор, пока давление не возрастает настолько, что отделяется стружка, причем резание происходит не сразу же в точке А, а несколько дальше (фиг. 235). Если считать, что отделение металла начинается в точке Ар то зуб фрезы проходит расстояние А—Ах, скользя по обрабатываемой детали. Скольжение зуба фрезы по детали в начальный момент резания объясняется тем, что зуб фрезы врезается толщины стружки. Режущая же кромка
всегда имеет некоторый радиус закругления, который возрастает по
мере износа фрезы.
Внедрение зуба фрезы в деталь возможно, когда толщина стружки больше радиуса закругления вершины зуба фрезы, поэтому на некоторой длине дуги резания зуб, не имея возможности внедриться в обрабатываемый материал, скользит по нему, не снимая стружки. Очевидно, чем больше радиус закругления вершины зуба фрезы, тем больше угол скольжения режущей кромки. Такое скольжение вызывает, естественно, сильное трение фрезы о материал, и возможно, что фреза при этом затупляется больше, чем при фактическом резании металлов.
Другая особенность фрезерования заключается в том, что в то время
как токарные резцы снимают стружку, сохраняющую одинаковое сечение во время всего прохода, если не учитывать изменений, вызываемых образованием элеменюв стружки, при фрезеровании сечение стружки
есть величина переменная.
Вследствие малой подачи стружка при фрезеровании получается тонкой и широкой
262
Работа каждого зуба происходит периодически. По этой причине процесс фрезерования сопровождается дрожанием, что оказывает влияние на чистоту обрабатываемой поверхности и на износ зубьев фрезы.
На фиг. 236 схематически показаны фреза и обрабатываемая деталь в рабочем состоянии.
Под скоростью резания понимается скорость наиболее удаленной от оси фрезы точки режущей кромки. Скорость резания измеряется в м1мин и выражается формулой
-Dn
v = looo ’
Фиг. 236. Фреза и обрабатываемое изделие в рабочем состоянии.
, измеряемой в плоскости,
(114)
где D — наибольший диаметр фрез в мм\
п. — число оборотов фрезы в минуту.
Подачей называется относительное перемещение фрезы или обрабатываемой детали при ее вращении. Обозначается она через s и измеряется в миллиметрах.
При фрезеровании различают следующие подачи:
s„— подача в минуту—в мм за 1 мин.;
s — подача на один оборот—в мм за один оборот фрезы;
sz — подача на один зуб — в мм при повороте фрезы на один угловой шаг.
Соотношение между указанными величинами следующее:
= son = szzn. (ИЗ)
Здесь п — число оборотов фрезы в минуту;
z — число зубьев фрезы.
Углом контакта ф называется центральный угол, соответствующий дуге соприкосновения фрезы с обрабатываемой детальк перпендикулярной оси фрезы:
. , 2z
COS Ф = 1---.
Глубиной фрезерования t называется величина слоя металла, соответствующая длине дуги контакта и измеряемая как проекция дуги контакта на плоскость, перпендикулярную направлению подачи.
Наряду с глубиной фрезерования различают также глубину снимаемого слоя t0, т. е. расстояние от обрабатываемой поверхности до обработанной поверхности.
При цилиндрическом фрезеровании (фиг. 236) to = t.
Шириной фрезерования В называется ширина обрабатываемой поверхности в направлении, параллельном оси фрезы (фиг. 236).
У торцевых фрез В = t0 (фиг. 239).
От ширины фрезерования необходимо отличать ширину стружки Ь, под которой понимается величина линии соприкосновения зуба фрезы с обрабатываемой деталью, измеренная вдоль режущей кромки (фиг. 237).
263
В то время, как для прямозубой фрезы понятия „ширина фрезерования' и .ширина стружки' совпадают, для фрез со спиральным зубом, как видно из фиг. 237, такого совпадения не имеем, и ширина стружки изменяется по всей дуге резания. Ширину стружки можно подсчитать по формуле
360 sin и» ’
где 8 — угол контакта зуба фрезы;
о> — угол наклона спирали.
Толщиной стружки а называется верхностями резания, образованными
переменное расстояние между по-двумя последовательными положениями кромок фрезы в направлении, нормальном к первоначальной поверхности резания. Таким образом, толщина стружки измеряется по линии радиуса фрезы (фиг. 238).
Обычно вращение фрезы и подача детали происходят в противоположных направлениях, по
Фиг. 237. Ширина фрезерования В и ши- Фиг. 238. Толщина стружки в различ-рина стружки Ь- ных положениях зуба.
этому каждый зуб фрезы начинает резать с минимальной толщиной и кончает максимальной Т Стружка приобретает форму запятой.
Как видно на фиг. 238, для любого рассматриваемого сечения стружки по дуге резания величина подачи на один зуб одна и та же. Толщина же стружки изменяется от нуля в сечении I, т. е. в момент входа зуба в деталь, до максимума в сечении IV. т. е. в момент выхода зуба из детали.
1 Последнее время применяется также фрезерование по подаче, что рассматривается более подробно несколько позже.
264
Максимальное значение толщины стружки меньше подачи на один зуб Дтах < «2, причем разница между этими величинами зависит от отношения диаметра фрезы к глубине резания \
На фиг. 239 показаны В, t Выведем формулу толщины фрезы.
Из рассмотрения треугольника тпр (фиг. 240), считая дугу рп за прямую, можно заметить, что
тр = тп- cos (90 — ф) = = тп sin ф,
или
«max = S2 Sin ф.
Для любого положения зуба по дуге резания толщина стружки будет равна
а — s2 sin 8, (115)
где 8 — угол, соответствующий резания.
и ф для фрез других типов.
стружки для прямозубой цилиндрической
Фиг. 240. Толщина стружки по дуге резания.
положению данного зуба фрезы по дуге
1 Исключение составляет случай, когда t = -у; для этого случая а — $г.
265
Известно, что с другой стороны,
sin ф = |/1 — cos2 ф;
cos ф -=
D — 2t D
следовательно,
поэтому окончательно получим
Z7 ' dz (Ив)
Иногда требуется знать среднюю толщину стружки, снимаемой одним зубом фрезы.
Различают:
1) срединную толщину стружки , измеренную на половине угла контакта, т. е. при угле
2) среднюю толщину аср как половину максимальной толщины стружки.
Выведем формулу для срединной толщины стружки, соответствующей середине дуги контакта.
Из фиг. 240 следует, что
= sz sin у.
Известно, что
siriy = "|/(1 — cos , поэтому, подставив значение созф, получим
или окончательно
(И7)
Средняя же толщина будет равняться йшах - / t , о-.
аср ~ ~~2 —sz ]/ (И°)
Толщина стружки для спиральной фрезы подсчитывается так же, как и для прямозубой фрезы т. е.
а = sz sin 8.
Выведем формулу сечения стружки, снимаемой прямозубой фрезой.
266
При фрезеровании, точно так же, как и при других методах обработки металлов резанием, сечение стружки для данного положения зуба является произведением двух величин: ширины стружки b и ее толщины а, г. е.
/= Ьа мм?.
Ввиду переменности толщины стружки ее сечение при фрезеровании также является величиной переменной, изменяющейся от нуля в момент начала врезания зуба до максимума в момент выхода зуба из обрабатываемой детали (фиг. 241)..
Во избежание путаницы считаем нелишним подчеркнуть, что тут, так же как и при других видах обработки металлов резанием, под
сечением стружки понимается ее поперечное сечение ninpq, а не продольное ррп'п'.
Очевидно, что каждому положению зуба по дуге врезания соответствует свое сечение стружки
Максимальное значение для J получим в момент выхода зуба из детали, т. е. в момент, когда толщина стружки максимальная, поэтому
/max == ^.nax = bsz Sin ф, или более подробно
/max — 2Ь S
Фиг. 241. Сечение стружки, снимаемое зубом прямозубой фрезы.
)/'. » . <|и)
Для определения сечения стружки, соответствующего середине дуги врезания, можно пользоваться формулой
(12°)
Пример. Дано О — 100 мм, Д —60 мм, z ~ 10, t = 8 мм, s, == 0,15 мм.
Определить/тах и/ф
2
Для максимального сечения стружки
/max — 2&SZ — — 2-60-0,15 [QQQ—4,86 мм-
Сечение стружки, соответствующее середине дуги врезания,
± = 60-0,15 l/"А = 2,56^.
-А г и У 1ии
Число одновременно работающих зубьев фрезы
При определении усилия и крутящего момента, действующего на фрезу, а также суммарного сечения стружки от всех зубьев, находящихся в работе, необходимо знать количество одновременно работающих зубьев.
267
Из ранее приведенной фиг. 207 следует, что для прямозубой цилиндрической фрезы число одновременно работавших зубьев равно
± _ hi 360 ’
(121)
где ср угол между передними гранями двух смежных зубьев фрезы;
z— число зубьев фрезы;
ф — угол контакта фрезы.
Если 1 < I < 2, то одновременно в работе находятся два зуба; если 2 < i < 3, то одновременно работают три зуба фрезы и т. д. Так как
ф = arcsin^2 > (122)
то число одновременно работающих зубьев зависит от соотношения глубины резания, диаметра фрезы и числа зубьев фрезы. Чем больше глубина резания и число зубьев фрезы и чем меньше ее диаметр, тем больше число одновременно работающих зубьев.
Для данной фрезы при постоянном D и z число одновременно работающих зубьев зависит лишь от глубины резания.
У цилиндрических фрез со спиральным зубом на число одновременно работающих зубьев, кроме глубины резания, диаметра фрезы и числа зубьев, также оказывают влияние ширина фрезерования и угол наклона спирали.
При прочих равных условиях, увеличивая угол наклона спирали «>, тем самым увеличиваем и число одновременно работющих зубьев. Точно так же при прочих равных условиях с увеличением ширины фрезерования В также увеличивается количество одновременно работающих зубьев. Число одновременно работающих зубьев для фрез со спиральным зубом можно определить двумя способами: графическим и аналитическим.
При первом методе вычерчивают в масштабе фрезу и обрабатываемую деталь и далее, располагая зубья по поверхности соприкосновения фрезы с деталью, определяют число одновременно работающих зубьев.
Перейдем к рассмотрению аналитического метода. При работе фрезой со спиральным зубом число одновременно работающих зубьев больше, чем при работе прямозубой фрезой, на величину отношения ширины фрезерования к осевому шагу зубьев фрезы, т. е.
Подставив значение То в формулу (123), получим . <р-2 B-Z 1 361) ' "D ctg о»
или более подробно
/ D-2M
~ arcCos( —g— ) в
l^Z ggQ + zOctg0)
(124)
268
Из формулы (124) видно, что для данной фрезы, т. е. постоянных D, хи о>, число одновременно работающих зубьев изменяется не только с изменением глубины резания, как это имело место для прямозубой фрезы, но и в зависимости от ширины фрезерования В.
Суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями фрезы
Для вывода формулы суммарного сечения рассмотрим случай, когда одновременно в работе находятся несколько зубьев фрезы.
На фиг. 242 показан случай, когда три зуба фрезы одновременно
снимают стружку, причем первый зуб находится перед выходом из обрабатываемого металла.
Пусть угол контакта первого зуба В1( угол контакта второго зуба 82, угол контакта третьего зуба 83, тогда
fi = b-sz • sin ;
ft = b-sz sin 8a;
A == b-sz sin 83.
Общая площадь сечения стружки
/сум = /1 + ft + /з>
ИЛИ
fcyM = bsz (sin 8j + sin S2 + sin 83).
В общем случае, когда одновременно в работе находится i зубьев фрезы, будем иметь
i
fcyM = bsz 2 Sin 8.
Пример. Определить максимальную площадь сечения стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями, цилиндрической D — 90 мм, г = 20, t = 10 мм, fi = 50 мм, sz = 0,12 мм.
Для угла контакта получим
фрезы, если
, D — 2t 90-2-10 cos Ф = —------------= 0,777,
90
откуда <р — 39°.
Угол ср между передними гранями двух смежных зубьев 360 360 ,о.
? = y“2r18'
264
Число одновременно работающих зубьев
/ = 1в^,2,2,
<р 18
т. е. одновременно в работе находятся три зуба фрезы. Углы, определяющие положение отдельных зубьев (фиг. 242), следующие: для первого зуба 8j = Ф = =39°, для второго зуба 8а=Ф—^=39 — 18—21°, для третьего зуба = Ф—2?— = 39 - 36 » 3°.
Максимальная площадь сечения стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями,
Anax = bsz S s’n 8 = 50-0,12 (sin 39° + sin 21° sin 3°) = i
« 50-0,12( >,629 + 0,358 + 0,052) = 6,24
Фиг. 243. Постепенное врезание зуба спиральной фрезы в обрабатываемое изделие.
В отличне от прямозубых фрез у фрез со спиральным зубом режущая кромка каждого зуба входит в обрабатываемую деталь не сразу во всю свою длину, а постепенно и так же выходит из него (фиг. 243).
В то время как у прямой фрезы изменение поперечного сечения стружки в период резания одного зуба происходит за счет толщины стружки, у фрезы со спиральным зубом на переменность поперечного сечения, кроме толщины стружки, оказывает влияние также ширина стружки (длина зуба, находящегося в зацеплении с деталью).
Нижняя часть фиг. 243 изображает в развернутом виде поверхности соприкосновения mnpq фрезы с обрабатываемой деталью, а также схематически показывает процесс образования стружки, причем для большей наглядности к рабочему зубу фрезы приставлены попереч
ные сечения стружки (условно) в различных положениях по мере вхождения зуба в деталь. Из фигуры ясно видно, как по мере углубления
в металл изменяется ширина стружки.
Если для фрезы с прямым зубом данное положение зуба характеризовалось какой-либо одной определенной толщиной, то при работе
270
фрезой со спиральным зубом толщина стружки по всей рабочей длине зуба переменная, поэтому в данном положении зуба толщина стружки характеризуется не одной, а двумя величинами, для обоих концов зуба (в точках выхода из детали). Следовательно, если для прямозубой фрезы при определении положения зуба достаточно было знать один угол, то для фрез со спиральным зубом положение зуба, а следовательно, и размеры сечения стружки характеризуются двумя углами.
Например, применительно к фиг. 243, можно написать
, .1 л й7 Р-1-360
для I зуба 31 = 0; 62 = —,
. «// п .и Р-2-360
для II зуоа 01 =0; 82 — —,
tn л '.т m3-360 .ш ,
для III зуба 61 —----=— о2 — ф.
kZJ 1
a >JV m4-360 ,
для IV зуба 0] — —; о2 =: &•
J nD
Сначала определим сечение стружки, приходящееся на бесконечно малую длину зуба db (фиг. 244), а затем путем интегрирования найдем сечение, соответствующее всей длине зуба, находящегося в соприкосновении с обрабатываемым изделием.
Примем:
В — — 6,.
Из треугольника abc следует:
Так как
D ъ х — о,
го
Д-о
2 Sin а> ’
откуда
db = dl.
12 sin w
Сечение же стружки, приходящейся на бесконечно малый элемент длины зуба, равно
df~= db-a = sin 8,
или
<7/ == ^. - sin 8c?8.
2 sin ш
271
Для нахождения сечения стружки, приходящегося на последнее выражение интегрируем в шего угла зацепления, т. е.
8,
пределах наименьшего
весь зуб, и наиболь-
окончательно получим
Если одновременно в ние (125) примет вид
sin 8Д8 sin Ш
-= • I sin 8Д8;
2 sin ш J
8,
Sz (cos — cos 8»). Sin u> 4 1 2
работе находятся 1 зубьев фрезы,
D
2
(125)
то уравне-
f — (cos 8. —- cosS2). (126)
J 2 sinus 1 " x
i
Пример. Определить максимальную площадь сечения стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями цилиндрической фрезы со спиральным зубом, если D = 90 мм, 2=10, ш = 45°, I — 6 мм, В = 6') мм, sz — = 0,15 мм.
Величина угла контакта
ф = 30°.
Длина дуги контакта ab'.
. л-О-ф 3,14-90-30
аЬ 360 “ 360 23,6 мм'
Шаг зубьев фрезы по внешней окружности
Г
-р __ 3,14-90 z 20
мм.
Для определения количества одновременно работающих зубьев, а также углов, характеризующих положение рабочих зубьев, развернем поверхность соприкосновения фрезы с обрабатываемой деталью (фиг. 245).
Из этой фигуры видно, что в зацеплении находятся шесть зубьев: I—1, II—II, III-III. IV-IV, V — V, VI- VI.
Углы, характеризующие положение каждого из указанных зубьев, равны: для зуба I— I <51 = 0; <>[ = 2°30', для зуба II — II 62 = 0; 82 = 20°30', для зуба III — III 83 = 0; 83 = ф = 30°, для зуба 1V — IV 64 = 0; 8^ = ф = 30°.
для зуба V — V 86 = 0; в'5 = ф = 30°, для зуба VI — VI 86 = 12°; 8g = ф = 30".
Величина угла 8j определится из следующей формулы:
тп
= 360
272
Так Как в нашем случае (фиг. 246) отрезок тп — 2 мм, поэтому тп-360 2-360
~~ kD 3J.4-90 ~~ 2,0 '
Точно так же определяются углы i'2 и Se:
Кп-360 16-360
o,=___ = w§_.^20,o.,
, /я^-ЗбО 9,4-360 ...
°«= = 34^7^ 12'
Фиг. 244. Схема для определения сечения стружки для фрезы со спиральным зубом.
Фиг. 245. Развертка поверхности соприкосновения фрезы с обрабатываемым изделием.
По формуле (126) для сечения стружки получим i
f = -~. V (cos oL — cos 82) =-. — . f(cos 0° - cos 2°30') 4
2 sin ш 1 2 sin 4o *' '
1
4- (cos 0° — cos 20°30') + (cos 0° — cos 30°) + (cos 0° — cos 30°) +
+ (cos 0° - cos 30°) + (cos 12° — cos 30°)] = ~ [(1 - 0,999) -j
4 (1 — 0,936) + (1 — 0,866) + (1 — 0,866) + (1 - 0,866) + (0,978 — 0,866)] = = 9,55 (0,001 + 0,064 + 0,134 + 0,134 + 0,134 + 0,112) =
= 9,55 • 0,579 = 5,53 мм?.
18 Даниелян A. M. 2063. 273
ОБЪЕМ И ВЕС СНИМАЕМОЙ СТРУЖКИ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Из фиг. 246 видно, что при цилиндрическом фрезеровании площадь продольного сечения слоя металла, снимаемого за один оборот фрезы, равна площади 2—3—5—6, так как площадь 1—2—3 равна площади 4—5—6. Чтобы определить объем снимаемой стружки за один оборот, необходимо эту площадь умножить на ширину фрезерования В; таким образом получим
Qo = мм9) об, (127)
Фиг. 246. Схема снятия стружки цилиндрической фрезой.
а объем стружки, снимаемой за 1 мин., равен
Q., = suBB мм9/мин, Ч-М М ! '
ИЛИ
= ™3/*««-(128)
Чтобы определить вес стружки, необходимо объем умножить на удельный вес:
°=^'ТО00- 2М««->(129) где 7—удельный вес.
Пример. Определить объем и вес снимаемой стружки, если В = 50 мм sg = 0,15 мм, t — 8 мм, п = 120 об/мин, z — 10.
„ sMt • В 0,15-10-120-8-50 „
QM = ~1wm =------------72 см 1
1000
или
Вес стружки
G ~ Qm"1 = 72 7,8 = 561,6 г! мин,
„ 261,6-60 ,
G = —|0q5— ~ 33,7 кг/час.
ОСНОВНОЕ (ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ) ВРЕМЯ
В основе определения основного (машинного) времени при всех видах обработки металлов резанием лежит формула
Т = мин. (130)
В зависимости от вида обработки в указанную формулу вносятся соответствующие изменения, учитывающие особенности обработки данного вида. При фрезеровании, так же как и при точении и сверлении, необходимо учитывать время, идущее на врезание фрезы, в результате чего путь, проходимый фрезой при обработке детали, оказывается больше длины фрезеруемой поверхности (фиг. 247).
Из фиг. 247 следует, что величина врезания
1г = уг»-(г-^ = УДр~ё) мм. (131)
274
Из этой формулы видно, что при постоянной Глубине фрезерования величины врезания фрезы /ь а также и время на обработку увеличивается с увеличением диаметра фрезы.
Кроме врезания, необходимо также учесть величину перебега фрезы /2. Перебег фрезы /2 берется от 2 до 5 мм в зависимости от величины диаметра фрезы.
Принимая во внимание все это, формула основного (технологического) времени при фрезеровании примет следующий вид:
мин„ (132)
А0 п
где I — длина фрезерования в мм\
1Х— величина врезания фрезы в мм\
1% — перебег фрезы в мм\
i—число проходов;
п — число оборотов фрезы в минуту;
s0 — подача на один оборот в мм.
Как следует из фиг. 248, в случае торцевого фрезерования
= г - mn = г — г2 _ = о,5 (О — мм. (133)
СОПРОТИВЛЕНИЕ РЕЗАНИЮ ПРИ РАБОТЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ФРЕЗОЙ
Для цилиндрической фрезы с прямым зубом сопротивление резанию /?, оказываемое обрабатываемым материалом зубу фрезы, можно разложить на составляющие в направлении, касательном к окружности фрезы Р и в радиальном направлении N (фиг. 249).
Усилие Р называется касательным, или тангенциальным, и представляет собой давление, оказываемое срезаемым материалом на переднюю грань зуба фрезы. Это усилие создает крутящий момент, который необходимо преодолеть шпинделем станка.
Усилие ЛА называется радиальным усилием и представляет собой давление, оказываемое обрабатываемым материалом на заднюю грань зуба фрезы. Это усилие по аналогии с точением можно назвать усилием отталкивания, так как оно стремится оттолкнуть фрезу от обрабатываемого изделия.
Равнодействующая сил Р и N вызывает изгиб оправки, т. е. изгиб производится силой
/?.==[/р2+ ЛЯ
Фиктивный изгибающий момент можно подсчитать по формуле
Маз = А Мь + | (134)
Общий крутящий момент для всех зубьев фрезы, находящихся в работе, будет равен сумме крутящих моментов, действующих на каждый зуб, т. е.
'%,.«)== Ж, ’ (135)
* 275
Фиг. 248. Врезание торцевой фрезы.
276
Если в зацеплении находятся несколько зубьев, при подсчете изгибающего момента необходимо принять во внимание все касательные и радиальные усилия, действующие на зуб фрезы. Для получения равнодействующих всех сил, оказывающих давление на фрезу, спроектируем эти силы на ось X и у (фиг. 249).
Фиг. 250. Силы, действующие на зуб цилиндрической фрезы со спиральными зубьями.
Принимая, что Rx — равнодействующая всех сил, спроектированных на ось х (горизонтальное усилие, или усилие подачи);
Rv— равнодействующая всех сил, спроектированных на ось у (вертикальное усилие), получим:
Rx ~ cos + М sin 8Х -f- Р2 cos 8, + N2 sin 8 -)- P3 cos 83 N3 sin 83;
Ry = Д7Х cos 8X — Px sin 8X -J- cos 8a — /J2 sin 32 7V3 cos 8., — P3 sin 83.
Общая равнодействующая, вызывающая изгиб оправки, равна:
(136)
Для большей наглядности на фиг. 249 приводится силовой многоугольник, из которого можно определить величину Rx и R Рассмотрим усилия, действующие на цилиндрическую фрезу со спиральным зубом.
В отличие от фрезы с прямым зубом на каждый зуб цилиндрической фрезы со спиральным зубом, кроме касательного и радиального усилия, оказывает давление также в осевом направлении усилие Q (фиг. 250).
Как и в предыдущем случае, суммарный крутящий момент, действующий на фрезу, равен сумме моментов от отдельных зубьев, находящихся в зацеплении, а изгиб происходит под влиянием всех сил, действующих в плоскости ху. На фиг. 251 показана проекция равнодействующей
277
усилия резания на три главные оси, причем Rx направлено перпендикулярно оси фрезы (в продольном направлении) и называется усилием подачи; Ry направлено вдоль оси фрезы (так называемое осевое усилие); Rz направлено вертикально (вертикальное усилие).
Из фиг. 250 видно, что все составляющие усилия резания возрастают по мере врезывания зуба в обрабатываемый материал, так как
при этом увеличивается толщина стружки и рабочая длина зуба.
В начале вращения зуба направление радиального усилия W совпадает с направлением вертикального усилия Rz и направление тангенциального усилия Р—с направлением усилия подачи Rx. С продвижением зуба по дуге резания направление этих сил начинает все больше и больше отклоняться друг от друга. В на-
Фиг. 251. Проекция равнодействующей давления резания по трем главным осям.
чале резания равнодействующая направлена наклонно вверх; по мере
продвижения зуба она меняет свое направление, принимает горизон-
тальное положение и, наконец, будет направлена вниз. Это обстоятельство, в особенности при резании с большой глубиной, оказывает
существенное влияние на величину дрожания, так как при этом происходит явление „засасывания" фрезы.
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА ВЕЛИЧИНУ УСИЛИЯ ФРЕЗЕРОВАНИЯ
Изучение влияния различных факторов на усилие при фрезеровании приобретает особо важное значение, так как на процесс фрезерования оказывают влияние, большое количество переменных величин, причем экспериментальное изучение вопроса затрудняется тем, что исследование одного из факторов (часто вопреки желанию исследователя) вызывает изменение ряда других факторов, усложняющее обработку опытного материала. Чтобы упростить вопрос, в настоящем разделе будет рассмотрено главным образом влияние тех факторов, которые нуждаются в дополнительном пояснении. К таковым нужно отнести влияние диаметра, числа зубьев, углов фрезы и метода фрезерования.
Установлено, что с увеличением диаметра фрезы усилие резания уменьшается. Объясняется это тем, что с увеличением диаметра толщина, а следовательно, и поперечное сечение стружки уменьшается.
Очевидно, имеет значение и то, что при постоянном числе зубьев у фрезы большего диаметра одновременно работает меньше зубьев, чем у фрезы меньшего диаметра.
С другой стороны, следует иметь в виду, что общий расход энергии на выполняемую работу у фрез большого диаметра больше, чем у фрез малого диаметра, что должно быть понятно, если принять во внимание структуру формулы мощности.
278
Увеличение диаметра фрезы при сохранении той же скорости резания неизбежно вызывает также уменьшение числа оборотов во столько раз, во сколько увеличивается диаметр фрезы, вследствие чего при прочих равных условиях увеличивается время на обработку. Наряду с этим применение фрез малых диаметров имеет недостатки, которые
заключаются в следующем:
1) с уменьшением диаметра фрезы стойкость ее понижается;
2) фреза малого диаметра может быть установлена только на оправке малого диаметра, в результате чего под действием усилия резания оправка легко может перегружаться и получить постоянные деформации, поэтому для тяжелых обдирочных операций нельзя выбирать
фрезу малого диаметра.
Перейдем к рассмотрению влияния числа зубьев фрезы.
Многочисленными исследованиями установлено, что с числа зубьев фрезы усилие резания возрастает.
Преимущество меньшего Коэфициент расхода мощности в числа зубьев заключается от переднего угла
в том, что при этом снимается небольшое количество толстой стружки, тогда как при большем числе зубьев снимается большое количество, но более тонкой стружки.
Удельное давление меньше при более толстой
увеличением
Таблица 44 зависимости
Передний угол Г Коэфициент расхода мощности
при обработке чугуна при обработке стали
0 1,0 1,0
5 0,96 0,94
10 0,9 ’ 0,87 i
15 0,87 0,89 ।
стружке, поэтому при
меньшем числе зубьев нагрузка на фрезу уменьшается. Исходя из этого вывода, следует, что необходимо стремиться к сокращению числа зубьев фрезы. Уменьшать же число зубьев мешает дрожание, так как чрезмерное сокращение числа зубьев фрезы может привести к тому, что в работе будет находиться один зуб, в результате чего фрезерование будет про
текать толчками.
На усилие фрезерования оказывает влияние также передний угол зуба фрезы.
Влияние переднего угла на расход мощности в относительных цифрах по данным проф. Розенберга для стали и чугуна приводится в табл. 44, где расход мощности для фрезы с ; = 0 принят за единицу.
Уменьшение расхода мощности с увеличением переднего угла объясняется тем, что при этом степень пластической деформации стружки (усадка) уменьшается.
При выборе величины необходимо принять во внимание и характер обработки. Как видно из фиг. 252, при наличии поднутрения равнодействующая давления стружки на зуб фрезы меняет свое направление.
Для фрезы с углом резания 90° ([ = 0) равнодействующая направлена вверх от обрабатываемой поверхности и стремится оттолкнуть фрезу от обрабатываемой детали, т. е. зуб фрезы как бы пружинит и
279
стремится снять слой металла меньшей глубины. Когда же зуб фрезы имеет поднутрение, равнодействующая направлена вниз к обрабатываемой поверхности и стремится втянуть зуб в обрабатываемый материал, т. е. в этом случае зуб фрезы работает с заеданием. Исходя из этого первую конструкцию зуба необходимо рекомендовать преимущественно при чистовых работах, а вторую — при обдирочных.
Выясним, какое влияние на расход мощности оказывает угол наклона
под углом наклона спирали
спирали. Условимся, что в дальнейшем
Фиг. 252. Направление равнодействующе.-! R для фрез с 1 = 0° и ( > 0°.
будем понимать угол наклона винтовой режущей кромки к оси фрезы.
Когда угол наклона спирали ш = 0°, режущая кромка будет направлена параллельно оси фрезы, т. е. получим фрезу с прямым зубом.
Наиболее обстоятельные и многочисленные исследования по этому вопросу были на фрезерных станках и маят-
произведены проф. А. М. Розенбергом
никовом динамометре. Во всех случаях передний угол у у режущего инструмента был равен 0е. Углы а> в опытах при работе на станке были взяты 20, 35,5, 45 и 75° *.
Фиг. 253. Фрезерование против подачи (/); фрезерование по подаче (//).
Опыты производились при обработке чугунов и сталей. Эти опыты показали, что изменение ш в пределах от 20 до 45° не оказывает влияния на удельное давление, среднюю силу и среднюю мощность при фрезеровании.
Рассмотрим вопрос о влиянии метода фрезерования. Обычным методом фрезерования является вращение фрезы и движение изделия в противоположных направлениях, т. е. фрезерование против подачи (фиг. 253,/). В последнее время в некоторых случаях применяется фрезерование по подаче, т. е. вращение фрезы и движение подачи в одинаковых направлениях (фиг. 253, //).
Опыты, произведенные на маятниковом динамометре одиночным зубом, показали, что для большинства обрабатываемых материалов работа
* В работе проф. Розенберга приводится значение не угла наклона спирали, а угла подъема спирали, т. е. 90° — ш.
280
резания по подаче меньше работы резания против подачи. Опыты же,
произведенные проф. Розенбергом в обычных условиях, т. е. на обычном фрезерном станке, показали, что окружная сила, крутящий момент и полезная мощность, необходимая для вращения фрезы, не зависят от направления подачи \ Общая же мощность, необходимая для приведения в действие станка по подаче, должна быть меньше, так как в этом случае требуется меньшая мощность на осуществление подачи.
Сопоставление фиг. 253,1 и II показывает, что при фрезеровании против подачи зуб фрезы начинает резать по предварительно обрабо-
Фиг. 254. Кривые износа зуба фрезы при работе по подаче и против подачи.
тайному, а следовательно, наклепанном}'' слою. Как было указано, в начальный момент зуб не режет металл, а только скользит по наклепанному слою, поэтому развивается большое трение, приводящее к усиленному истиранию зуба. Это явление, повторяясь при каждом обороте, ведет к ускоренному износу фрезы.
При фрезеровании по подаче врезание начинается с толстой стружки, поэтому в момент врезания зуба в деталь отсутствует скольжение. Кроме того, в этом случае наклепанный слой подрезается внутри. При фрезеровании по подаче уменьшается и величина наклепа на обработанной поверхности. Все это приводит к тому, что при фрезеровании
выше. Это подтверждают графики износа, приведенные на фиг. 254*. Из графиков видно, что при работе по подаче износ фрезы происходит медленнее, чем при фрезеровании против подачи.
по подаче стойкость фрезы значительно
При соответствующем подборе режима резания, в частности при малых подачах, резание по подаче обеспечивает более гладкую обработанную поверхность главным образом за счет отсутствия рисок, которые часто образуются при фрезеровании против подачи. Фрезерованием по подаче иногда пользуются для зачистки неровностей, оставленных на обрабатываемой детали при фрезеровании против подачи и вызванных прогибом оправки.
После фрезерования обрабатываемой поверхности обычным способом, не меняя вращения фрезы и не отводя ее, эту поверхность фрезеруют еще раз, но уже с обратной подачей, зачищая на обратном пути оставшиеся после фрезерования против подачи гребешки. Пользуясь таким комбинированным методом, можно значительно повысить чистоту обработанной поверхности.
1 Указанное заключение касается лишь мощности, необходимой для вращения фрезы.
* На основе опытов инж. Яковлева, проведенных на Горьковском заводе фрезерных станков.
28)
При выборе метода фрезерования необходимо также принять во внимание следующее. При встречном фрезеровании усилие резания стремится приподнять деталь, а с ней вместе и стол с салазками станка, т. е. оказывает сопротивление подаче. При попутном фрезеровании же фреза, наоборот, давит сверху на деталь, поэтому наблюдается тенденция затягивания детали под фрезу. Теперь усилие резания направлено вниз и прижимает изделие к столу. В этом случае фреза способствует подаче изделия и несколько экономит энергию на подачу. •
Для станков, имеющих более или менее свободные стыки соединений и значительную игру между гайкой и винтом, фрезерование по подаче без соответствующих мероприятий чревато неприятными последствиями. Во избежание мертвого хода в червячном приводе стола и ослабления в подшипниках стола при работе этим методом для придания супорту надлежащей устойчивости необходимо добавить новые винты и гайки, заменить винты во всю ширину салазок и т. д. В станках с червячной передачей во избежание мертвого хода необходимо применять две гайки на винте с пружинным или гидравлическим давлением между ними для восприятия возможных ослаблений. Кроме того, необходимо иметь в виду, что фрезерование по подаче допустимо на массивных станках и при отсутствии на обрабатываемой поверхности твердой корки.
РАСЧЕТ УСИЛИЙ РЕЗАНИЯ, КРУТЯЩИХ МОМЕНТОВ И МОЩНОСТЕЙ
Цилиндрическая фреза с прямыми зубьями
По аналогии с точением для тангенциального усилия, действующего на зуб фрезы, можно написать
Р = pf кг, (137)
где р — удельное давление резания;
f—площадь поперечного сечения стружки, соответствующего данному положению зуба.
Для определения максимального давления, оказываемого стружкой на зуб фрезы, необходимо исходить из максимальной толщины стружки,
Фиг. 255. Силы, действующие на фрезу при одновремевной работе нескольких зубьев.
поэтому
Рmax = рД^гпах ^2. (138)
Удельное давление р может быть выражено формулой
р = Сат,
где С — коэфициент, зависящий от обрабатываемого материала;
т — величина отрицательная и дробная, зависящая от обрабатываемого материала, степени затупления режущего инструмента и смазки.
282
Подставив значение удельного давления в формулу (138), будем иметь
Ртах — CB<z1+m.
Так как
«шах — S2 SIH ф, то можно написать
Ртах — CBsl2 + m sin1 +т ф. (139)
При одновременной работе нескольких зубьев (фиг. 255) силы, действующие на отдельные зубья, суммируются.
Давление на каждый зуб создает крутящий момент
Л4Х = /’i-y- кгмм; М2 = Р2-^~ кгмм; М3 = Р3-^- кгмм и т. д.
Общий крутящий момент будет равен сумме крутящих моментов, действующих на каждый зуб фрезы, поэтому
„ D v п
Л1 = -g- > Р кгмм.
1
Этот крутящий момент имеет максимальное значение, когда один из зубьев выходит из обрабатываемого материала, т. е. когда зуб 7 находится в точке А. Подставляя значение Р в формулу крутящего момента, получим
М.пах = 0,5CDBs’+m 2 sin1+m 8. (140)
1
В табл. 45 приводятся значения коэфициентов С и показателей т по данным проф. Розенберга.
Примечание. Данные таблицы относятся к углу поднутрения у, равному 10°.
Пример. Определить величину наибольшего крутящего момента при фрезеровании хромистой стали ab = 70 кг!мм^, если D = 100 мм, z = 20, t = 12 мм, В = мм, sz — 0,15 мм.
Определим число зубьев, находящихся в работе.
Угол между зубьями ? будет равен
3_60__360 2 20 ~ 1
Угол контакта D —2Т 100 — 24
cos ф = -D = • 10(J.....== 0,76,
откуда ф = 41°.
Число зубьев, находящихся одновременно в работе,
I — -тт Я52 2,28,
т. е. в зацеплении находятся три зуба (фиг. 255).
288
Таблица 45
Значения коэфициентов С и показателей т
Обрабатываемый материал Цилиндрическое фрезерование Торцевое фрезерование
с т с е т
Сталь углеродистая 10; = 40 кг; мм2 ..... 116 -0,37 200 -0,02 -0,27
Сталь углеродистая 20; = 45 кг/мм2 120 —0,37 190 -0,03 —0,24
Сталь углеродистая 35; = 62 кг/мм2 135 —0,28 187 —0,07 -0,21
Сталь углеродистая 40; сь = 65 кг/мм2 138 —0,28 203 —0,07 —0,20
Сталь углеродистая 50; а* = 80 кг 1мм2 160 —0,28 190 —0,04 -0,20
Сталь хромистая 20Х; — 50 кг! мм2 . . . . 128 -0,34 190 -0,1 —0,24
Сталь хромистая 40Х; а* = 70 кг/мм2 .... 138 —0,28 190 -0,05 -0,20
Сталь хромоникелевая 20ХН; = 55 кг/мм2 .... 139 —0,34 203 —0,1 —0,25
Сталь хромоникелевая 40ХН; а* = 80 кг!мм2 .... 144 -0,28 197 -0,1 -0,20
Сталь хромоникелевая 35ХН;а& = 90 кг!мм2 . . . . 176 —0,26 210 -0,06 -0,20
Чугун мягкий Нв = 140-4-150 кг)мм2 . . . 60 —0,35 99 -0,11 -0,31
Чугун средний Нв = 180-4-200 кг/мм'- . . . 80 -0,33 ПО -0,1 -0,23
Чугун твердый Нв = 220 кг; мм2 95 —0,33 142 -0,11 -0,26
Чугун ковкий Нв = 140->150 кг/мм2 . . . 80 —0,33 123 —0,12 -0,25
Бронза Нв = 80 кг!мм2 42 —0,4 67 -0,21 —0,34
Углы, определяющие положения отдельных зубьев, равны:
для зуба 1 (в положении Д)
81==<b = 41°;
для зуба 2
62 = ф —<р =-- 41 —-18 =- 23°;
для зуба 3
о3 = <|» — 2<f> = 41 — 36 = 5'.
Поэтому наибольшее значение крутящего момента
М = 0,5CDBsl,+m У sin1+'" 8 =
1
= 0,5С-100-60-0,151+m [(sin 41)1+m+ (sin 23)1+m + (sin 5)l+m J.
По табл. 45 для хромистой стали <з$ = 70 кг/мм?, С — 138, т = —0,28, поэтому
M=0,5-138-100-60-0,15°’72 (0,6560’72 + 0,39°’72 + 0,087°’72) =
= 0,5 -138-100 -60 -0,255 (0,74 +0,508 + 0,172) = 149950 кгмм.
284
Этот момент должен быть преодолен шпинделем станка.
Для подсчета мощности электродвигателя, а также для приближенного расчета усилий, возникающих в процессе фрезерования, необходимо знать величину работы фрезерования. Учитывая это, выведем формулу для работы резания при фрезеровании.
По аналогии с предыдущим для любого положения зуба по дуге резания
Р = CBs™+1 sin'"+1 8 кг.
Так как работа резания равна произведению усилия на путь, то работа одного зуба по дуге резания
Лг =Р1Ё .
Предполагая, что путь резания 1Ё бесконечно мал, определяем элементарную работу одного зуба:
dAz — Prd§, или
dAz ~ CBs”l+x sinm+18rd8,
полная же работа резания на всей дуге врезания равна
Аг — J sinm+18rd8. о
Вынеся постоянные величины за знак интеграла, получим ф
Az — CBrs™+i j‘sinm+1SdS. (Hl)
о
Для решения этого интеграла произведем следующую подстановку.
Обозначив sin2 (у-) =х- (142)
получаем sin = /х ,
поэтому
sin 8 = 2 sin cos = 2 ]/х • ]/1 — х = 2 |/х — х2 . (143)
Так как
d (sin2 yj = dx , (144)
то в результате диференцирования левой части получим
d sin- — J = 2 sin j 1 cos у у
285
Принимая во внимание равенство (144), пишем
о . / 6 \ / 6 \ Л 2 sin — 1 cos -Tj-l-j- == х,
откуда 2dx о /И /Ч- 2 Sin 1-7>- 1 COS 11
Подставив вместо муле (143), получим знаменателя соответствующее значение по фор- dx db = Ух - х2
а подставив найденные значения sin 8 и dS в формулу (141), будем иметь
Ф
Аг = CBrs™+i f (2/л - х2Г+1 .
J /х — х2
О
Вынося постоянную за знак интеграла и преобразовав, получим
Аг = 2m+1 CBrs™+1 [ + dx =
J ]/х-х2
= 2m+1 CBrs”+X f (/х^-Х2)^ = 2m + l CBrsm+l j (x „ X2)T dx
Разложив подинтегральное выражение в ряд по биному Ньютона, получим
- ~ т(~— Л i_2
+ -% '.х* V-... (145)
Все члены, за исключением первого, можно отбросить, так как при этом точность получается 99,63%, что вполне достаточно для практики, поэтому можно написать
т т
(х — X2) 2 = X 2 , тогда ф т т
Аг = 2m+1CBrs?+1 [ х 2 dx = 2m+i(BrsT+i x .
J m j i
о у+ 1
Подставив вместо x его значение по формуле (142) и приняв во внимание пределы интегрирования, получим
, ( <Ь \т+2
, _2т+1ГЯ„т+15ШЫ) 2т+2СВг^+1 / ф \-+2
(^DfSz ------- п — — । n | S1H -тг-1 (14о)
* * »м _1_f) jyi -4- \ 9 / ' '
m + 2
2
286
Так как
sin-у — j/" (1 — cos<|>)
и, с другой стороны, , D—2t
СОЭф = —JZ— ,
то
1
D~2t\ 1 /r/D — D + 2t\l J't [t\
D ) 2 ~y ( D )'2~V D~ \d)’
Подставляя значение sin у в формулу (146), получим т+3 __т т+2
2m+2CBrs^+1^ 2 2m+1CBsf+lD 2t2'
т+2 /и+ 2
(147)
Это — формула для работы одного зуба, работа же за один оборот будет равна
% — Az-z.
Приняв во внимание, что sz = — и подставив в формулу (147) для работы за один оборот, получим следующее выражение:
, т+2 т
пт+1 —--------------
До= ^—^CBt 2 s™+xz-mD 2, (148)
"т + 2 о
где Ао — работа за один оборот в кгмм.
Средняя мощность, потребная на фрезерование, равна:
66Т7КТ000П36 Квт’
ИЛИ
tn 1 т+% _ т
Ncp== (W + 2)60.75-1000.1,36 CBt Sq+1D 2~т-пквт. (149)
Из формул (148) и (149) можно сделать следующие выводы. На работу резания и на расход мощности наиболее сильное влияние оказывает ширина фрезерования В, далее по степени влияния идут глубина резания t и подача s и, наконец, число зубьев z и диаметр фреза D. Таким образом, с точки зрения расхода мощности выгодно работать с большими подачами. Кроме того, целесообразно уменьшить число зубьев и диаметр фрезы.
Пределом для уменьшения D и z, как было отмечено раньше, являются соображения стойкости, минимально допустимый диаметр оправки и вибрации, связанные с уменьшением числа зубьев фрезы.
287
Выведем формулу для среднего усилия, действующего на зуб фрезы:
Считая, что среднее усилие на зуб фрезы наступает в середине дуги врезания, будем иметь
рер = РфВ«г81п | ;
так как rtt • .и Р ф = sin'* у , то
Ргр = CBsl+m sin1+m. (150)
Крутящий момент
Мср = 0,5C£>B^+m sin1+т |. (151)
Чтобы выяснить, какие расхождения в величине усилия резания получаются при подсчете по формулам (139), (150) и (147), определим величину усилия, действующего иа зуб фрезы при следующих данных: обрабатываемый материал — хромистая сталь <з* = 70 кг/мм?; диаметр фрезы D = 100 мм; число зубьев 2=20; глубина резания / = 2,44 м; ширина фрезерования В = 60 мм'. подача на один зуб sz = 0,15 мм.
Число зубьев, находящихся в зацеплении,
Таким образом, в зацеплении находится один зуб.
Подсчет производим сначала по формуле (139). Приняв для хромистой стали 40Х а* = 70 кг! мм2 согласно табл. 45, С =138, т = — 0,28, можно написать
sin14'" ф = 138-60-0,15°>72-0.309°’72 = П1ОЛ 4, 1 '
= 138-60-0,255-0,43 = 902,5 кг.
По формуле (150)
Рср = CBs1+msin1-i'm-i = 138-60-0,150’72 • 0.1560,72 =
= 138-60-0,255-0,262 = 553 кг.
По формуле (147)
т т+2 2m+1CBs™+xD 2 Г'Г д —____________~_______________
- т + 2
или
2°’72CBs°’72D0’14/0’85
20’72-138-60-0,15°’72-1000’14-2,44°-86_ 1,72
= 0,964-138-60-0,255-1,906-2,16 = 8379 кг.
288
Путь, пройденный за время поворота зуба фрезы на угол ф = 18°, равен
тсРф 3,14-100-18 360 ~
--------= 15,7 мм, 360
поэтому
> — Ла. ср~ I
8379
, г — = 534 л'2.
15,7
Как видно из формул (150) и (147), для усилия получаются весьма близкие значения, поэтому можно сделать вывод, что выражение для работы одного зуба [формула (147)] определяется исходя из среднего усилия, или иначе расход энергии характеризуется не максимальным, а средним усилием, действующим на зуб фрезы.
Формулы (150) и (151) годны для случая, когда в зацеплении находится один зуб. Чтобы воспользоваться этими формулами для любого количества одновременно работающих зубьев, необходимо умножить полученный результат на число одновременно работающих зубьев, считая, что если -4- больше единицы, в зацеплении находятся два зуба,
при — больше двух — три зуба и т. д. Ч
Поясним сказанное на примере.
Требуется опоеделить потребную мощность на фрезерование хромистой стали а* = 70 кг[мм*, если глубина резания / = 8 мм, число оборотов фрезы п = 53 в минуту, а остальные данные те же, что и в предыдущем случае.
38
Так как применительно к этим данным ф = 33°, <р= 18", г = —= 1,83, счи-18
таем, что одновременно работают два зуба.
Определяем крутящий момент для одного зуба по формуле (151):
Л4=0,5 CDBs\+m sin1+т Л- = 0,5• 138 • 100• 60-0,15°’72(sin 16,5)0’72 =
= 0,5 • 138 100 • 60 • 0,255 0,4 = 42228 кгмм.
Так как в зацеплении находятся два зуба, то результат удваиваем, т. е. потребный момент для случая, когда работают два зуба, будет равен:
М = 2.42228 = 84456 кгмм.
Определяем мощность:
М-п 84456-50
116200-1,36“ 716200-1,36 — 4>J4KSW-
Рассмотрим значения других составляющих усилий резания. По аналогии с токарными работами можно принять следующее соотношение между радиальным усилием ;Уи касательным усилием Р :N~(0,3— 0,4) Р.
1 Указанный способ является упрощенным и дает приближенное значение для Р и М. Более точные данные для случая, когда в зацеплении находятся несколько зубьев, см. Д а н и е л я н, Динамика фрезерования, 1936, стр. 165—166.
19 Даниелян А. М. 2063 2 89
Горизонтальное же усилие (усилие подачи), как мы указали, можно рассматривать как сумму проекций всех сил на горизонтальную ось (фиг. 256), поэтому
Rx = У\ cos Bj + sin 6X 4- Рг cos 8a 4- Nz sin 82.
Приняв N=0,4P, получим
Rx — Pi cos 8X 4- sin P2 cos 82 + 0,4.P2 sin S2 = = У3! (0,4 sin 8X + cos 8j) P2 (0,4 sin 82 4- cos S2).
Подставив вместо P соответствующее значение по формуле (139) для максимального усилия, получим
Rx = CBsl2+m sin1+,n 8j (0,4 sin 8X 4- cos 8J 4-
4- CBs^m 3in1+'n 82 (0,4 sin 62 4- cos B2).
Фиг. 256. Усилие Rx для цилиндрической фрезы с прямым зубом.
Окончательно будем иметь
Rx = CBs1+m У sin1+m 8 (0,4 sin 6 4~ cos 8). (152)
1
Относительное значение Rx изменяется в зависимости от числа одновременно работающих зубьев и угла наклона спирали, но это изменение незначительно.
Для нормального случая работы можно с достаточной для практики степенью точности принять
^ = (1~-1,2)Л
Цилиндрическая фреза со спиральными зубьями
Как мы уже выяснили, элемент сечения стружки, снимаемой фрезой со спиральным зубом, равен
df — adb = ^D.Sz sin SrfS.
J 2 sin 0)
Элементарное усилие (фиг. 257)
dPx = pdf = sin 8rf8.
x ' 2 sin ш
290
Удельное давление для фрезы со спиральным зубом можно принять р = Аш Сат,
где Аш — коэфициент, учитывающий влияние угла наклона спирали.
Согласно данным проф. Розенберга величина Аш изменяется незначительно, а для фрез, имеющих углы наклона спирали в пределах от О до 65°, этот коэфициент можно принять равным единице.
Принимая Ат = 1, можем написать:
р = Сат = Csm sin"18, 1 z 3
поэтому
CDsx+m
dP, = „ /— (sin 8)1+,re db.
1 2 sin ш 4 '
Бесконечно малое давление- в плоскости, перпендикулярной оси фрезы,
dP = САг+т ctg io (sin 8)1+'« db.
Для элементарного крутящего момента получим
dM = 0,25D2Csz+m ctg io (sin b)l+mdb.
Для всего зуба
So
М = 0,25£>2С«'+"г ctg(О J (sin 8)1+,ге db.
Так как
С / • 2т+2 Г/ . S2\m+2 / . SAm+2-l
J (sino)i+">rf8 = 7?n-7[(sin-22) -(sinj ], то для одного зуба
м = W+20,25DiCs2+m ct£“ [(sin^)m 2 — (sinJ . (153)
Для случая, когда в зацеплении находятся несколько зубьев, получим
М — 2 - 0,25DzCs1+mctgu> [("sin — (sin^-')”I+2] . (154)
Произведем подсчет мощности, затрачиваемой на фрезерование стали 35 ~Ь = 62 кг/мм2 при следующих данных: диаметр фрезы D = 90 мм, число зубьев z — 10, угол наклона спирали ш = 45°, ширина фрезерования В — 65 мм, глубина резания (=8 мм, подача в минуту sM = 120 мм^мин, скорость резания v = 20 м)мин.
Решение.
Определим число оборотов: v • 1000 П~ T.-D
20-1000
= ЗД4Т90-~71 Об/МИН'
291
Подача на один зуб будет равна о __________________ _____120 __ л 17 мм
&г~ n-z~l\ 10~0,17 ММ-
Шаг зубьев фрезы по внешней окружности
T.D 3,14-90 Гок — -—----jo--- 28,26 мм.
Определяем величину угла контакта: . 0 — 2/ 90-16 „о„п
cos ^ = ^-=-w- = 0,822,
откуда ф = 34°.
Длина дуги аЬ (фиг. 258):
, яОф 3,14 -90-34 „,
одл “ одл 26,7 мм.
Фиг. 257. Усилие, действующее на зуб фрезы со спиральными зубьями.
Фиг. 258. Развертка поверхности соприкосновения фрезы с изделием (нижняя часть).
Для определения количества одновременно работающих зубьев, а также углов, характеризующих положение рабочих зубьев, развернем поверхность соприкосновения фрезы с обрабатываемой деталью (Фиг. 258). Из фигуры видно, что в зацеплении находятся три зуба, а именно: I—I, II II и III-III.
Углы, характеризующие положение каждого из указанных зубьев, равны:
для зуба 7—7 oj = 0; Ц = 34°;
для зуба II—II =0; 6^ = 34°;
для зуба III—III 8j'= 0.
292
Величина угла определяется нз следующей формулы:
itDSj ~36(Г’
тп =
Так как для данного случая та = 8 мм, то
- 8 • 360
63 ~ 3,14 • 90
да 10°.
Делаем подсчет по формуле (154). Согласно табл. 45 принимаем С = 135, т = — 0,28, тогда
о1,72
М= у-^-0,25 902 . 135 . о,170’75 ctg 45° X
X [(sin 17)1’72 + (sin 17)1’72 + (sin 5)1'72] =
= 1,91 • 0,25 8100 • 135 • 0,279(0.2921172 +0.2921’72 + 0,0871>72) = = 145517 (0,117 + 0,117 + 0,015) = 145517 • 0,249 = 36234 кгмм.
Отсюда
36234 • 71 716200-1,36
2,65 кет.
N =
Найденная таким образом мощность соответствует мгновенному положению зубьев фрезы под стружкой и является величиной переменной, так как переменна окружная сила, а также крутящий момент [см. уравнение (154)], причем его изменения практически повторяются z- п раз в минуту.
С практической точки зрения представляет интерес средняя мощность, так как при подборе электродвигателя к станку и использовании станка по мощности приходится ориентироваться на среднюю расходуемую мощность.
По данным проф. Розенберга работа одного зуба цилиндрической фрезы со спиральным зубом за один оборот определяется по формуле1 . tn 4- 2 т
Ао = AmCRt~^~s^+Xz~mD~ у (155)
Как видно, работа спиральной фрезы выражается такой же формулой, какая нами была получена для прямозубой фрезы [формула (148)]. Разница заключается только в том, что в формулу (155) входит коэфициент Ат, учитывающий влияние угла наклона спирали. Как было указано, в пределах углов от 0 до 65° этот коэфициент можно принять равным единице. Так как в практике обычно применяются фрезы с и» <^60°, то можно сказать, что практически угол наклона спирали не оказывает влияния на работу фрезы. Иначе говоря, при одном и том же режиме резания и при одинаковых D и z работа спиральной фрезы за один оборот равна работе за один оборот прямозубой фрезы.
Так как
N‘p = 4500-1000-1,36* К8т'
1 Вывод формулы см. А. М. Розенберг, Динамика фрезерования, 1945.
293
то затраченная мощность в киловаттах равна nm+l п т+2 т
т~г+>С 1000-4500-1,36 ( 2 'So Г z D 2 ’ (156)
гак как _
So~~ ~п ’
Г0 9"'+' -~
М — -------- ---------------- с®+1 / - z-m Г) 2 /1
т +2 1000 • 4500 1,36 « 1 Z U '
Из этой формулы следует, что и средняя мощность не зависит от угла наклона спирали.
При равномерной ширине фрезерования подсчет мощности по формуле крутящего момента (154) и исходя из работы резания (155) дают одинаковые результаты, так как при таких условиях резания усилие фрезерования не дает колебаний (изображается прямой линией), поэтому в данном случае отсутствует понятие среднего и максимального усилия, а следовательно, и соответствующих мощностей.
Средняя окружная сила на фрезе будет равна
4500 1000 • 4500 N
р —---------=--------------- кг.
‘ср V пип
Подставив вместо N его выражение по формуле (157),
т+1 т+2
( t \~ Пт+Х \D )
получим
Р ~ С-ср т + 2
Уравнения средней окружной несколько упростить. Обозначив 2'«41
C‘V= •
те
силы (158) и мощности
(158)
(157) можно
10 )0 • 4500 -1,36 ’
_ 2т+1 с
р т 4- 2 ’ те ’
х — т -J- 1;
т + 2
С
то Pcp=CpBs*tyzD Чр кг-, (159)
N= CNnBsxz tyzD4^ кет. (160)
Подставив вместо показателей степеней х, у, qp и q^ их значения (с округлением), получим следующие формулы для цилиндрических и концевых фрез1.
1 Окружная сила и мощности даны с учетом затупления фрезы. См. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали", Машгиз, 1950.
294
При обработке стали, ковкого чугуна и бронзы
Р = СрР&В • z • s°'72 • Z)-°'88 кг; N = CjV• 10 -5 • С86 • п В • z-8°у72 • £>°-м.
При обработке серого чугуна
р = С„№В • z • s O’6>zr °-83 /«; р £
Na$ = Су10~5 • /°’83 • п • В z-s°’65 • В0’17 кет.
Значения коэфициентов Ср и для цилиндрических и концевых фрез приведены ниже.
Сталь
Ковкий и серый чугун
С„ .... 68,2
CN....... 3,5
30
1,54
Бронза 22-5
1,155
Торцевое фрезерование1
Как уже было отмечено, в отличие от цилиндрических фрез при торцевом фрезеровании ось фрезы перпендикулярна обрабатываемой поверхности.
б)
а)
Фиг. 259. Торцевое фрезерование:
а — полное торцевое фрезерование; — неполное симметричное торцевое фрезерование; в — неполное и несимметричное торцевое фрезерование.
S)
Различают полное и неполное торцевое фрезерование. При полном торцевом фрезеровании (фиг. 259, «) t = D, и в работе участвует половина зубьев фрезы. Угол контакта ф=180°.
При неполном фрезеровании t<_D.
Различают два вида неполного фрезерования.
1. Неполное симметричное торцевое фрезерование, когда t < D и фреза расположена симметрично относительно детали (фиг. 259,6). Угол контакта ф меньше 180° и определяется по формуле
1 В настоящем разделе рассматривается работа торцевых фрез без фасочного (углового) лезвия.
295
откуда
ф = 2 arc sin .
Фиг. 260. Сечение стружки, снимаемое зубом торцевой фрезы.
станка, и радиальное фрезы (фиг. 261). В
Толщина стружки для произвольного положения зуба а — sz sin 8 мм.
Наибольшая толщина стружки имеет место при 8 = 90° и равна подаче на один зуб.
Минимальная толщина стружки при входе зубьев в деталь (точка Л) не равна нулю.
2. Неполное и несимметричное торцевое фрезерование (фиг. 259, в). Фреза работает с — и расположена несимметрично относительно детали; при этом она забирает стружку нулевой толщины подобно цилиндрической фрезе.
На основании рассмотренного выше для сечения стружки (фиг. 260) можно написать
f = Ьа ~ bsz sin 8 мм2.
При торцевом фрезеровании возникают те же усилия, что и при работе цилиндрическими фрезами.
На каждый зуб фрезы действует касательное усилие Р, создающее крутящий момент, которое необходимо преодолеть шпинделем усилие N, которое производит изгиб оправки зависимости от расположения зуба по дуге
резания равнодействующая R периодически изменяет свое направление, вследствие чего при наличии зазора в механизме подачи возникают колебания стола.
Исходя из того, что работа срезания производится и по ширине, и по толщине, удельное давление при торцевом фрезеровании должно быть выражено как функция толщины и ширины стружки, т. е.
р = СатЬе,
где а и b — толщина и ширина стружки;
т и е — показатели степеней по величине меньше единицы и отрицательные, зависящие главным образом от рода обрабатываемого материала.
Для усилия, действующего на один зуб фрезы, можно написать
P = fp = C/>e+1s^+1(sin8)m+1 кг,
откуда крутящий момент М будет равен:
М = -^-СЬе+Ч™+г (sin8)m+1 кгмм.
296
Крутящий момент, возникающий в результате работы всех зубьев, находящихся в зацеплении, будет равен
I
Л4 = 2 M-t кгмм.
1
Применительно к фиг. 262, где в зацеплении находятся четыре зуба, получим
/14 == -j-C0 sz (sin o-jj -р ~^-Cb sz (sin Og) -p
I D rhe + 4m + l Zein R i™41 I 22.z'V/+1<
туй «г (sinb3; -V-^Cb^Sz (sin 04)
откуда
Л4 = -^-Сйе+1«Г+1 [(sin 81)m+1 + (sinB2)m+1 -|-
!+] + (sin 34)m+!...]. (161)
Значения С, e и m приведены в табл. 45.
Как видно из фиг. 262, если обозначить через х величину угла 81( определявшего положение первого зуба, то
Z-S
Фиг. 262. Торцевое фрезерование. В зацеплении находятся четыре зуба.
углы, определяющие положение остальных зубьев, находящихся в зацеплении, определяются подформулам:
для зуба I угол
для зуба II угол 8, — _v-[-<p;
‘ для зуба III угол 83 =х + 2<р;
для зуба IV угол = х + Зф,
360 где » = ----.
Z
297
Для торцевых фрез с четным количеством зубьев давление на фрезу будет иметь максимальное значение при угле 8Х = у-, а для фрез с нечетным количеством зубьев — при 8Х = -|- •
Пример. Определить максимальный крутящий момент, приложенный к торцевой фрезе при обработке хромистой стали 8 = 50 кг/мм2, если D = 30 мм, z = 8, b = 6 мм, s? — 0,15 мм, t = D.
Решение
Определим число одновременно работающих зубьев:
Углы, определяющие положение рабочих зубьев, следующие:
= 45°; = 8'1= 1 = 22°30'; о 2
82 = о' = = 67°30'.
Приняв во внимание равенство углов, можно написать
ЛТшах = CDbe+1 s™+1 [(sin 22°30')m + 1+(sin 67°30')m + .
По табл. 45 для данного случая С = 190, с =—0,1, т = —0,24, поэтому мтак= 190-30 60 Э о,150’76 (о,3830’76 +о,924°-76) =
= 190-30-5,02-0,24-(0,482 + 0,944) = 190-30-5,02-0,24-1,426 = 9792 кгмм.
Для торцевых фрез обычной конструкции (с угловым лезвием) окружающую силу и эффективную мощность можно подсчитать по следующим формулам1.
При обработке стали, ковкого чугуна и бронзы
л z-* тл0,9э 0,8 Д Д гл ~_1,1 /1 г» г»\
Р~СрВ’ sz z-t D кг; (162)
л т 1 “"5 гл0,95 0,8 Д, 1 гл—-О,1 /1 г* о х
В sz -n-zt D кет. (163)
При обработке серого чугуна
Р=СрВ°^72^-иО^и кг-,
Nsip = CN. lO-5B°-95s°/2« • кет.
Значение коэфициентов ср И CN для торцевых фрез приведены
ниже Сталь Серый и ковкий Бронза
Ср . . . . 82,4 чугун 50 37,5
Сдг . . . . 4,22 2,57 1,93
1 См. .Режимы резания металлов инструментами пз быстрорежущей стали'1, Машгиз, 1950.
298
ИЗНОС ФРЕЗ И КРИТЕРИИ ЗАТУПЛЕНИЯ
В процессе работы зубья фрез истираются по задней и передней
грани, причем в большинстве задней грани. При обработке стали цилиндрические, концевые, шлицевые, прорезные и фасонные фрезы изнашиваются только по задней грани, а торцевые и дисковые трехсторонние фрезы изнашиваются как по задней, так и по передней граням.
При обработке чугунов фрезы изнашиваются только по задним граням.
Н В качестве примера на фиг. 263—265 приведены графики износа задней грани цилиндрической фрезы из быстрорежущей стали при обработке стали в зависимости о г скорости, подачи ги автора.
случаев решающим является износ по
Фиг. 263. График зависимости износа по задней грани зуба фрезы от продолжительности резания при различных скоростях резания. Сталь 40Х; фреза Р; sz = 0,25 мм-, t = 4 мм; В = 90 мм; 0 = 30°; z = 8; D=90 мм. Работа с охлаждением.
глубины резания, полученные в опытах
Износ по задней грани
Фиг. 264. График зависимости износа по задней грани зуба фрезы от продолжительности резания при различных подачах. Сталь 4UX; фреза Р; п=42,4 м/мин; t—Ь мм; z =8; £ = 90 мм; D~ = 90 мм; 0 = 30°. Работа с охлаждением.
Время работы сррезы
Фиг. 265. График зависимости износа по задней грани зуба фрезы от продолжительности резания при различных глубинах резания. Сталь 40Х; фреза Р; sz = 0,25 мм; v=41,4 м!мин; В = 00 мм; z = 8; D = = 90 мм; 0=30°. Работа с охлаждением.
Математическая зависимость износа по задней грани зуба цилиндрической фрезы от различных факторов выражается формулой
* 1,7 4,2 1,4 Л,2 / -i с л\
А = Сдт v sz t мм. (164)
299
Как видно из формулы (164), наибольшее влияние на износ имеет скорость резания, а наименьшее — глубина рёзания.
Стойкость фрез до переточки связана с принятой величиной износа, которая является критерием затупления. Допустимые величины износа А по задней грани фрез различных типов, изготовленных из быстрорежущей стали и оснащенных твердыми сплавами, приведены в табл. 46,
Таблица 46
Допустимые величины износа Д в мм
Тип фрезы Цилиндрические Торцевые Концевые
Z><15 мм £»15 мм
Обрабатываемый материал Сталь Чугун (таль-чугун Сталь-чугун Сталь-чугун
Допустимая величина износа в мм Черновая обработка . Чистовая обработка . 0,4—0,6 0,15-0,25 0,5-0,8 0,2-0,3 1,5-2,0 0,3-0,5 0,15-0,2 0,1-0,15 0,3-0,5 0,2-0,25
ТЕМПЕРАТУРА РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Ниже приводятся результаты температурных исследований, проведенных автором на продольно-фрезерном станке цилиндрическими фре-
Фиг. 266. Схема термопары при фрезеровании:
1 — обрабатываемое изделие; 2 — приспособление для зажима изделия; 3 — зажимные болты;
4— изоляция; 5 — стержень из материала обрабатываемого изделия; 6 — провод от обрабатываемого материала к гальванометру.
был присоединен длинный стержень
это о стержня присоединили провод вод от гальванометра присоединялся
зами из быстрорежущей стали. Обработке подвергалась хромистая сталь (40Х). Термоэлектродвижущая сила, возникающая в процессе резания, замерялась естественной термопарой. В процессе опытов обрабатываемая деталь была изолирована с помощью специального приспособления (фиг. 266).
Чтобы парализовать влияние паразитных токов, холодный спай был удален от места резания, для чего к обрабатываемой детали 5 из того же материала и к концу 5 от гальванометра. Другой про-к массе станка. Математическая
зависимость температуры от различных факторов выражается формулой
0° = 81,24'H0’38s3’17B°’08Z0’15.
(165)
300
СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Зависимость между скоростью резания и стойкостью при фрезеровании та же, что и при точении, т. е.
С ,
Э = fin
Числовые значения показателя т для фрез различных типов и обрабатываемых материалов приведены в табл. 47.
Таблица 47
Значения показателя
i Тип фрезы Сталь, латунь и легкие сплавы Чугун и бронза
Цилиндрические, концевые и фасонные . . 0,33 0,25
Торцевые, дисковые и шлицевые . . 0,2 0,15
Практическая стойкость фрез зависит не только от принятого значения показателя относительной стойкости т, но и от размера инструмента.
Средние значения стойкости для цилиндрических, дисковых, торцевых и фасонных фрез даны в табл. 48.
Таблица 48
Средние значения стойкости для различных типов фрез из быстрорежущей стали
Ширина Затылованные фрезы диаметром в л/л/
30 40 50 60 80 100 130 160 210
фрезы Остроконечные фрезы диаметром в ММ
В в л/л/ 40 50 <50 80 100 130 160 210 290
Стойкость Т в мин.
10 60 70 80 95 115 130 160 190 265
20 70 80 95 115 130 160 190 205 315
40 80 95 115 130 160 190 225 265 250
80 95 115 130 160 190 225 265 315 400
160 115 130 160 190 225 265 315 400 480
320 130 160 190 225 265 315 400 — —
На скорость резания при фрезеровании оказывает влияние значительно большее количество факторов, чем при обработке других видов металлов резанием. Общий вид формулы для скорости резания при цилиндрическом фрезеровании имеет следующий вид:
где D — диаметр фрезы в
Т — стойкость фрезы
ss — подача на один зуб фрезы в мм;
t—глубина резания в мм;
В — ширина фрезерования в мм;
z — число зубьев фрезы;
о> — угол наклона спирали.
Tmsx,tyBrzn^
мм;
в мин.;
301
Так как в практических условиях угол наклона спирали изменяется в узких пределах, то влияние этого фактора можно исключить из формулы.
В результате опытов, проведенных в СССР для цилиндрических фрез из быстрорежущей стали ЭИ262, можно написать следующие формулы *.
При обработке углеродистой стали а* = 75 кг/мм2 с охлаждением с подачей sz >0,1 мм!об
35 4- О0,45
V = —и чч п Л п ч п 1 ~пТ~ м!мин. ( 1 67)*
уЧ),>3^,0,4^0,оу^(),1^0,1 / ' '
При обработке серого чугуна Нв= 190 без охлаждения с подачей s2 >0,15 мм[об
ЧТО0'1
v = mImuh. ' (167а)
2^0,20^0,(ДЗ^До ' 4 '
Для других обрабатываемых материалов необходимо вносить поправочный коэфициент Кму на величину скорости резания согласно табл. 49 **.
Ниже приведены поправочные коэфициенты к формулам скорости резания (167) и (167а) в зависимости от материала инструмента.
Марка стали РФ1, ЭИ262 9ХС У10А, У12А
Значение коэфициента . . |Т> 0,6 0,5 и ниже
Пример. Обрабатывается хромистая сталь о* = 65 кг[мм2 фрезой из быстрорежущей стали марки ЭИ262 с охлаждением; глубина рсзаниа t = 4 мм, подача 5г = 0,15 мм, ширина фрезерования В = 40 мм диаметр фрезы D = = 90 мм, число зубьев г = 10, стойкость фрезы Т = 180 мин.
Определить скорость резания.
По формуле (167) для углеродистой стали аь — 75 кг/мм2
35,4-D0’45 35,4-9О0,45
v ~ т-0,33^0,3^0,1 го,1 - 78Оо,зз.0<j5ол^о;з;^ол^5ол ~
_ 35,4-7,57
5,55-0,468-1,52-1,45-1,26 ~~ м1мин-
Для хромистой стали = 65 лг/лглт2 вносим поправочный коэфициент KMv = 1 >06 согласно табл. 49, поэтому
v = 37,2-1,06= 39,4 м!мим.
* Эта формула выведена на основе опытов автора по обработке хромистой стали быстрорежущими фрезами (см. А. Даниелян „О рациональных скоростях при цилиндрическом фрезеровании", 1940).
** См. режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали, 1950.
302
Таблица 49
Поправочные коэфициенты на скорость резания при фрезеровании в зависимости от обрабат ваемого металла
Группа металлов Механические свойства Значение коэфициента K-mv
Наименование и марка Диаметр отпечатка по Бри-нслю dft в мм Твердость ив Предел прочности при растяжении в кг/мм2
Стали углеродистые 6,60—5,70 77-107 30- 40 0,84
конструкционные С < О,60/о 08; 10; 15; 20; 25; 30; 35; 5,70—5,08 5,08—4,62 107—138 138-169 40- 50 50- 60 1,03 1,32
4,62-4,26 169—200 60— 70 1,14
40; 45; 50; 55; 60; 0; 1; 4,26-3,98 200-230 70- 80 11,00|
2; 3; 4; 5; 6 3,98-3,75 230-262 80- 90 0,90
5,54-4,95 116—146 40- 50 1,78
Стали хромистые 4,95—4,56 4,56-4,23 146-174 174—203 50— 60 60- 70 1,32 1,06
15Х; 20Х; 30Х;35Х; 38ХА; 4,23-3,99 203-230 70— 80 0,85
40Х; 45Х; 50Х 3,99-3,76 3,76 - 3,58 230-260 260—288 80— 90 90-100 0,71 0,53
3,58-3,42 288-371 100—110 0,43
5,54—4,95 116-146 40- 50 1,57
Стали хромоникелевые 4,95-4,56 146- 174 50- 60 1,33
20ХН; 40ХН; 45ХН;50ХН; 4,56—4,23 174-203 60— 70 0,8
12Н2; 12Н2А; 12ХНЗ; 4,23-3,99 203-230 70- 80 0,90
J2H3A; 20ХНЗА; ЗОХНЗ; 3,99—3,76 230-260 80- 90 0,79
37H3A; 12Х2Н4; 12Х2Н4А 3,76-3,58 260—288 90-100 0,56
20Х2Н4; 20Х2Н4А 3,58-3,42 288-317 100—110 0,46
3,42-3,28 317-345 110-120 0,38
5,42-5,05 120-140 — 1,40
Серый чугун 5,05-4,74 140-160 1,23
4,74-4,48 160—180 1,10
СЧ00; СЧ 12-28; СЧ 15-32; СЧ 18-36; СЧ 21 -40;СЧ 24-44; 4,48-4,26 180-200 — 11,001
СЧ 28-48; СЧ 32-52 4,26-4,08 200-220 — 0,90
4,08—3,91 220—240 — 0,83
3,91-3,76 240-260 — 0,76
Остановимся несколько подробнее на анализе влияния отдельных факторов, входящих в формулу скорости резания. Основные факторы резания оказывают влияние на температуру, а следовательно, и на скорость резания главным образом потому, что воздействуют в той или иной мере на элементы сечения стружки, снимаемой зубом фрезы. Как уже было отмечено, при фрезеровании, так же как и при других видах обработки металлов резанием, сечение стружки определяется как произведение толщины стружки на ее ширину, поэтому при анализе влияния отдельных факторов в первую очередь необходимо выяснить, какое влияние данный фактор оказывает на толщину и ширину стружки.
303
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Влияние подачи
Подача при фрезеровании является, пожалуй, единственным фактором влияние которого наиболее резко выражено.
При данном диаметре фрезы и глубине резания изменение подачи на зуб вызывает пропорциональное изменение толщины стружки.
Увеличение толщины стружки на процесс образования и отвода тепла, а следовательно, и на скорость резания при фрезеровании оказывает такое же влияние, как и при точении.
Влияние ширины фрезерования
Из формулы (165) видно, что с увеличением ширины фрезерования температура фрезы возрастает, что приводит к уменьшению скорости
резания.
Следует отметить, что ширина фрезерования не может быть базой
для анализа физической сущности процесса It
резания, так как она, не являясь элементом сече ния стружки, оказывает на процесс резания лишь косвенное влияние. Сточки зрения образования тепла наиболее характерной величиной является ширина стружки, а с точки зрения теплоотвода — длина рабочего лезвия.
На фиг. 267 показаны развернутые поверхности соприкосновения фрезы р обрабатываемой деталью при ширине фрезерования В = 90 мм и В — — 30 мм. Все прочие факторы одинаковы: sz— — 0,25 мм, t = 4 мм, D = 90 мм, ш = 30°.
Фиг. 267. Влияние ширины фрезерования. Развернутые поверхности соприкосновения фрезы с изделием при ширине фрезерования 13 = 90 мм (левая часть фигуры) и В = 30 мм (правая часть фигуры).
Из этих фи и ур видно, что ширина стружки, снимаемой каждым зубом фрезы, при изменении ширины фрезерования не изменяется; не изменяется также и сечение стружки, снимаемой каждым зубом фрезы \ С этой точки зрения ширина фрезерования вообще не должна оказы-
вать влияния на температуру лезвия фрезы, а следовательно, и на скорость резания. Здесь, очевидно, имеет известное значение число одновременно работающих зубьев. Из тех же фигур видно, что при В =
1 Тут, как и во всех последующих случаях, все изменения рассматриваются в пределах наших опытов (указанных выше условий).
304
= 90 мм одновременно в работе находятся два зуба, а при В = 30 мм — один зуб, поэтому в первом случае выделяется больше тепла, чем во втором, поэтому уменьшается разность температур, с одной стороны, между лезвием и телом фрезы и, с другой — между лезвием и обрабатываемой деталью. Таким образом, отвод тепла в тело фрезы и в обрабатываемую деталь при большей ширине будет меньше. Влияние указанного фактора
значительно снижается вследствие того, что с увеличением ширины фрезерования также увеличивается поверхность соприкосновения фрезы с деталью. Повышение температуры зуба фрезы при больших ширинах фрезерования зависит от того обстоятельства, что с увеличением ширины фрезерования возрастает общая длина рабочего лезвия, принимающая участие в резании при одном обороте фрезы.
На фиг. 268 показана развернутая поверхность соприкосновения фрезы с деталью при ширине фрезерования Вх (я, б, г, д) и при ширине фрезерования В2 (а, б, е, ж), причем В2 = 2В±. Положения зуба I — I и II — II при входе и выходе из изделия при ширине Вг, а положения I— I и III — III—при удвоенной ширине фрезерования. Как видно, рабочая длина зуба, находящаяся под стружкой (в, д), в обоих случаях одинакова. Вместе с тем из этой же фигуры видно, что в первом случае (при В,) общая длина рабочего лезвия, принимающая участие в резании при одном обороте фрезы втором (Z2). Иначе говоря, с увеличением ширины фрезерования при одной и той же рабочей длине зуба возрастает общая длина рабочего лезвия, принимающая участие в резании при одном обороте фрезы.
Общая длина рабочего лезвия будет равна I — • Очевидно,
что чем больше Z, тем хуже теплоотвод, а следовательно, тем выше температура на лезвии фрезы. Применительно к нашим данным / = = 34,6 мм при В — 20 мм, I — 104 мм при В = 90 мм.
Все рассмотренное выше дает возможность сделать вывод, что с точки теплоотвода существенное значение имеет отношение общей рабочего лезвия к длине зуба (—-'j . Чем больше это отно-тем хуже теплоотвод и
Ш П I
Фиг. 268. Влияние ширины фрезерования.
(Z3), будет меньше, чем во
зрения длины шение,
' \L тем сильнее будет
нагрет зуб
фрезы.
Влияние глубины резания
Из формул (165) и (167) видно, что глубина резания оказывает большое влияние на скорость резания и температуру зуба фрезы. Следует отметить, что глубина резания оказывает влияние на указанные факторы лишь постольку, поскольку она изменяет толщину стружки, длину рабочего лезвия, а следовательно, и общую длину этого лезвия и длину дуги резания (фиг. 269).
20 Даниелян А. М. 2063. 335
При увеличении глубины резания в 2 раза толщина стружки увеличивается в 1,4 раза. Увеличение же глубины резания в 4 раза приводит к увеличению ширины стружки в 2 раза, что в свою очередь должно привести к соответствующему увеличению количества выделенного тепла. На первый взгляд это не должно изменить тепловую напряженность единицы длины зуба, но так как при этом в такой же пропорции возрастает рабочая длина лезвия фрезы, то увеличивается и отношение -j-, а следовательно, ухудшается теплоотвод. Остановимся кратко на влиянии дуги резания. При увеличении глубины резания в 4 раза дуга резания увеличивается в 2 раза. Увеличение дуги резания оказывает двоякое влияние на температуру. Во-первых, с увеличением дуги резания увеличивается продолжительность соприкосновения стружки с зубом фрезы и из стружки в зуб фрезы успевает перейти больше тепла; во-вторых, с увеличением дуги резания уменьшается продолжительность перерывов, вследствие чего зуб фрезы успевает остыть меньше, чем при малых глубинах резания.
Очевидно, что изменение глубины резания оказывает весьма сложное влияние на процесс образования и отвод тепла.
Влияние числа зубьев фрезы
С увеличением числа зубьев фрезы сечение стружки, снимаемой каждым зубом фрезы, а следовательно, и количество тепла, приходящееся на долю каждого зуба, не изменяется. Однако, как видно из фиг. 270, с увеличением числа зубьев фрезы при одном и том же диаметре и прочих равных условиях увеличивается число одновременно работающих зубьев. Вместе с этим также увеличивается суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями. Например, при одинаковом режиме резания (/==4 лл, sz = 0,15 мм, В — 90 мм, D = 90°, ш = 30°) получаются следующие значения для суммарного сечения стружки: для фрезы с z = 8 fcyM — 2,14 мм2-, для фрезы с z = 20 fcyM = 4,44 мм2.
Таким образом, у фрезы с числом зубьев z = 20 (правая часть фиг. 270) суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями, в 2 раза больше, чем у фрезы с z — 8 (левая часть фиг. 270), что, несомненно, должно оказать влияние на количество выделенного тепла и, следовательно, на температуру зуба фрезы.
Очевидно, на уменьшение допускаемой скорости у фрезы с большим числом зубьев некоторое влияние также оказывает и то, что с увеличением числа зубьев при одном и том же диаметре уменьшается масса каждого зуба, поэтому при одном и том же количестве выделенного тепла мелкий зуб имеет несколько большую температуру, чем крупный.
Влияние диаметра фрезы
Из всех рассмотренных факторов, пожалуй, наиболее сложное влияние на процесс образования и отвода тепла оказывает диаметр фрезы. Изменение диаметра при постоянном шаге и прочих равных условиях вызывает изменение толщины и ширины стружки, а следовательно, и 306
Фиг. 269. Влияние глубины резаиия. Развернутые поверхности соприкосновения фрезы с изделием при глубине резания t = 2 мм (левая часть фигуры) и t =f8 мм (правая часть фигуры).
Фиг. 270. Влияние числа зубьев фрезы. Развернутые поверхности соприкосновения фрезы с изделием при числе зубьев фрезы 2 = 8 (левая часть фигуры) и 2 = 20 (правая часть фигуры).
Фиг. 271. Влияние диаметра фрезы. Развернутые поверхности соприкосновения фрезы с изделием для фрезы с D— 110 мм (левая часть фигуры) и для фрезы £)=60 мм (правая часть фигуры).
307
длины рабочего лезвия, продолжительности перерывов и массы фрезы (габаритные размеры). Для большей наглядности на фиг. 271 показаны развернутые поверхности соприкосновения фрезы с деталью для двух крайних диаметров, применяемых в наших опытах (£) = 60 мм и 0 = 110 мм).
Из формулы скорости резания следует, что в отличие о г ранее рассмотренных факторов диаметр входит в числитель формулы; это значит, что с увеличением диаметра возрастает скорость, допускаемая фрезой.
Существует несколько причин возрастания скорости резания с увеличением диаметра. Во-первых, с увеличением диаметра уменьшается толщина стружки. В нашем случае у фрезы большего диаметра (0 = 110 мм, z =14) при одинаковых условиях (хг=0,15 мм, 1 = 4 мм) толщина стружки в 1,4 раза меньше, чем у фрезы меньшего диаметра (О = 60 мм, z = 8). С уменьшением толщины стружки соответственно также уменьшается количество выделенного тепла. Таким образом, фрезы большего диаметра находятся в более благоприятных тепловых условиях, что должно оказать влияние на скорость резания.
Известное значение тут имеет и то обстоятельство, что суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями, у фрезы большего диаметра меньше, чем у фрезы меньшего диаметра \
Кроме того, тепловая напряженность зуба фрезы при больших диаметрах несколько уменьшается вследствие того, что с увеличением диаметра при одинаковой ширине фрезы увеличивается масса фрезы, в результате чего улучшается отвод тепла в тело фрезы.
К этой же группе факторов относится возрастание продолжительности перерывов у фрезы большего диаметра, вследствие чего, зуб находится в более благоприятных тепловых условиях.
К факторам, оказывающим противоположное влияние на тепловую напряженность зуба фрезы большего диаметра, относится увеличение ширины стружки, и следовательно, длины рабочего лезвия. В результате увеличения длины рабочего лезвия несколько ухудшается теплоотвод как по длине зуба, так и в массу фрезы. Таким образом, количество факторов, оказывающих влияние на понижение температуры зуба, и их значимость у фрезы большего диаметра, явно превалирует над факторами, ухудшающими тепловую напряженность зуба фрезы. Вследствие этого с возрастанием диаметра тепловой режим делается менее напряженным, и скорость, допускаемая фрезой, увеличивается.
•
Влияние угла наклона спирали
Как показали опыты автора, при изменении угла ш в широких пределах скорость, допускаемая фрезой, изменяется. С увеличением угла наклона спирали скорость резания уменьшается [формула (166)].
Рассмотрим влияние угла наклона спирали с точки зрения образования и отвода тепла.
На фиг. 272 показаны развернутые поверхности соприкосновения фрезы с обрабатываемой деталью при ш = 15° и ш = 60°.
1 Число одновременно работающих зубьев для обеих фрез одинаково. ЗС8
При одних и тех же данных у фрезы с <о — 15° в работе находится только один зуб, а у фрезы сш —60° — одновременно пять зубьев.
Суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями, для фрезы с <о=15° равно: fcyM =3,735 мм2, для фрезы с ш = 60° /сум = 5,512 мм2.
Таким образом, при прочих равных условиях число одновременно
работающих зубьев фрезы, а также суммарное
фрезы с <о=60° больше, чем для фрезы с <о=15°, что, как мы выяснили, должно привести к увеличению температуры зуба.
С другой стороны, с увеличением угла наклона спирали увеличивается общая длина рабочего лезвия. В нашем случае будем иметь следующие значения для общей длины рабочего лезвия: для фрезы с о> = 15° I— 93 мм,
сечение стружки для
для фрезы с <о = 60° 1= = 180 мм.
Таким образом, общая длина рабочего лез-
вия у фрезы с <о = 60°
Фиг. 272. Влияние угла наклона спирали. Развернутые поверхности соприкосновения фрезы с изделием при угле наклона ш = 15° (левая часть фигуры) и при а> = 60° (правая часть фигуры)..
примерно в 2 раза больше, чем у фрезы с <о = 15°, что уменьшает /
отношение у- и ухудшает теплоотвод, тем самым отрицательно влияет
на скорость резания.
Формула скорости резания для фрез других типов1
Общая формула скорости резания для торцевых, дисковых трехсторонних и фасонных фрез аналогична формуле для цилиндрических фрез.
Для торцевых фрез из быстрорежущей стали ЭИ262 скорость резания подсчитывается по следующим формулам.
При обработке углеродистой стали аь = 75 кг!мм2 с охлаждением с подачей sz >0,1 мм 41-О0’25 .
V ~ 7X),2s0,4.B0,15z0,l.20,r Miмин-
При обработке серого чугуна Нв — 190 без охлаждения 42-О0'2 ,
V ~ 7-0,15s0,4.b0,1.z0,1.20,1 м1мин-
Для других обрабатываемых материалов необходимо вносить поправочный коэфициент на величину скорости резания согласно ранее приведенной табл. 49.
1 См. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали", Машгиз, 1950. . -
ЧАСТЬ ЧЕТВЕРТАЯ
РЕЗЬБОНАРЕЗАНИЕ
ГЛАВА XVI
РЕЗЬБОНАРЕЗНОЙ ИНСТРУМЕНТ
Нарезание резьбы осуществляется резьбовыми резцами, метчиками и плашками на токарных, револьверных станках, автоматах и сверлильных станках, а также на специальных станках (гайко- и болтонарезных станках). Кроме того, резьба может быть изготовлена с помощью резьбовых фрез и шлифовальных кругов на резьбофрезерных и резьбошлифовальных станках. Наружная резьба может быть получена также накатыванием на специальных станках резьбовыми накатками.
РЕЗЬБОВЫЕ РЕЗЦЫ
Резьбовые резцы предназначены для нарезания наружной и внутренней резьбы различных профилей. Профиль режущего лезвия этих резцов соответствует профилю нарезаемой резьбы.
Различают резьбовые резцы и резьбовые гребенки. На фиг. 273 пока
Фиг. 273. Резьбовой резец для на- Фиг. 274. Резьбовой резец для ружной резьбы. внутренней резьбы.
L
зан резьбовой резец для нарезания внешней треугольной резьбы, а на фиг. 274 — резец для нарезания внутренней резьбы. Эти резцы затачивают по передней плоскости. Их задний угол а обычно равен 12—15°’ Углы ах и а2 для резьб с малыми углами подъема резьбы делаются одинаковыми (3—5°), а для резьб с большими углами подъема (свыше 4°) различными — один 10°, другой — 3-4-5°. Резец с разными углами ах и а2 устанавливают наклонно (под углом подъема резьбы).
При нарезании прямоугольной и трепецоидальной резьб режущую кромку резца можно установить по оси винта (фиг. 275, 7) или нор-310
мально к средней винтовой линии (фиг. 275, 2). При первом положении кромки резца профиль резьбы не искажается. Недостаток же такой установки заключается в неодинаковых условиях резания на боковых кромках. Второй способ (фиг. 275, 2) имеет то преимущество, что условия резания на обеих боковых кромках одинаково выгодные, но имеет место искажение угла профиля резьбы. В практике часто, пользуясь вторым способом, производят предварительную обработку резьбы, оставляя припуск 0,4—0,5 мм на окончательную обработку, которая производится по первой схеме (фиг. 275,7). Во избежание трения резца об обрабатываемую поверхность у этих резцов боковые кромки снабжены углами (до 3°).
При установке резьбовых резцов не по центру и при наличии переднего угла у происходит искажение резьбы. Следовательно, чтобы полу-
Фиг. 275. Расположение резца при Фиг. 276. Круглый диизготовлении прямоугольной сковый резец,
резьбы.
чить неискаженный профиль, резец необходимо устанавливать по центру и затачивать переднюю грань с углом 7 = 0.
Круглые. дисковые резцы выполняются в виде одного зуба для обработки впадины, или двух неполных зубьев для обработки витка резьбы (фиг. 276). Вторая форма обеспечивает лучший отвод стружки.
Для образования заднего угла а центр резца устанавливают выше центра детали. Кроме того, очень часто резец снабжают передним углом. В зависимости от обрабатываемого материала углы берутся в пределах а = 10ч-12о и 7 = 5-4-25°. Для чистовых резцов у = 0.
Из-за наличия углов а и •; профиль резьбы дискового резца отличается от профиля нарезаемой резьбы.
Путем аналитического расчета или построения можно получить корригированный профиль.
Для нарезания резьбы употребляются также резьбовые гребенки, которые в отличие от резцов снабжены несколькими (шесть—восемь) зубьями. Гребенки по форме делят на призматические (фиг. 277) и круглые (фиг. 278); последние являются более экономичными.
При резании гребенкой стружка распределяется на несколько зубьев
Рабочая часть гребенки состоит из режущей части (один-два витка) и калибрующей части (четыре™-шесть витков).
При одновременной работе нескольких зубьев число продольных проходов значительно уменьшается по сравнению с работой одним резцом. Таким образом, резьбовые гребенки требуют меньшего кбличества проходов на нарезание и более производительны, чем резцы.
Зубья круглых гребенок могут быть кольцевыми (фиг. 278, 7) или винтовыми (фиг. 278,//), Кольцевые гребенки применяются для нарезания 311
треугольной резьбы с малым углом подъема. Винтовые же гребенки применяются при большом подъеме резьбы. Угол подъема нарезки этих гребенок должен быть приблизительно равен углу подъема нарезки обрабатываемой детали.
Из-за наличия углов а и •[ гребенка, так же как и дисковый резец, вызывает искажение профиля резьбы. Учитывая это, профиль гребенки необходимо заранее прокорректировать аналитическим или графическим расчетом, который описан выше.
Работа резьбовых резцов протекает в сравнительно тяжелых условиях вследствие того, что отделение стружки сразу по двум лезвиям затруднено. До недавнего времени при нарезании резьбы быстрорежущими резцами применялись весьма низкие скорости резания порядка 5—10 м/мин.
В настоящее время на основании опыта стахановцев скорости резания значительно повышены. Повышение скорости при нарезании резьбы
Фиг. 277. Призматическая гребенка для наружной резьбы.
Фиг. 278. Круглые дисковые гребенки для нарезания резьбы.
теоретически можно обосновать тем, что нарезание резьбы производится в несколько проходов посредством снятия очень тонкой стружки. Зависимость же между стойкостью резца и скоростью резания при тонкой стружке иная, чем при обдирочных операциях. В то время как при обдирочных операциях с увеличением скорости резания стойкость инструмента непрерывно понижается, при чистовых проходах кривая v = f(T) имеет несколько максимумов и минимумов, поэтому в некоторых случаях, в частности при нарезании резьбы, повышение v вызывает не падение, а даже повышение стойкости резца.
В табл. 50 приводятся скорости резания при нарезании наружной метрической крепежной резьбы быстрорежущими резцами ЭИ262 на стали 45 с охлаждением по данным Министерства станкостроения СССР при стойкости резца Т = 60 мин.
Скорость резания возрастает с увеличением диаметра и уменьшением длины нарезки, так как уменьшаются прогиб , детали и время непрерывной работы. Во всех случаях нарезания рекомендуется обильное охлаждение (8—10 л)мин) эмульсией или смесью льняного масла с керосином.
В заключение отметим, что скорости, указанные в табл. 50, в настоящее время значительно увеличены путем применения прерывистого резания резцами из твердых сплавов особой геометрии, о чем более подробно излагается в разделе „Скоростное резание металлов".
312
Таблица 50
Скорости резания при нарезании резьбы резцами
Шаг нарезаемой резьбы 5 мм до 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0
Скорость черновых проходов 36 31 30 27 25 24 22 22
резания V MjMUH чистовых проходов зачистных проходов 64 56 50 48 4 44 42 41 38
МЕТЧИКИ
Наиболее распространенными инструментами для нарезания резьбы являются метчики и плашки.
С помощью метчика нарезается резьба в отверстиях. Для образования режущих кромок на метчике делается несколько продольных канавок (фиг. 279). Эти канавки могут быть прямыми, расположенными
Затылочная поВерхност
Фиг. 279. Метчик.
Задняя поверхность
Режущая кромка
Задняя кромка
Передняя поверхность
вдоль оси метчика, или винтовыми. При вращении метчика его зубья врезаются в деталь и нарезают резьбу.
Фиг. 280. Части метчика.
Метчик состоит из рабочей части I и хвостовой 1Х (фиг. 280). Рабочая часть в свою очередь состоит из заборной части /2 и калибрующей части /3. Хвост метчика снабжен квадратом /4, служащим для крепления метчика в процессе его работы. Заборная (конусная) часть первая входит в нарезаемое отверстие и выполняет основную работу резания.
Цилиндрическая или калибрующая часть метчика не режет, а служит только для направления метчика в работе и для калибрования нарезаемой резьбы в отверстии.
При заточке длина режущей части постепенно возрастает за счет уменьшения длины калибрующей части. Длина калибрующей части после всех переточек не должна быть менее 0,6 высоты гайки, что соответствует половине диаметра резьбы.
Для уменьшения трения между метчиком и нарезаемым отверстием, а также в целях уменьшения разбивки отверстия у метчиков делается обратный конус.
Диаметр резьбы у хвоста должен быть меньше, чем по первому калибрующему витку. Для ручных метчиков величина понижения, отнесенная к 100 мм длины, для метчиков с шагом 0,2—1 мм не должна 313
превышать (для среднего и наружного диаметров) 0,10 мм, с шагом 1,25—2,5 мм—0,08 мм и с шагом 3—5 мм—0,05 мм. Для гаечных метчиков указанные величины могут быть повышены на 50—100% в зависимости от требуемой точности.
Рассмотрим режущие элементы заборной части метчика. Зубья, вхо-
дящие в состав заборного конуса, в продольном направлении имеют переменный профиль, постепенно приближающийся к полному профилю (фиг. 281). Длина заборной части
- мм, (169)
Фиг. 281. Элементы заборной части метчика.
где t—глубина резьбы. Поперечное сече-
ние стружки, снимае-
мой каждым зубом, как это видно из фиг. 282, представляет собой трапецию. На фиг. 282 толщина стружки, приходящаяся на каждый зуб и измеренная в направлении, перпендикулярном режущей кромке,
обозначена через аг, а ширина стружки через Ь.
Площадь поперечного сечения стружки, снимаемой каждым резном,
f= алЬ мм2.
Фиг. 282. Поперечное сечение стружки, снимаемой зубом метчика.
Толщина стружки
аи ~ az cos ?!
где аг — толщина стружки, измеренная в направлении, перпендикулярном оси метчика;
ср— угол заборного конуса.
При небольших значениях угла ср, что обычно имеет место у метчиков, разница между ал и аг получается незначительной, поэтому вместо ал можно пользоваться величиной аг.
Толшина стружки на всем протяжении заборной части одинакова и равна
где i — количество резцов на заборной части.
Так как
i=k-z,
где k — число витков на заборной части; z — число канавок метчика,
314
то
где s — шаг резьбы метчика;
/2 — длина заборной части.
Отсюда толщина стружки
= (17°)
Из этой формулы видно, что толщина стружки зависит от глубины резания, числа канавок, шага и длины заборной части метчика.
Чем меньше число канавок и чем короче заборная часть, тем больше толщина стружки.
Ширина стружки b для треугольной и трапецеидальной резьбы не является постоянной величиной, а меняется на всем протяжении заборной части, поэтому и сечение стружки — не постоянная величина. Стружка имеет максимальное сечение у первого зуба, а минимальное у последнего, примыкающего к калибрующей части.
По мере продвижения метчика в отверстие в работу вступает все больше и больше резцов заборной части. Суммарное сечение стружки, снимаемой всеми резцами, будет иметь наибольшее значение, когда все резцы заборной части будут участвовать в одновременной работе.
Суммарная площадь будет равна профилю нарезаемой резьбы, так как первый резец снимает стружку шириной, равной основанию профиля резьбы, следующий снимает стружку меньшей ширины и т. д., причем сумма толщин всей стружки равна глубине профиля резьбы t. Для треугольной резьбы
, Bt 2
/ = -п- ММ< J сум 2
где В — основание профиля резьбы в мм (ширина стружки, снимаемой первым резцом заборной части);
t — глубина резьбы в мм.
Угол ср заборного конуса метчика выбирается в зависимости от рода обрабатываемого материала и назначения метчика. Короткая заборная часть имеет ряд существенных преимуществ. Уменьшение заборной Части приводит к сокращению машинного времени, необходимого для Нарезания резьбы. У метчика с короткой заборной частью одновременно в резании принимают участие все зубья; при этом снимаются толстые стружки и уменьшается удельное давление резания. Длинная заборная часть способствует увеличению общей длины метчика, а следовательно, и увеличению его стоимости. Наконец, длинные метчики более подвержены искривлению при термической обработке, чем короткие. Учитывая все это, стремятся сделать метчики по возможности с короткой заборной частью.
С другой стороны, недостаток короткой заборной части заключается в том, что ухудшается направление метчика в работе, в результате чего отверстие в начале может получиться несколько расширенным, поэтому метчикамш с длинной заборной частью пользуются в тех случаях, когда
315
к резьбе предъявляются особые требования в отношении точности и
чистоты. Каждый зуб метчика можно рассматривать как самостоятельный резец. Основные углы зубьев метчика показаны на фиг. 283, где 7 — передний угол, р — угол заострения, а — задний угол и & — угол
резания. Для облегчения процесса резания и уменьшения трения между
задней гранью метчика и нарезаемым отверстием у зубьев снимается
Фиг. 283. Углы зубьев метчика.
затылок. Затылование обычно производится по архимедовой спирали.
У ручных метчиков затылование производится на значительно меньшую величину, чем у машинных. Кроме того, у ручных нешлифованных метчиков рыночного типа затылование производится только на заборной части, а калибрующая часть не затылуется. Объясняется это тем, что при обратном вращении между задней (затылованной) гранью и нарезаемой резьбой защемляется стружка, что вызывает срыв резьбы и поломку метчика.
Кроме того, после заточки такой метчик быстро теряет свой размер
и, наконец, при наличии затылования уменьшается опорная поверхность.
У шлифованных метчиков крайне желательно снятие затылка и на калибрующей части, так как в противном случае наблюдается прилипание частиц металла к виткам метчика, что значительно затрудняет нормальное резание.
Гаечные нешлифованные метчики обязательно должны быть затылованы по калибрующей части, так как при нарезании гаек метчик после нарезания не вывертывается и поэтому исключается повреждение резьбы, затылованной поверхностью. '
Чтобы метчик имел достаточную опорную поверхность, хорошее направление в работе и допускал большое количество переточек, затылование необходимо производить не на всю ширину пера, а оставлять на нем неснятую полоску шириной до :1/3 ширины пера.
Для предупреждения защемления стружки при обратном вращении метчика величина затылования должна быть минимальной и составлять 0,02—0,08 мм в зависимости от размера метчика.
Величина заднего угла а зависит от назначения, типа и размера- метчика и обрабатываемого материала. Угол а увеличивают с повышением вязкости обрабатываемого материала. Для глухих отверстий он должен быть меньшим, чем для сквозных. Рекомендуют следующие значения угла:
Для машинных и гаечных метчиков...................10—12’
, ручных метчиков....................... 6—8°
„ метчиков для легких сплавов.................. 3—7°
Передний угол у выбирается в зависимости от обрабатываемого материала. С увеличением угла у улучшаются условия для деформирования и отвода стружки и повышается чистота нарезаемой поверхности. Уменьшение угла f при нарезании вязких металлов влечет за собой получение шероховатой резьбы, сильное налипание стружки на витки-
316
метчика и может вызвать его поломку. Величина переднего угла колеблется от 0 до 15°. Для чугуна и бронзы 7 берется в пределах до 5°, для стали средней твердости — от 8 до 10°, для мягкой стали — от 10 до 15°.
При выборе числа канавок метчика принимается во внимание простота обмера метчика, достаточная емкость канавок для приема стружки, минимальный нагрев зубьев метчика.
При меньшем числе канавок снимается более толстая стружка, поэтому расходуется несколько меньше энергии, чем при большем числе канавок. С этой точки зрения трехканавочные метчики имеют некоторое преимущество перед четырехканавочными; кроме того, изготовление трехканавочного метчика обходится дешевле, так как отпадает обработка лишней канавки. Недостаток трехканавочного метчика до последнего времени заключался в трудности его промера по диаметру с помощью обычных инструментов. Однако указанный недостаток не имеет сейчас существенного значения, так как в настоящее время имеется ряд приборов для его промера.
Для ручных, и гаечных метчиков диаметром до 25 мм применяются трехканавочные метчики, от 25 до 50 мм — четырехканавочные. Для метчиков других типов число канавок делается больше.
Профиль канавки должен обеспечивать угол поднутрения (передний угол) ч, соответствующий обрабатываемому материалу. Кроме того, профиль канавки должен обеспечивать достаточное пространство для стружки, препятствовать налипанию стружки и не иметь резких переходов во избежание появления трещин при закалке.
Как мы уже указали, метчики изготовляются как с прямыми, так и винтовыми канавками.
В том случае, когда у метчика прямые канавки, угол резания на каждой стороне зуба не одинаков, поэтому зубья метчика изнашиваются не одинаково. Указанное обстоятельство имеет значение при большом угле подъема резьбы.
При винтовых канавках правая и левая кромки принимают одинаковое участие в работе резания.
Направление канавок должно составлять прямой угол с направлением подъема резьбы.
Учитывая сложность изготовления и заточки винтовых канавок, в большинстве случаев применяют прямые канавки. Винтовые же канавки имеют применение главным образом для точной резьбы (маточные метчики) и у метчиков с большим углом подъема резьбы.
Для нарезания глухих отверстий берется правая спираль, а для нарезания сквозных отверстий — левая (фиг. 284, А и В). При правой спирали стружка выходит вверх, как у спирального сверла, при левой— удаляется вниз.
По способу нарезания резьбы различают метчики ручные (слесарные) и машинные. Ручные метчики служат для нарезания резьбы вручную с помощью воротка, накладываемого на голову метчика.
Машинные метчики употребляются для работы на станках. В этом случае метчик вставляется в шпиндель сверлильного или же специального станка.
317
В зависимости^от нарезаемых изделий метчики делятся на гаечные, плашечные и маточные, газовые и специальные.
При нарезании резьбы вручную применяется комплект ‘метчиков из двух или большей частью трех штук (фиг. 285). Это делается с целью
Фиг. 284. Метчики с правой и левой спиралью.
распределения усилия резания между тремя метчиками. Кроме того, применение трех метчиков обеспечивает получение чистой обрабатываемой поверхности.
Первый метчик (черновой), первым производит нарезание резьбы и снимает большую стружку; второй, или средний (получистовой), вторым
Черновой метчик
I Цилиндрическая конструкция Чистовой метчик |~ S Средний метчик
Л Коническая конструкция
Фиг. 286. Цилиндрические и конические метчики.
производит нарезание резьбы и снимает несколько меньшую стружку, и третий (чистовой) снимает незначительную стружку, производит окончательное нарезание и калибрование резьбы.
Различают две конструкции ручных (слесарных) метчиков: цилиндрические и конические (фиг. 286). В первой конструкции все три метчика набора имеют разный диаметр, причем полный профиль резьбы имеет только чистовой метчик.
В конической конструкции все три метчика имеют одинаковый диаметр калибрующей части и различную длину заборной части.
318
При цилиндрической конструкции только чистовой метчик обеспечивает окончательную форму резьбы.
Dx = D — 0,4/; D2 = D — г,
где D —- теоретическая величина наружного диаметра резьбы чистового
метчика;
Di — наружный диаметр среднего метчика;
О2— наружный диаметр чернового метчика;
t—глубина резьбы.
Заборная часть k цилиндрических метчиков в зависимости от шага s
резьбы для чистового метчика должна быть примерно равна k = 1,5—г— -т-2 s, для среднего k— 2,5 $ и для чернового k — 4s.
Угол ср заборного конуса для чистового метчика должен быть равен с? = 18-ч-23о, для среднего ср = 13° и для чернового ср = 5°.
При конической конструкции все три метчика имеют один диаметр D
и отличаются между собой длиной заборной части k, которая делается
значительно больше, чем при цилиндрической конструкции: для чистового
метчика &=l,5-s-2 $, для среднего k = 5 $ и для чернового k = 12 s.
Недостатком конической конструкции яв-
ляется то, что работа на- Фиг. 287. Гаечный метчик.
резания резьбы распреде-
ляется неравномерно между всеми тремя метчиками комплекта. Первый метчик выполняет наиболее тяжелую работу. Кроме того, эти метчики не обеспечивают полного профиля резьбы в конце глухих отверстий. В метчиках цилиндрической конструкции эти недостатки устранены, поэтому можно равномерно распределять работу нарезания между всеми
тремя метчиками.
В настоящее время применяют почти исключительно метчики цилиндрической конструкции. При массовом изготовлении резьбовых изделий нарезание резьбы ручными метчиками становится экономически невыгодным. В таких случаях применяются машинные метчики, которые отличаются от ручных главным образом конструкцией хвоста, зависящей от типа патрона, в котором закрепляется метчик во время работы на станке.
Для нарезания резьбы в гайках служат гаечные метчики трех видов: 1) гаечные с коротким хвостом; 2) гаечные с длинным хвостом; 3) гаечные с длинным хвостом станочные.
Гаечные метчики с коротким хвостом применяются на гайкорезных и сверлильных станках при изготовлении гаек в небольшом количестве. Их также применяют для нарезания гаек вручную. Производительность этих метчиков ниже, чем гаечных метчиков, имеющих длинный хвост. На фиг. 287 приведен чертеж такого метчика.
При работе гаечными метчиками с длинным хвостом несколько гаек в процессе нарезания нанизываются на метчик, и поэтому нет необходимости вынимать метчик из патрона после нарезания каждой гайки.
319
Станочные метчики с длинным хвостом отличаются главным образом тем, что имеют более короткую нарезанную и коническую часть.
Длинные метчики применяются главным образом для нарезания чистой резьбы при повышенных технических условиях, а станочные — при массовом производстве гаек.
Гаечные метчики как с длинным хвостом, так и станочные в процессе нарезания требуют периодического вынимания из патрона для удаления нарезанных гаек. Для по--------------------1________'' Lj вышения производительности при-____________________________X—— ’ меняют гаечные метчики с изо-
д) гнутым хвостом, позволяющим
6)
Фиг. 288. Плашечные и маточные метчики.
Фиг. 289. Маточный мегчик.
часть хвоста делается съемной, отвертывается, и метчик может
Фиг. 2.;0. Метчики для трубной резьбы.
автоматически выбрасывать готовые гайки, не вынимая метчика из патрона J.
Для облегчения заточки метчика в процессе эксплоатации изогнутая 1 случае надобности изогнутый хвост >ыть заточен в центрах, как это обычно делается у метчиков с прямым хвостом.
Плашечные и маточные метчики (фиг. 288, а и б) служат для нарезания резьбы в плашках.
Плашечные метчики (фиг. 288, а) производят предварительное нарезание резьбы. Маточные метчики — чистовые метчики — предназначены для чистовой обработки плашек.
Обычно плашечный метчик производит черновое нарезание резьбы в один проход. Этот метчик дает глубину D1= D — 0,2 t. Маточный же метчик не более 0,1 t и тем самым обеспе-
Так как маточные метчики снимают малую стружку, то канавки делаются мелкие, а число их значительно больше (шесть—восемь), чем у обычных метчиков.
Для обеспечения спокойной безударной работы маточные метчики снабжают винтовыми канавками (фиг. 289) с углом наклона к оси 5—7°.
резьбы 0,9 t, т. е. его диаметр снимает незначительную стружку чиваег точные размеры плашки.
1 Более подробно о работе этих метчиков см. проф. И. И. Семенченко, Режущий инструмент, т. II.
320
У маточных метчиков угол поднутрения отсутствует, и угол резания равен 90°. Ни на конусной, ни на цилиндрической частях метчика затылок зубьев не снимается.
Газовые метчики (фиг. 290) предназначены для нарезания трубной резьбы вручную. Эти метчики изготовляются обычно комплектами из
двух штук.
К специальным метчикам относятся метчики для трапецеидальной и прямоугольной резьбы, метчики с прерывной резьбой, метчики с эксцентричной нарезкой резьбы и бесканавочные. Рассмотрим коротко метчики
двух последних типов.
Метчики с эксцентричной нарезкой резьбы (фиг. 291) выполняют одновременно работу трех метчиков. Их конструируют таким образом, чтобы каждое перо выполняло работу отдельного метчика: первое перо — работу чернового метчика, второе — среднего и третье — чистового. Эксцентричная нарезка метчика достигается смещением на некоторую величину его центров.
На фиг. 292 показана одна из конструкций регулируемого метчика. Гребенки 7 посажены в углу-
Фиг. 291. Метчцк с эксцентричной нарезкой резьбы.
бления конуса 2, на стержне которого сделаны наклонные вырезы для концов установочных винтов 3. При осла
блении нижнего винта За и завертывании верхнего ЗЬ конус по-
дается назад, и плашки устанавливаются на меньший размер. Для установки на больший размер ослабляется верхний винт 3b и подверты
Фиг. 292. Регулируемый метчик.
вается нижний За. Эти метчики служат для нарезания резьб от 35 до 215 мм. Пределы регулирования — от 6 до 50 мм.
На фиг. 293 показан самооткрывающийся метчик со вставными гребенками. Основное преимущество таких метчиков заключается в том, что отпадает надобность вывертывания метчика при обратном ходе, так как после окончания нарезания резьбы гребенка автоматически отходит от нарезаемой детали, что способствует получению более чистой и гладкой резьбы. Кроме того, так как указанные метчики позволяют регулировать размеры резьбы, то одна и та же головка позволяет устанавливать гребенки для широкого диапазона диаметров резьб. К преимуществам самооткрывающихся метчиков нужно также отнести
21 Даниелян А. М. 2063 321
ускорение обратного хода, значительную экономию быстрорежущей стали и облегчение изготовления гребенок.
В последнее время появились оригинальные конструкции метчиков без канавок, но со специально заточенной заборной частью (по принципу заточки центровочного сверла). Эти метчики дают более точную резьбу, так как вследствие отсутствия сквозных канавок обеспечивается
нужное направление метчика.
Для нарезания резьбы в сквозных отверстиях применяют метчик, показанный на фиг. 294, 1. В этом случае стружка направляется вперед.
Для нарезания резьбы в глухих отверстиях применяют метчик, показан
Фиг. 293. Самооткрывающийся Фиг. 294. Метчики без канавок, метчик.
ный на фиг. 294, II. Метчик — пустотелый, а его заборная часть, имеет двухстороннюю заточку. При перемещении метчика в глубь нарезаемого отверстия стружка через отверстие у заточки направляется, внутрь метчика, отводится назад через внутреннюю полость метчика и выходит в верхнее окно, сделанное выше рабочей части метчика.
ПЛАШКИ
Плашки предназначены для нарезания наружной резьбы на болтах, винтах и других деталях.
Плашки по своему назначению и по конструкции разделяются на< следующие типы:
1) круглые (прогонки, лерки);
2) раздвижные (клупповые);
3) к самооткрывающимся резьбонарезным головкам;
4) для накатывания резьбы.
Круглые плашки (фиг. 295) имеют большое распространение и применяются главным образом для нарезания резьб невысокой точности. Указанные плашки не могут обеспечить высокой точности, так как искажения отдельных элементов резьбы плашки во время закалки не исправляются последующей механической обработкой1.
1 Эти плашки могут обеспечить высокую точность (1-го и 2-го классов), если их резьба после термической обработки будет корректироваться с помощью притира или специально закаленного метчика.
322
При нарезании резьбы плашками материал вытягивается и увеличивается в диаметре, поэтому заготовку винта обтачивают на диаметр несколько меньший, чем нормальный внешний диаметр винта.
Круглые плашки применяются главным образом в револьверных
станках и автоматах. Эти плашки
Фиг. 295. Круглая плашка.
изготовляются трех конструкций: цельные, разрезные и трубчатые.
Цельные плашки (фиг. 296, а) обеспечивают получение более точной резьбы, чем разрезные.
Фиг. 296. Цельная (я) и разрезная (б) круглые плашки.
Фиг. 298. Углы режущих лезвий плашки.
Фиг. 297. Продольное сечение плашки.
Диаметр разрезных плашек (фиг. 296, б) может изменяться в пределах от 0,1 до 0,25 мм. Эти плашки устанавливаются на требуемый размер по калибру. Разрезку плашек производят после закалки. Плашки закаливают наполовину разрезанными, что способствует меньшему короблению плашки во время закалки.
Как и у метчиков, у плашек также есть заборный конус и калибрующая часть (фиг. 297). Заборный конус делают с двух сторон, что дает возможность нарезать резьбу обеими сторонами.
Работа резания фактически выполняется только заборной частью плашки, что же касается цилиндрической (калибрующей) части, то она служит лишь направляющей и производит зачистку и калибрование у резьбы.
Для успешной работы плашки
иметь определенную величину. С уменьшением угла конуса работа нарезания распределяется на большее число зубьев. При чрезмерно большом угле <р плашка не в состоянии захватить заготовку, которая срывается и портит резьбу. Угол <р выбирают в пределах 20—30°, а при нарезании резьбы до упора его — до 45°.
Длина калибрующей части I с полным профилем резьбы для нормальной резьбы составляет 4—5,5 витка, а для более точной резьбы 3—3,5 витка. С увеличением числа витков увеличиваются ошибки по шагу при термической обработке.
угол заборного
конуса должен
323
Режущее лезвие плашки подобно другим инструментам имеет передний угол у и задний угол х (фиг. 298). Величина переднего угла выбирается в зависимости от качества обрабатываемого материала. Для твердых материалов у = 10-г-12°, для мягких у = 20 -4-25°. Для облег
Фиг. 299. Установочное кольцо.
чения изготовления плашек углы у должны быть одинаковыми на режущей и калибрующих частях. Однако целесообразно, чтобы на режущей части угол у был на 4—5 больше, чем на калибрующей. Этого достигают специальным углублением передней грани режущей части. Для уменьшения трения витков плашки об обрабатываемый материал зубья плашки затыловывают. Задний угол а берется в зависимости от обрабатываемого материала. С повышением вязкости
материала заготовки угол увеличивают. Для стандартных плашек я = 7-4-9°. Затылование зубьев производится только на заборной части плашки. На калибрующей части затылование не производится из-за двухсторонней работы плашки. Заборные части затыловывают по архимедовой спирали.
Фиг. 300. Трубчатая плашка.
Закрепление плашек при ственно в воротках, или же
ручной работе производится или непосред-в установочных кольцах (фиг. 299), кото
рые в свою очередь закрепляются в воротке.
Установочные кольца позволяют значительно сократить ассортимент воротков. Кроме того, с помощью установочного кольца можно точно отрегулировать размер разрезной плашки.
Трубчатые плашки Фиг. 301. Кольцо для трубчатой плашки, (фиг. 300) применяются для
нарезания резьбы на револьверных станках и автоматах. Для нарезания длинных винтов эти плашки имеют сквозное отверстие. Трубчатые
плашки позволяют регулировать размер резьбы с помощью специального кольца, надеваемого на плашку (фиг. 301).
Преимуществом трубчатых плашек является легкость заточки и меньшее коробление при термической обработке; кроме того, вследствие
324
цилиндра они точнее устанавливаются плашки состоят из двух половинок
Фиг. 302. Раздвижная (клупповая) плашка.
большой длины наружного в патроне. Раздвижные (клупповые) (фиг. 302), вставляемых в косой клупп (фиг. 303) для ручной нарезки резьбы. Плашки вставляются в клупп и сдвигаются так, чтобы режущие кромки соприкасались с заготовкой и нарезали резьбу. По мере нарезания резьбы эти половинки плашки сближаются между собой, и резьба нарезается все глубже по всей длине нарезаемого винта. По мере сдвигания плашек в процессе работы передний и задний углы инструмента меняются.
Во избежание обратного вращения плашки после нарезания резьбы (что связано с порчей плашек) в настоящее время на автоматах широко
применяют самооткрывающиеся головки со вставленными резьбонарезными плашками (фиг. 304). В конце нарезания резьбы плашки автома-
тически расходятся, и во время обратного хода плашка не соприкасается с обрабатываемой деталью, вследствие чего резьба получается более чистой и гладкой. По способу уста-£ новки различают радиальные (фиг. 305, а) и тангенциальные плашки (фиг. 305, б)
Радиальные плашки сдвигаются по радиусу. Тангенци-
Фиг. 304. Самооткрывающаяся головка. альные плашки перемещаются по касательной к детали. На фиг. 306 показана головка с тангенциальными плашками. Эти плашки работают так же, как тангенциальные резцы.
Резьба каждой плашки должна быть сдвинута относительно соседней плашки на шага. Таким образом, плашки в головке должны занимать вполне определенное положение, так как направление ниток одной
325 '
плашки является продолжением соответствующих ниток другой плашки, и перестановки недопустимы. Плашки устанавливаются на данный диаметр по калибру.
Преимущество тангенциальной установки плашек перед радиальной заключается в том, что срок эксплоатации плашки значительно больше, так как она выдерживает большее число переточек.
Фиг. 305. Схема работы радиальных и тангенциальных плашек.
Фиг. 306. Головка с тан-
генциальными плашками.
Каждый зуб плашки имеет соответствующие углы. Угол ® заборной части берется от 15 до 20°. Для резьб с мелким шагом угол ® должен быть больше, а для резьб с крупным шагом — меньше. Для вязких металлов угол берется меньше, чем для хрупких.
Фиг. 307. Круглая гребенка для головок радиального типа.
Фиг. 308. Схема работы головки с круглыми гребенками.
Выбор переднего угла 7 зависит от обрабатываемого материала. Чем тверже обрабатываемый материал, тем меньше должен быть угол у. Величина этого угла колеблется от 0 до 25°.
Задний угол а для радиальных плашек берется в пределах от 12 до 15°. На заборной части угол а должен быть на 2—3° больше, чем тот же угол на калибрующей части. При недостаточном угле а на заборной части резьба получается не чистой.
В самооткрывающихся резьбонарезных головках применяются также круглые дисковые плашки (гребенки). На фиг. 307 показана круглая гребенка для головок радиального типа, а на фиг. 308 — схема работы 326
Фиг. 309. Плоские плашки для накатки резьбы.
плашками, из которых одна остается
резьбонарезной головки с круглыми гребенками. Гребенки снабжены кольцевыми витками, расположенными параллельно торцам гребенки, с профилем нарезаемой резьбы. В настоящее время головки с круглыми гребенками вытесняют головки с плоскими плашками. Круглые гребенки допускают во много раз большее количество переточек; они просты в изготовлении и обеспечивают лучшее качество нарезаемой резьбы.
Перейдем к рассмотрению плашек для накатки резьбы. Накатка резьбы производится на специальных станках. Этот метод является наиболее прогрессивным методом получения наружной резьбы. Основным преимуществом этого процесса является большая производительность и высокая чистота накатываемой поверхности.
Метчики с накатанной резьбой имеют повышенную стойкость вследствие отсутствия перерезанных волокон и уплотнения поверхностного слоя. К их недостаткам относится наличие эллиптичности по среднему диаметру резьбы. Накатывание резьбы производится плоскими и круглыми плашками и вращающимися роликами.
Плоские плашки представляют собой две массивные пластины, на одной из широких сторон которых нанесена резьба Ч Плоские плашки работают парами, как показано на фиг. 309. Деталь закладывают между
неподвижной, а другая перемещается параллельно первой.
Заготовка, попадая в пространство между плашками, захватывается ими и прокатывается по всей длине плашек, в результате чего на поверхности заготовки вдавливаются витки резьбы. Таким образом при перемещении плашки деталь сдавливается между плашками и в то же время катится между ними. Подвижную плашку делают несколько длиннее, чем неподвижную, что дает дополнительный участок для накатывания резьбы и для выбрасывания детали после нарезания резьбы.
Плашки расположены одна относительно другой таким образом, что вершина профиля резьбы одной плашки находится точно против основания впадины другой плашки, т. е. плашки смещены на половину шага резьбы. Нарезаемый болт располагается перпендикулярно обеим плашкам. Плашки должны быть строго параллельны. При несоблюдении этих условий получается искаженная резьба. Расстояние между плашками должно быть равно диаметру нарезаемой детали.
Сущность процесса накатывания резьбы заключается в следующем. При постепенном вдавливании витков плашки в тело заготовки происходит вытеснение материала заготовки; при достаточно глубоком вдавливании инструмента материал полностью заполняет углубления на поверхности накатывающих инструментов, в результате чего на поверхности
1 Встречаются также плашки с резьбой, выполненной с обеих сторон пластины.
327
заготовки получается отпечаток поверхности инструмента. Таким образом при накатывании резьбы происходит пластическая деформация поверхности заготовки, и наружный диаметр накатанной детали получается больше, чем диаметр заготовки. Накатывание резьбы плоскими плашками применяется при обработке деталей диаметром от 3 до 50 мм; при этом резьбу диаметром до 40 мм накатывают в холодном состоянии, а для накатывания более крупных заготовок их нагревают.
Необходимым условием получения доброкачественных изделий является пластичность материала, из которого эти изделия изготовляют. Особенно хорошо поддаются накатыванию малоуглеродистые стали (содержание до 0,4°,0 углерода), латунь Л62, медь, алюминий и его сплавы.
На фиг. 310 показано накатывание резьбы одним роликом, а на фиг. 311—двумя роликами. Первый способ применяется на токарных
Фиг. 31 Г. Накатывание резьбы двумя роликами.
автоматах или револьверных станках при накатывании резьбы позади буртиков, препятствующих употреблению лерки. В этом случае ролик получает вращение от трения при соприкосновении с вращающейся деталью (фиг. 310). Накатывание резьбы двумя роликами производится на специальных станках. Ролики получают принудительное вращение в одном направлении (фиг. 311). Этот метод особенно эффективен при накатывании тонкостенных деталей.
Основное преимущество накатывания резьбы перед другими методами, как уже отметили, заключается в высокой производительности, а следовательно, в низкой себестоимости изготовляемых изделий. Возможность применения высоких скоростей, превышающих в несколько раз скорости нарезания резьбы круглыми плашками и винторезными головками, а также высокая стойкость и жесткая конструкция накатывающих плашек выгодно отличают накатывание от других способов получения резьбы. Точность накатанной резьбы зависит не только от установки плашек, наладки и состояния станка, но и от диаметра заготовки, а также формы плашек.
При накатывании резьбы не происходит снятия материала в виде стружки, и площадь поперечного сечения заготовки практически остается постоянной, поэтому всякое изменение размера заготовки вызывает изменение размеров резьбы.
Применение заготовок несоответствующего (большого) диаметра вызывает изменение среднего диаметра резьбы, следствием чего является 328
массовый брак изделий. Обычно путем накатывания получают резьбу 2-го класса точности.
При накатывании плашками более точными и более совершенной формы можно получить резьбу 1-го класса точности.
КРУТЯЩИЕ МОМЕНТЫ И СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ РАБОТЕ МЕТЧИКАМИ И ПЛАШКАМИ
тящего момевта при нарезании резьбы метчиком.
Сопротивление резанию при работе резьбонарезным инструментом определяется величиной крутящего момента.
При нарезании гайки метчиком крутящий момент изменяется в соответствии с изменением площади стружки, снимаемой всеми работающими зубьями. Как мы выяснили, суммарное сечение стружки изменяется по мере вхождения в работу заборного конуса метчика. При высоте гайки, равной длине заборной части, с начала нарезания до момента полного вхождения заборной части суммарное сечение стружки, а вместе с ним и крутящий момент возрастают по параболическому закону. В момент пол
ного вхождения заборного конуса суммарное сечение (а также и Л'1) примет наибольшее значение. Когда же метчик начинает выходить из отверстия, суммарное сечение стружки начинает уменьшаться, и когда вся заборная часть метчика выйдет из работы, площадь будет равна нулю. Если высота гайки больше длины заборной части, то суммарное сечение стружки, достигнув максимума, сохранит эту величину, пока весь заборный конус не выйдет из отверстия, после чего начнет уменьшаться, как и в предыдущем случае.
На фиг. 312 представлены кривые изменения крутящих моментов в соответствии с рассмотренными случаями. Кривая ОБА относится к тому случаю, когда высота гайки равна длине заборной части метчика, а кривая 0BCD — к случаю, когда высота гайки больше длины заборной части.
Полный крутящий момент М при нарезании резьбы метчиком состоит из трех частей:
М = + М2 + М3,
где М1 — крутящий момент, затрачиваемый непосредственно на процесс резания (Mt = 50%);
— момент сил трения, возникающих в процессе резания между витками метчика и нарезаемой резьбы (/И2 = 30%);
Л'1а — момент сил защемления стружки (Л43 = 2О°/о).
Третий момент % появляется лишь при неправильных условиях работы и конструктивных недостатках метчика.
Полный крутящий момент определяется с помощью специальных измерительных приборов.
329
В табл. 51 приводятся формулы для крутящих моментов и эффективной мощности при резьбонарезании по данным Министерства станкостроения СССР х.
Таблица 51
Формулы для определения крутящих моментов и эффективной мощности при резьбонарезании
Обрабатываемый материал Формулы для определения
Режущий инструмент крутящих моментов в кгсм эффективной мощности в кет
Метчики машинные с шлифованным профилем Чугун серый Нв = 190 м = 1,57 О1,4 $1,5 N - O,O5Dl|6s0’6
Метчики гаечные с шлифованным профилем Л4 = 0,41 О1’7?’5 ^Ф 0,0970 ,95 у0,9
Метчики гаечные автоматные с шлифованным профилем Плашки круглые Сталь конструкционная углеродистая — М= м = 0,25 О2’0 s1'5 4,5 О1’1 ?’5 "эф *3ф = 0,04502Лу у0,9 О.ОбО1'3^0’3
= 75 кг 1мм2 у0,5
Гребенки круглые и плашки тангенциальные к резьбонарезным самооткрыва-ющимся головкам м= 4,6 О14 ?’5 O.ISIO1’3?’3 у0,5
Износ режущих лезвий у плашек, снимающих стружку относительно большой толщины, имеет форму лунки по передней грани и фаски по задней грани инструмента. На метчиках, снимающих более тонкую стружку, изнашивается только задняя грань инструмента. Ниже приводятся расчетные формулы для вычисления допустимых величин износа:
Для резьбонарезных головок (самооткрывающихся) Д=0,35О°'5 „ круглых плашек............................. Д =0,1 О0,5
„ гаечных „ ........................ Д=0,05 D
„ машинных „ .......................Д—0,125 D (нарезка
в стали) Д=0,07 D (нарезка в чугуне)
Работа резьбонарезными инструментами, износ которых превышает предельные данные по приведенным выше формулам, приводит к ухудшению качества нарезаемой резьбы и к поломке инструмента.
1 См. „Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали",
Машгиз, 1950.
330
Зависимость скорости резания от стойкости для метчиков и плашек, как и для других инструментов, выражается формулой
С v
Вследствие кратковременности рабочих циклов отдельных режущих зубьев и продолжительности перерывов, а также обильного применения смазывающе-охлаждающей жидкости процесс износа режущих элементов у метчиков и плашек протекает в условиях низкой температуры. Кроме того, метчики и плашки не доводятся до такого притупления, как резцы или сверла. Все эти специфические условия отражаются на увеличении показателя степени при стойкости. Показатель степени т для метчиков колеблется в пределах от 0,6 до 1,0, а для плашек равен 0,5.
Формулы скоростей резания для резьбонарезного инструмента приведены в табл. 52) по данным Министерства станкостроения СССР).
Таблица 52
Формулы скорости резания при резьбонарезании
Режущий инструмент Марка инструментальной стали Охлаждение Обрабатываемый материал Формула для определения скорости резания в м!мин
Метчики машинные со шлифованным профилем ЭИ262 Керосин Чугун серый Нв = 190 — 6’2р1'2 V~ т^.6^0,9
Метчики гаечиые со шлифованным профилем ЭИ262 Сульфо-фрезол Сталь конструкционная углеродистая = 75 кг/мм1 _ 53D1-2 V ~ у0,9у0,5
Метчики гаечные автоматные со шлифованным профилем ЭИ262 Сульфо-фрезол 41D1’2 71 7^0,9^0,5
Плашки круглые У12А и 9ХС ЭИ262 Эмульсия Сульфо-фрезол 27 D1’2 V = — jO,Ssl,2
Гребенки круглые и плашки тангенциальные к резьбонарезным самооткры-ваюгцимся головкам 7.4D1'2 v 7^1,2
Фрезы резьбовые ЭИ262 198 V~
Без охлаждения Чугун серый 140 V ~~ ^0,33^0,4^0,267
331
Средние величины практических стойкостей для резьбонарезных инструментов следующие 1:
1) для метчиков машинных — 90 мин. при работе по стали и 60 мин. при работе по чугуну;
2) для метчиков гаечных— 150 мин.;
3) для плашек круглых — 90 мин.;;
4) для плашек к резьбонарезным головкам—120 мин.
В табл.51 и 52 были приведены формулы для М, НЭф и v для резьбо нарезного инструмента при обработке углеродистой стали а* = 75 кг1мл* и серого чугуна Нв — 190; при обработке других металлов необходимо вносить соответствующие поправочные коэфициенты согласно табл. 53.
Таблица 53
Поправочные коэфициенты в зависимости от обрабатываемого металла 1
Обрабатываемый материал Твердость Нв Предел прочности в кг/мм2 Режущий инструмент
Метчики Плашки Метчики Плашки
Поправочные коэфициенты
На скорость резания На мощность
Сталь конструкционная углеродистая 107-138 138—169 169-200 200-230 40—50 50-60 60-70 70—80 0,7 1,0 1,0 |1,0| 0,6 0,7 1,0 11.01 0,9 1,3 1,0 Ц.0| 0,4 0,6 0,9 11,0!
легированная <200 200—230 --- 0,9 0,8 0,9 0,8 0,9 0,8 1,1 0,9
Чугун серый <180 180—200 200-230 — 1,43 11.01 0,7 — 1,1 |Т0| 0,8
Чугун ковкий — — . 2,4 — 2,0 —
Бронза, латунь 2,9
1 Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали, 1950.
332
РЕЗЬБОВЫЕ ФРЕЗЫ
Фиг. 313. Дисковая резьбовая фреза.
Резьбовые фрезы можно разделить на две основные группы: дисковые и цилиндрические.
форма зуба дисковой резьбовой фрезы соответствует профилю нарезаемой резьбы.
На фиг. 313 показана дисковая фреза для нарезания трапецеидальной резьбы. Для уменьшения боковых давлений зубья фрезы делают несимметричными — попеременно левыми и правыми. Если первый зуб работает своей правой боковой кромкой, то второй режет левой кромкой и т. д., и только один зуб имеет профиль, точно соответствующий профилю нарезаемой резьбы, и служит для контроля профиля нарезаемой впадины. В процессе работы дисковая резьбовая фреза вращается, а деталь тоже вращается и подается согласно шагу нарезаемой резьбы.
Цилиндрической резьбовой фрезой (фиг. 314) пользуются для нарезания трапецеидальной и треугольной резьбы небольших диаметров. Фреза эта представляет собой как бы ряд сложенных вместе дисковых фрез. Зубья фрезы расположены
лярно оси вращения. Длина фрезы должна быть немного больше длины нарезаемой части детали: если длина фрезы меньше длины детали, то ее приходится переставлять по длине детали; при этом имеется опасность, что зубья не попадут точно в уже прорезанные канавки.
При фрезеровании резьбы деталь и фреза вращаются, кроме того, фреза подается вдоль оси детали. В то время как деталь делает полный оборот, фреза перемещается на величину шага резьбы. Таким же образом производится и нарезание внутренней резьбы. Разница только в том, что при фрезеровании наружной резьбы фреза и деталь должны вращаться в одну сторону, а при фрезеровании внутренней резьбы — в разные стороны.
Фиг. 314. Цилиндрическая резьбовая фреза.
не по винтовой
линии, а
ЧАСТЬ ПЯТАЯ
СКОРОСТНОЕ РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
Скоростные методы обработки металлов резанием в настоящее время широко внедряются в промышленность. Эти методы резко повышают производительность и понижают стоимость обработки деталей.
Мысль об увеличении скорости резания металлов с десятков метров в минуту до сотни и тысячи метров в минуту не нова. Первые опыты с целью исследования возможности скоростного и сверхскоростного резания были произведены в СССР.
Великая Отечественная война ускорила развитие существующих методов обработки металлов и вызвала к жизни новые, более производительные методы. За годы войны в Советском Союзе нашло широкое применение скоростное фрезерование фрезами, оснащенными твердыми сплавами, с отрицательными передними углами. Этот метод способствовал огромному росту стойкости инструмента и производительности резания.
Особенно большую роль в возникновении и внедрении скоростных методов обработки сыграли работы наших лучших стахановцев. В этой связи следует особо отметить токаря Ленинградского станкостроительного завода им. Свердлова Борткевича, токаря Московского завода шлифовальных станков Быкова и др.
Советские ученые и инженеры в результате изучения опыта передовых стахановцев и теоретических обобщений законов резания показали, что при надлежащей геометрии твердосплавного инструмента и использования теплоты, возникающей вследствие пластической деформации металла, можно довести скорости резания до сотни и тысячи метров в минуту.
В настоящее время наряду со скоростным фрезерованием на наших заводах широко применяются также скоростное точение, скоростное нарезание резьбы и т. д.
В технической литературе, кроме термина „скоростное резание можно встретить также термин „сверхскоростное резание металлов"• В этой связи можно условно принять следующие границы между сверхскоростным, скоростным и обычным резанием металлов: сверхскоростное резание — обработка металлов со скоростями в несколько тысяч м'/мин, скоростное резание — обработка металлов со скоростями в сотни м!мин и, наконец, обычная обработка — резание со скоростями до 100 м^мин
1 Указанное деление сугубо условно, так как повышение скорости резания в несколько раз по сравнению с существующими даже в пределах до 100 м]мин при надлежащей стойкости инструмента можно рассматривать как скоростное резание. .
334
ГЛАВА XVII
Фиг. 315. Зависимость деформации от ско-
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НА ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ РЕЗАНИЯ
Из ряда исследовательских работ известно, что скорость резаниа оказывает существенное влияние почти на все основные факторы, сопутствующие процессу резания: усадку стружки, характеризующую объем пластической деформации, наклеп, нарост и т. д.
Начиная с известных пределов, зависящих главным образом от свойств обрабатываемого материала, увеличение скорости приводит к уменьшению вредного влияния перечисленных явлений и даже к их полному исчезновению.
В общей работе, затрачиваемой на процесс резания, наибольшее место занимает работа, затрачиваемая на пластическую деформацию металла. Уменьшая объем пластических деформаций, мы тем самым уменьшаем: и количество выделяющегося при резании тепла.
Один и тот же металл при обработке одним и тем же резцом, но при различных скоростях резания может быть пластичным и хрупким.
Как мы выяснили раньше (см. фиг. 104), с увеличением скорости резания усадка стружки значительно уменьшается.
Об уменьшении величины пластической деформации при увеличении скорости резания говорит также ряд других исследований, проведенных у нас в СССР.
Зависимость деформации от скорости удара представлена на фиг. 315. Указанные исследования были проведены на отожженной стали (0,2% С)> при помощи специального ротационного копра, развивавшего скорость до 100 мсек. Степень искажения прямоугольного сечения образца под надрезом служила показателем величины деформации. Из фиг. 315 видно, что для этого материала пластическая деформация прекращается при скорости около 50 м-сек. Иначе говоря, для перевода отожженной стали в хрупкое состояние обработку нужно вести со скоростями выше 3000 м!мин. Таким образом, для уменьшения энергии, затрачиваемой на пластическую деформацию, необходимо производить резание при скоростях в несколько тысяч метров в минуту, т. е. работать на сверх*-высоких скоростях. Чем выше скорость резания, тем меньше пластическая деформация и тем меньше количество выделяемой теплоты, а следовательно, относительно ниже и температура режущей кромки инструмента.
Сказанное можно также подтвердить результатами температурных исследований, проведенных автором.
335
При работе по стали <з6 = 70-^-75 кг/мм^ резцом из быстрорежущей стали на диапазоне v = 15-*-35 м)мин была выведена следующая зависимость между температурой и скоростью резания:
6° = Со0-4.
(171)
Температурные же опыты на стали = 83 кг/мм2 резцом, целиком изготовленным из твердого сплава Т15К6, в диапазоне скоростей резания от 45 до 185 м/мин дали возможность вывести следующую зависимость:
6° = Со°-22. (172)
Из сравнения формул (171) и (172) видно, что в области высо-
Фиг. 316. Характер зависимости высоты неровностей от скорости резания.
ких скоростей повышение скорости резания оказывает значительно более слабое влияние на температуру, чем в области низких скоростей.
Увеличение скорости влияет не только на объем пластической деформации, но и на ряд других факторов, сопутствующих процессу резания.
При обработке резанием слой металла под обработанной поверхностью приобретает наклеп, что снижает качество этого поверхностного слоя. Кроме того, наклеп понижает
чистоту обработанной поверхности.
С увеличением скорости резания глубина наклепа уменьшается.
Многочисленными исследованиями установлено, что, начиная с извест-
ной величины v, с увеличением скорости резания1 качество обработан-
ной поверхности прогрессивно улучшается.
На фиг. 316 схематично представлен общий характер зависимости
высоты неровностей от скорости резания, откуда видно, что с увеличе-
нием скорости сначала увеличивается шероховатость, затем наступает перелом (скорость -и0), после чего шероховатость начинает резко уменьшаться. ‘
В зависимости от обрабатываемого материала точка перелома (и0) находится в диапазоне скоростей от 15 до 40 м<мин.
Улучшение качества обработанной поверхности с возрастанием скорости резания в значительной мере объясняется отсутствием нароста в зоне больших скоростей. Нарост, как мы отметили раньше, отрицательно сказывается на чистоте поверхности, так как разрывает лежащие перед ним слои металла, образуя заусенцы и царапины.
Как известно, металлокерамические твердые сплавы обладают высокой твердостью и незначительной вязкостью, поэтому они меньше подвержены износу, но дают больше выкрашиваний. Действительная производительность твердого сплава характеризуется не только его стойкостью на износ, но и прочностью, т. е. стойкостью против выкрашивания. Для обеспечения высокой производительности режущий инстру
336
мент наряду с большой твердостью также должен обладать надлежащей вязкостью. При работе с высокими скоростями резания в рабочей части инструмента возникают повышенные температуры, способствующие увеличению вязкости твердого сплава, не сильно влияющие при этом на
его твердость.
На фиг. 317 приведена кривая, показывающая влияние темпера-
туры подогрева твердого исследований Б. Е. Бру-штейна и И. С. Брохина). Как видно из этой фигуры, вначале с увеличением температуры до 300° ударная вязкость сплава возрастает с 0,325 до 0,52 кгж/сж2 и затем при дальнейшем нагреве несколько уменьшается. При нагреве же выше^600° (до 800°) удар
сплава на ударную вязкость (на основании
Фиг. 317. Зависимость ударной вязкости твердого сплава от температуры подогрева.
ная вязкость увеличивается до 0,93 кгм/см2, т. е. почти в,--3 раза по сравнению с
ударной вязкостью при комнатной температуре.
Следовательно, хрупкость твердого сплава резко уменьшается, если температура режущего инструмента достигает 700 —800°. Таким образом,
при скоростном резании режущие свойства твердых сплавов используются в большей степени, чем при работе со сравнительно низкими скоростями резания. В результате при высоких скоростях резания повышается стойкость инструмента, а следовательно, и производительность твердого
сплава.
Подводя итоги, можно отметить, что увеличение скорости резания оказывает благоприятное влияние на объем пластической деформации, глубину наклепанного слоя, величину нароста, качество обработанной поверхности и качество твердого сплава.
22 Даниелян А. М-
2063
337
ГЛАВА XVIII
ПУТИ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ СКОРОСТНОГО И СВЕРХСКОРОСТНОГО РЕЗАНИЯ
Опыты по исследованию скоростного и сверхскоростного резания металлов проводились в следующих направлениях:
1) уменьшения объема пластических деформаций и перевода обрабатываемого металла в зоне резания из пластического в хрупкое состояние;
2) расплавления обрабатываемого металла за счет теплоты трения;
3) искусственного подогрева обрабатываемого металла;
4) использования тепла, выделяющегося вследствие пластических деформаций при резании.
Идея работы на сверхвысоких скоростях путем уменьшения объема пластических деформаций и перевода обрабатываемого металла в зоне резания из пластического в хрупкое состояние была выдвинута в 1940 г. проф. В. Д. Кузнецовым.
Теоретические предпосылки сводились к тому, что с повышением скорости резания предел текучести металла приближается к пределу прочности и металл становится хрупким. При обработке же хрупкого металла уменьшается относительная величина пластической деформации, что приводит к понижению температуры режущей кромки инструмента.
Первые опыты по проверке теоретических предпосылок, выдвинутых В. Д. Кузнецовым, были проведены в 1940 г. В. Н. Швецовым на скоростях до 2200 м)мт. Эти опыты хотя в общем и подтвердили правильность гипотезы о понижении объема пластических деформаций при высоких скоростях, вместе с тем показали, что ожидаемого непрерывного снижения пластической деформации при возрастании скорости не наблюдается. При скорости около 2000 м[мин резцы очень быстро выходили из строя, и резание прекращалось.
В том же 1940 г. были опубликованы опыты А. М. Розенберга, Калашникова и Судовцева, проведенные со скоростями до 6000 м)мин. Опыты показали, что при обработке стали 40Х усадка стружки резко убывает до скорости 300 м/мин, а затем при дальнейшем повышении скорости до 6000 м/мин остается почти без изменений. Стойкость резца в этих опытах составляла 1—2 сек. Столь незначительная стойкость, очевидно, объясняется тем, что с возрастанием скорости увеличивается количество тепла, возникающего в результате трения. Выделившаяся теплота повышает пластичность металла и температуру режущего инструмента. Таким образом, после достижения высоких скоростей, 338
приводящих к значительному понижению пластических деформаций, абсолютное количество тепла может быть столь большим, что приводит к мгновенному затуплению резца.
Итак, объем пластической деформации хотя и снижается с повышением скорости резания, но только до известного предела скоростей. Достигнутое снижение пластической деформации оказалось недостаточным для нормальной работы резца.
Можно предположить, что главная причина, приводящая к незначительной стойкости инструмента при работе на сверхвысоких скоростях резания, кроется не столько в большом объеме пластических деформаций, сколько в том, что с возрастанием скорости увеличивается работа трения.
На самом деле, если бы даже удалось перевести металл полностью в хрупкое состояние, то одним этим мы не добились бы цели. Это видно хотя бы из того, что для такого хрупкого металла, как чугун, проблема резания со сверхвысокими скоростями до сих пор остается неразрешенной.
Анализируя результаты своих исследований, а также данные других экспериментов, проф. Кузнецов приходит к выводу, что одним повышением скорости резания привести металл в состояние, допускающее резание на сверхвысоких скоростях, невозможно. По его мнению диапазон, в котором следует искать пути к решению проблемы сверхскоростного резания, должен быть ограничен 6и00—7000 м/мин. Наряду с уменьшением пластических деформаций необходимо создать условия, действующие в сторону повышения стойкости режущего инструмента.
В дальнейшем идея сверхскоростного резания, выдвинутая проф. Кузнецовым, была конструктивно осуществлена в лаборатории СФТИ В. Н. Шевцовым в виде так называемой термофрезы.
Процесс резания указанной фрезой можно в известной мере сравнить с работой фрикционных пил, действующих плавлением за счет теплоты трения.
В диапазоне скоростей 1200 — 2000 м]мин фреза в виде пилы обрабатывала различные металлы. Вследствие трения, возникающего в месте соприкосновения фрезы с обрабатываемым металлом, происходит настолько сильный нагрев металла, что зубья фрезы (задние углы были равны нулю) снимают расплавленный металл.
Таким образом, здесь по существу происходит не процесс резания металла, а его плавление на большую глубину (от 0,5 до 1,0 мм).
Указанный принцип, как известно, особенно резко выражен у фрикционных пил. В этом случае быстро вращающимися беззубыми дисками, твердость которых значительно ниже твердости детали, производится резка материала. В данном случае имеет место предварительное оплавление обрабатываемого металла теплотой трения и последующее внедрение диска. Этот процесс, как видно, основан на иных принципах, поэтому термин „резание" к нему не подходит.
Перейдем к рассмотрению третьего способа повышения скорости резания путем обработки металлов в нагретом состоянии.
Как следует из данных различных исследований, при высоких температурах резко снижается механическая прочность металла и его твердость, чем облегчается процесс резания.
*
339
Фиг. 319. Зависимость усилия резания от температуры обрабатываемого изделия.
На фиг. 318 изображены кривые растяжения для стали с содержанием углерода 0,4—0,5%> полученные при различных температурах по данным Н. А. Шапошникова. Мы видим, что повышение температуры металла в^ше 300° приводит к резкому падению аь.
Необходимая температура в зоне резания может быть создана или искусственно путем принудительного подогрева поверхности металла, или путем усиленного деформирования обрабатываемого материала за счет создания соответствующей геометрии режущего инструмента.
Фиг. 319 дает представление о влиянии температуры на изменение усилия резания при обточке детали из стали аь = 60 кг/мм* по данным инж. Рукавишникова.
-р Следует отметить, что И. В. Ру-Фиг. 318. Кривые растяжения стали «авишников первый произвел опыты при различных температурах: по токарной обработке стальной
7-20°, aj-65,4, е = 19,0%;2-100“, °ь = Детали, нагретой до различных тем-= 66,3. е = 14,7%; 3 - 200’, = 75,2. г= Пвратур.
= 13,2%; 4-300°, = 78,9, г = 23,3%: л- Резание производилось резцами
4оо“,= 59,6, г - 28,4%; б-5оо’, ал = с плдстинками из твердого сплава ’ ’ ' РЭ-8 со скоростью v = 24 м/мин,
подачей х — 0,945 мм!об и глубиной резания /—8 мм. В результате своих опытов Рукавишников пришел к заключению, что расход мощности на резание при нагреве металла существенно уменьшается. Например, при нагреве металла до 600—750° мощность уменьшается в 3 — 3,5 раза. Наивыгоднейшей температурой обработки по этим опытам нужно считать 750—800°.
Несмотря на явные преимущества обработки нагретого металла, способ обработки, предложенный Рукавишниковым, не привился вследствие его основных недостатков: необходимости устройства в цехе нагревательных печей, структурных превращений в металле под воздействием высоких температур, необходимости нагрева всей детали, для снятия небольшого количества ме
талла, необходимости применения особых мер техники безопасности и т. д.
В 1939 г. была опубликована работа Б. М. Аскинази и Г. И. Бабат, производивших нагрев детали токами высокой частоты. Обрабатываемая стальная болванка (ай = 49 кг/мм2, Hls^~ 134, длиной 800 мм, диаметром 170 мм) зажималась в патрон и подпиралась задним центром. Нагревательный индуктор укреплялся на каретке станка и соединялся
340
с ламповым 100-киловаттным генератором. Исследования показали, что удельное усилие понижается со 148 кг{мм2 при холодной обработке до 35 кг!мм2 при горячей обработке.
Нагрев детали токами высокой частоты является прогрессивным методом по сравнению с предварительным нагревом детали (в печах). Однако и он имеет недостатки.
Хотя нагрев до высоких температур производится не по всей детали, все же и в этом случае имеет место излишняя затрата тепла на ненужный нагрев той части металла, которая не подвергается обработке.
Этот недостаток в значительной степени был устранен в работе инж. Иоффе, произведенной в 1944 г. Исследования производились на стали Нв = 320 при токарной обработке. Обрабатываемый материал нагревался специальным индуктором током высокой частоты. В отличие от опытов Аскинази и Бабат индуктор был расположен таким образом, что подогревался только небольшой участок обрабатываемого материала, расположенный непосредственно перед режущим лезвием. Температура замерялась при помощи специальной термопары, которую прижимали к поверхности обрабатываемого изделия.
Из материалов испытания следует, что при таком методе обработки производительность повысилась в среднем в 7—8 раз. По мнению автора при обработке углеродистых сталей с подогревом поверхностного слоя до 450° получается наименьшая деформация снимаемого слоя, так как ударная вязкость при этой температуре наименьшая и процесс разрушения металла происходит легче.
Подводя итоги, необходимо отметить, что нагрев токами высокой частоты требует мощного высокочастотного устройства, питающего индуктор, что ограничивает область его применения.
Несколько иным путем пошли исследователи, поставившие себе целью для облегчения резания использовать тепло, выделяющееся вследствие пластической деформации как снимаемой стружки, так и металла за линией среза. Это тепло, нагревая металл в месте отделения стружки, облегчает процесс резания. Первая работа в этом направлении при обработке закаленных сталей резцами, оснащенными пластинками твердого сплава РЭ-8 *, была проведена в 1936 г. на Киевском Краснознаменном заводе.
В указанной работе впервые были применены резцы с отрицательными передними углами. На фиг. 320 изображены кривые твердости обрабатываемого материала и резца при различных температурах, полученные в результате этой работы. Наибольшей допустимой температурой для твердого сплава РЭ-6 является 800°. При более высоких температурах его твердость резко уменьшается.
Для резцов с твердым сплавом РЭ-8 критической температурой является 650°. Твердость обрабатываемой детали из закаленной стали при нагреве выше 300° резко уменьшается. Сопоставляя твердости резца с твердым сплавом РЭ-8 и обрабатываемой стали У7, мы видим, что скорость резания для такого резца должна соответствовать температуре резания около 650°. При более низких скоростях, при которых темпе
* Ныне ВК8.
341
ратура не превышает 100—200°, обрабатывать эту сталь резцом со сплавом РЭ-8 нельзя, так как при этой температуре твердость обрабатываемого металла выше твердости резца. Очевидно, что повышением скорости можно создать такую температуру, при которой разница в твердости лезвия и обрабатываемой стали будет максимальной.
Необходимо выбирать такое значение для скорости резания, которое вызывает на обрабатываемой детали возможно более высокую темпера-
Фиг. 320. Кривые твердости обрабатываемого материала и резца при различных температурах: 1 — РЭ-6; 2 — РЭ-8; 3 — закаленная сталь У7.
ТУРУ, но не выше критической, при которой лезвие инструмента теряет свою твердость. Таким образом, в каждом отдельном случае следует заранее предусмотреть наиболее выгодный температурный режим для выбранных условий проведения операции. Результаты опытов, проведенных на Киевском Краснознаменном заводе,показывающие влияние скорости резания на стойкость, приводятся в табл. 54.
Из табл. 54 видно, что вопреки общей закономерности v = f(T)
с увеличением скорости резания стойкость резца повышается и качество обработанной поверхности улучшается. Исследование материала после обработки никаких структурных изменений не показало. Все испытания
Таблица 54
Влияние скорости иа стойкость по данным Киевского Краснознаменного завода
Обрабатываемый материал Передний угол Режим резания Стойкость резца Т в мин. Качество обработанной поверхности
t в мм 61 в чм'об v в м!^ин
-5 0,25 0,25 6,5 5,5 Грубая
—5 0,25 0,25 40 8,0 Не чистая
Сталь Ст. 5 -5 0,25 0,25 215 15,0 Очень чистая
Сталь 10 —7 0,5 0,25 4 1,0 То же
—7 0,5 0,25 235 20-25
были проведены без охлаждения. При работе с охлаждением стойкость резца резко падала вследствие сильного понижения температуры металла в месте отделения стружки.
342
Таким образом, в результате применения отрицательных передних углов и высоких скоростей авторы умело использовали тепло, возникающее при резании, как фактор, облегчающий процесс резания.
Следует отметить, что по сравнению с ранее рассмотренными способами обработки металлов путем их искусственного подогрева данный способ обработки отличается предельной простотой.
В самом деле, этот способ не требует каких-либо дополнительных приспособлений или печей. Нагревается весьма тонкий слой детали, и вредная в условиях обычного резания теплота пластической деформации используется для подогрева металла, облегчая процесс резания.
Таким образом, повышение скорости резания как фактор использования тепла, выделяющегося при резании металлов, дает, во-первых, возможность облегчить условия резания вследствие понижения механических свойств обрабатываемого металла и, во-вторых, обеспечивает высокое качество обработанной поверхности.
Подводя итоги, можно отметить:
1. Теоретические предпосылки сверхскоростного резания с тысячами метров в минуту пока не подтвердились.
Очевидно, что при скоростях в несколько тысяч метров в минуту в процессе резания преобладает не работа пластических деформаций, а скорее работа сил трения.
2. Еще в 1936 г. у нас в СССР впервые были применены отрицательные передние углы инструмента. Экспериментально обосновано и практически осуществлено скоростное резание со скоростями в несколько сот метров в минуту.
Эффективность резания закаленных сталей твердосплавными резцами также доказали своими интересными работами в 1938 г. Резницкий при обработке высококачественных закаленных сталей с пределом прочности при растяжении вь = 169 -ч- 175 кг!мм2, а также инж. А. В. Алексеев при обработке нержавеющей стали.
Таким образом, значительное число опытов резания инструментами с отрицательными передними углами было проведено в СССР по крайней мере за 6 — 7 лет до того, как этот метод стал применяться в США.
ГЛАВА XIX
ВЛИЯНИЕ ПЕРЕДНЕГО УГЛА
Для осуществления скоростного резания материал режущего инструмента должен давать возможность работать в зоне таких скоростей, при которых- резко снижаются механические свойства обрабатываемого металла в месте отделения стружки. Этому требованию в настоящее время соответствуют твердые сплавы, выдерживающие нагрев до 800— 900°.
Однако наряду с высокой теплостойкостью твердые сплавы по сравнению с быстрорежущей сталью обладают существенным недостатком — хрупкостью и вследствие этого меньшей механической прочностью режущей кромки, особенно при вибрациях и ударах.
При обработке чугуна и бронзы, когда резание происходит со значительно меньшим усилием, этот недостаток твердых сплавов сравнительно мало сказывается.
В этом случае инструмент с твердыми сплавами допускает скорость резания, в 3—-4 раза превышающую скорость, допускаемую инструментом из быстрорежущей стали.
При обработке же сталей, в особенности при ударном характере нагрузки (фрезерование), до сравнительно недавнего времени столь значительного увеличения скорости не удавалось получить из-за выкрашивания лезвия инструмента. Этот недостаток стараются устранить применением новых более вязких твердых сплавов с большим содержанием кобальта или титановольфрамовых твердых сплавов. Однако до последнего времени не удавалось при обработке сталей твердыми сплавами достичь существенного повышения скорости резания.
Только в результате работ советских исследователей был найден путь борьбы с выкрашиванием и износом посредством применения особой геометрии режущих лезвий инструмента.
Здесь прежде всего идет речь о переднем угле инструмента. Основной особенностью инструмента с новой геометрией является отрицательный передний угол.
Многочисленные исследования показывают, что за счет рационального значения переднего угла можно значительно повысить режущие способности инструмента.
Величина переднего угла оказывает влияние на такие существенные факторы резания, как количество деформаций, температура резания, усилие резания, качество обработанной поверхности, износ инструмента и его стойкость.
344
На фиг. 321 показана зависимость деформаций от величины переднего угла по данным проф. Касьяна. Из диаграммы видно, что с увеличением переднего угла деформация уменьшается.
В табл. 55 приводится зависимость температуры резания от переднего угла при двух скоростях, полученная в результате опытов автора.
Исследования были проведены на токарном станке резцом из быстрорежущей стали. Обрабатываемый материал — сталь 40ХН.
Как видно из таблицы, с уменьшением переднего угла температура резания возрастает. Эта закономерность, естественно, распространяется и на область отрицательных передних углов.
Фиг. 321. Зависимость деформаций oi величины переднего угла.
Передний угол
Фиг. 322. Характер изменения усилия резания в зависимости от переднего угла.
На фиг. 322 представлена диаграмма, показывающая характер изменения усилия резания в зависимости от переднего угла. Как и следовало ожидать, уменьшение переднего угла приводит к увеличению усилия резания.
Величина переднего угла оказывает влияние также на износ инструмента.
Как показали опыты, при положительных значениях переднего угла имеет место интенсивное истирание задней грани зуба фрезы, постепенно снижающееся при уменьшении переднего угла.
Таблица 55
Влияние переднего угла на температуру
Передний угол у0 Режим резания Температура резания в °C
глубина резания t в мм подача | £ В Л1М/об скорость резания V В MjMllH
25 2 0,5 25 480
20 2 0,5 25 485
15 2 0,5 25 480
10 2 0,5 25 533
5 2 0,5 25 550
25 2 0,5 30 512
20 2 0,5 30 517
15 2 0,5 30 526
10 2 0,5 30 574
5 2 0,5 30 580
345
При переходе на отрицательные значения передних углов до—8-;—12° интенсивность износа снижается, и качество обработанной поверхности улучшается. При дальнейшем уменьшении возникают вибрации, и качество обработанной поверхности ухудшается.
Примерно такой же характер имеет зависимость стойкости фрезы от величины переднего угла.
В целях более широкого использования высоких режущих свойств титановольфрамовых сплавов для скоростного резания, в частности для скоростного точения, начали применять резцы с двойной передней гранью. На передней грани, примыкающей к режущей кромке, делается узкая фаска с отрицательным передним углом, за фаской следует сравнительно большой величины положительный передний угол.
Отрицательный передний угол фаски обеспечивает максимальную деформацию отделяемого слоя металла перед резцом и укрепление ре
Фиг. 323. Резание с положительным (я) и отрицательным (б) передними углами.
жущей кромки, большой же положительный передний угол на остальном участке обеспечивает лучшее скольжение стружки по передней грани резца.
Таким образом, увеличение переднего угла у действует на процесс резания в том же направлении, что и увеличение скорости, а именно уменьшает деформацию и усилие резания.
Что же касается температуры, то v и 7 действуют различно. При увеличении скорости температура возрастает, а при увеличении переднего угла — уменьшается, поэтому к величине переднего угла для различных инструментальных материалов предъявляются различные требования. При работе инструментом, обладающим сравнительно низкой теплостойкостью (малолегированные и быстрорежущие инструментальные стали), величина переднего угла должна иметь сравнительно большое значение. При работе же инструментом с твердыми сплавами, обладающими высокой теплостойкостью и сравнительно малой механической прочностью, угол 7 следует уменьшить, делая его в некоторых случаях меньше нуля (отрицательным).
Наличие отрицательных углов 7 и больших скоростей при работе твердыми сплавами позволяет работать при таких условиях, когда механические свойства обрабатываемого материала в зоне резания значительно снижаются. Кроме того, наличие отрицательных передних
346
углов способствует повышению прочности режущего лезвия инструмента.
Как видно из фиг. 323, а и б, при отрицательном переднем угле центр давления перемещается дальше от режущей кромки. Другое преимущество отрицательного угла заключается в том, что в то время, как при положительном переднем угле пластинка твердого сплава подвергается изгибу, при отрицательном угле она подвергается главным образом сжатию \
Твердый сплав значительно лучше сопротивляется сжатию, нежели изгибу. В то время как для быстрорежущей стали допускаемое изгибающее напряжение составляет примерно 370 кг/мм3, у твердого сплава допускаемое напряжение на изгиб не более 120 кг!мм3. Напряжение сжатия для твердого сплава довольно высокое и составляет около 450 кг]мм3. Поэтому при отрицательных передних углах выкрашивание режущих кромок инструмента меньше, чем при положительных.
Таким образом, применение отрицательных передних углов приводит к увеличению механической прочности пластинок твердого сплава в процессе резания. Это в свою очередь дает возможность полностью использовать его теплостойкость.
Все рассмотренное выше дает возможность сделать следующее предположение о сущности явлений при скоростном резании металлов.
При скоростном резании инструментом с отрицательными передними углами вследствие большого тепловыделения в тонком слое заготовки создается температура порядка 600—800°.
В результате высоких температур механическая прочность обрабатываемого материала в зоне резания резко снижается, что создает благоприятные условия для режущего инструмента.
Следует отметить, что высокий нагрев в зоне резания не может полностью передаваться заготовке, так как скорость перемещения стружки, являющейся главным очагом теплообразования, значительно опережает скорость теплопередачи. Можно предположить, что в процессе резания высокая температура достигается лишь в весьма тонком слое заготовки, соприкасающемся с режущей кромкой инструмента.
Из рассмотренного выше не следует, что во всех случаях при скоростном резании необходимо использовать твердосплавный инструмент с отрицательным передним углом. Отрицательные передние углы наряду с положительными сторонами имеют также существенные недостатки. С увеличением отрицательного значения переднего угла возрастает расход мощности, затрачиваемой на процесс резания, а также радиальное усилие, что вызывает отжим в особенности при работе на нежестких станках, а также при обработке нежестких деталей. Все это ограничивает область применения отрицательных передних углов.
1 Направление давления стружки на резец на фиг. 323, а и б показано стрелками.
ГЛАВА XX
ПРАКТИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ ПО СКОРОСТНОМУ РЕЗАНИЮ
СКОРОСТНОЕ ФРЕЗЕРОВАНИЕ
Скоростное фрезерование производится торцевыми, пазовыми, цилиндрическими и фасонными дисковыми фрезами, но чаще всего торцевыми фрезами со вставными зубьями или фрезерными головками.
Хороший производственный эффект при скоростном резании дает торцевая фреза, оснащенная твердым сплавом (фиг. 324 и 325). Особенность этой конструкции заключается в том, что вместо режущих зубьев в корпус фрезы монтируются обычные резцы призматической формы.
Резцы, закрепляемые в резцедержателе, можно поворачивать; это дает возможность производить их установку на угол в плане и по радиусу при помощи шаблона.
Конструкция крепления позволяет затачивать каждый резец в отдельности до установки в резцедержателе.
На фиг. 326 показана насадная торцевая фреза для скоростной обработки стали, оснащенная твердым сплавом по ГОСТ 3879-47.
Для фрезерования стали можно применять как многозубые, так и однозубые фрезы (летучие). Однозубые фрезы обычно применяются при работе на маломощных станках.
Отрицательные передние углы у фрез выполняются как в осевом направлении, так и в радиальном (в дальнейшем передние углы в этих направлениях обозначаются через г'ос и '(рад)-
Первый угол заключен между линией, параллельной оси фрезы, и передней гранью. Второй угол определяется на торцевой плоскости фрезы между радиусом, проведенным через вершину зуба, и передней гранью (фиг. 327).
В зависимости от величины г'ос и ^pag получается соответствующее значение для переднего угла f в главной секущей плоскости (фиг. 328).
Соотношение между этими углами (см. сечение по главной кромке) выражается формулой
tg f = sin <р tg -'рад 4- cos ср tg foc. (173)
Сделав аналогичные сечения по переходной кромке (сечение M'N'), а также по вспомогательной кромке (сечение получаем
tgfo = sin <р0 tg+ cos <р0 tg 70С, (174)
tg-fx-sincpitg-^a+coscpitg-^, (175)
348
Фиг. 324. Сборная фреза со вставными регулируемыми резцами для скоростного фрезерования.
Фиг. 325. Фреза в процессе работы.
349
где tp — угол в плане главной режущей кромки в °;
— угол в плане переходной кромки в °;
— угол в плане вспомогательной кромки в °.
На практике величина радиального и осевого передних углов при обработке различных марок сталей чаще всего равна —10°. Однако
Фиг. 326. Насадная торцевая фреза для скоростной обработки стали, оснащенная твердым сплавом (по ГОСТ 3879-17).
при фрезеровании сталей малой и средней твердости хорошие резуль
таты по стойкости дают углы — 5°, а при обработке особо твердых
Фиг. 327. Передние углы V и '(рад зуба фрезы.
твердого сплава для
сталей (//в>300) — от — 15 до — 20°.
Главный угол в плане, равный 60—75°, наиболее распространен на практике(при переходном лезвии с углом 30 — 45°).
Торцевое фрезерование чугуна производится фрезами как с отрицательными, так и с положительными передними углами. Имеются основания считать, что осевые и радиальные передние углы, равные ф-5° при главном угле в плане 60°, обеспечивают более высокую стойкость фрезы, чем отрицательные углы.
Скоростное фрезерование легких металлов и сплавов обычно производится при положительных передних углах (-f-5--^-10°). Отрицательные передние углы, не обеспечивая повышения стойкости фрезы, способствуют допол-
нительному расходу энергии на фрезерование.
Различными научно-исследовательскими базами и заводами для выявления лучшей марки скоростного фрезерования было испытано не-
сколько твердых сплавов.
Эти испытания выявили явные преимущества сплава Т15К6 при фрезеровании стали как по сравнению со сплавами Т5К10 и ВК8, так и по сравнению со шведской маркой твердого сплава S2.
350
Преимущества титановых твердых сплавов для обработки стали при высоких скоростях резания объясняются не только их более высокой теплостойкостью, но также меньшей склонностью их к свариванию (слипанию) со стальной стружкой в процессе резания.
Последнее обстоятельство объясняется тем, что на режущей грани пластинки титанового сплава образуется плотная оксидная пленка, препятствующая свариванию сплава со сталью и одновременно снижающая также коэфициент трения между ними.
Фиг. 328. Геометрические параметры торцевой фрезы.
В табл. 56 (стр. 352) приведены температуры сваривания образцов титановых и вольфрамовых твердых сплавов (типа Т15К6 и ВК6), а также быстрорежущей стали со сталью и с чугуном 1.
Как видно из табл. 56, температура сваривания у титановых сплавов значительно выше, чем у вольфрамовых и быстрорежущих.
Более высокой температурой сваривания (слипания)стружки с передней гранью и относительно меньшей прочностью этого сваривания по сравнению с вольфрамовыми сплавами в значительной мере объясняется большая стойкость титановых сплавов при обработке сталей.
Как показывают опыты и практическая работа, сплав Т15К6 обеспечивает достаточно высокие режущие свойства при скоростном фрезеровании стали, а ВК8 и ВК6 — при обработке чугуна.
1 См. И. С. Б р о х и и, Современные отечественные инструментальные твердые сплавы и их свойства. Скоростные методы обработки металлов, 1949.
351
Таблица 56
Температуры сваривания
Материал Температуры сваривания в °C
со сталью 60 кг/мм2 со сталью 110 кг'мм2 с литым серым чугуном Яд — 200
Сплав Т15К6 700-875 800—900 850
„ ВК6 600-675 750 700
Быстрорежущая сталь . . . 575 700
При обработке стали рекомендуются следующие подачи на зуб фрезы с пластинками твердого сплава Т15К6:
Предел прочности обрабатываемой стали вь в кгЫм'1
До 60 [ 60-80 I
80-100 100-120
Подача на зуб s, в мм/зуб 0,18-0,20 0,18—0,13 0,13—0,1 0,1—0,075
Скорость резания при торцевом фрезеровании стали составляет 100—300 м)мин, причем меньшие значения относятся к обработке твердых легированных сталей (//й > 300), а большие — к относительно мягким углеродистым сталям (//в < 300). Указанные режимы резания могут обеспечить снижение, машинного времени в среднем в 5 раз по сравнению с работой фрезами из быстрорежущей стали.
При фрезеровании чугуна твердосплавными торцевыми фрезами скорость резания составляет 70—130 м/мич при подаче 0,3—0,6 мм. В отдельных случаях (при малом угле в плане у фрез) допустимы подачи до 1,2—1,5 мм на 1 зуб. Таким образом, в отличие от стали фрезерование чугуна характеризуется не столько высокой скоростью резания, сколько большой подачей.
При фрезеровании легких металлов и сплавов скорость резания может составлять 7000 м/мин.
По данным Министерства станкостроения для торцевых фрез при фрезеровании плоскостей без охлаждения можно пользоваться зависимостями, приведенными в табл. 57.
В целях дальнейшего повышения производительности скоростного фрезерования необходимо форсировать выпуск высокомощных жестких и быстроходных станков.
Однако замена действующего парка металлорежущих станков займет сравнительно большое время, поэтому внедрение скоростных методов обработки следует строить исходя из возможностей существующего парка станков с учетом возможной модернизации существующих станков.
Опыт скоростного фрезерования на существующих фрезерных станках мощностью от 5 до 15 л. с. показывает, что и на них скоростная обработка вполне оправдывает себя и позволяет повысить производительность в среднем в 3—5 раз.
352
Габлица 57
Зависимости для v и N3 при скоростном фрезеровании
Обрабатываемый материал и марка твердого сплава Скорость резания в м/ман Эффективная мощность в кет
Сталь конструкционная углеродистая и легированная незакаленная а/, =75 кг/мм2; Нв=2)а Сплав Т15К6 Чугун серый Нв=-- 190 Сплав ВК8 228,5-Z)0'2 V300~ ,0,1 . 5о.1.В°.2 (при sz = 0,04 -ч- 0,08 мм) IO7-D0’2 (при = 0,08 ~ 0,2 мм) 52,9-0° 2 °аоо- ,0,15.s0,4.B0.2 N3 =0,035 v°’9• г0'93 • / • s1/2 (при зг < 0,12 мм и t > 3 мм) N4 = 0,01v° 9- z° 93 t• s°'79 D (при «2>0,12лл и!>3 мм.) Кя = 2,57 -10~5 - п z t^s °’72 X X В1'14-!)-0-14
С целью уменьшения вибраций, что особенно существенно при работе летучими фрезами, рекомендуется применение маховиков. Маховик монтируется либо на оправке фрезы, либо непосредственно на шпинделе станка. Применение маховика обеспечивает стабильность отдачи энергии и плавности вращения. Накапливая энергию во время холостого хода зуба фрезы, а также при снятии зубом небольшой толщины, маховик расходует эту энергию при увеличении толщины стружки в процессе резания. Таким образом маховик выравнивает пульсирующие усилия резания, тем самым предохраняя станок и инструмент от поломки и преждевременного износа.
При использовании фрез с новой геометрией в ряде случаев оказывается, что вспомогательное время установки и снятия деталей значительно больше сократившегося машинного времени. Учитывая это, необходимо обратить особое внимание на сокращение вспомогательного времени, для чего желательно применение многоместных приспособлений с быстродействующими зажимами. Это особенно важно, если принять во внимание, что в серийном производстве на токарных, фрезерных и других станках машинное время редко превышает 50°/п штучного времени.
СКОРОСТНОЕ ТОЧЕНИЕ
Геометрия твердосплавных резцов для скоростного точения в настоящее время еще не установилась, поэтому ниже приводятся только ориентировочные данные по этому вопросу.
При скоростном точении в зависимости от жесткости станка, детали и приспособления применяются две конструкции режущей части резца: 1) с плоской передней гранью (фиг. 329, /) и 2) с двойной передней гранью (фиг. 329, If).
23 Даниелян А. М. 2063 353
Чаще применяется первая конструкция, причем наиболее распространенным значением переднего угла (в главном сечении) на резцах с пластинками твердых сплавов при обработке стали является—10° при угле наклона главной режущей кромки+ 10° и главном угле в плане 60—75°.
Однако, как показала практика, сочетание положительного угла к и отрицательного переднего угла приводит к возрастанию вибраций, поэтому применять одновременно отрицательный передний угол и положительный угол наклона режущего лезвия следует только при работе на жестких станках и при обработке устойчивых деталей.
Для обточки чугуна применяются резцы с передним углом в пределах от4- 5 до—5°.
Фиг. 329. Конструкция режущей части резца для скоростного резания:
1 — с плоской передней гранью; II ~ с двойной передней гранью.
Точение легких и мягких металлов и сплавов производится, как правило, при положительном переднем угле на резцах.
Резцы с двойной передней гранью рекомендуется применять при обточке недостаточно жестких деталей при пониженной мощности станка.
Скорость резания, достигнутая в последнее время стахановцами-токарями, доходит до 1000 м и более в 1 мин.
В обычных условиях обработки, когда глубина резания составляет 3—6 мм, а подача 0,3 —0,7 ммоб, при скоростном точении применяются скорости от 100 до 300 м/мин.
Нижний предел скоростей применяется при обработке твердых сортов сталей, а верхний предел — при обточке мягких сталей.
Скоростное точение чугуна в настоящее время производится со скоростями от 70 до 150 м/мин. При обточке деталей из мягких и легких металлов и сплавов допустимы скорости резания до 2000 м-мин и выше. При обточке стали лучшие результаты дают резцы с твердым сплавом Т15К6, а для чугуна — сплавы ВК8 и ВК6.
По данным Министерства станкостроения, при наружном продольном точении конструкционной углеродистой и легированной незакаленной стали (зй — 75 кг/мм--, /7S = 215) без охлаждения резцами, оснащенными сплавом Т15К6, для подсчета скорости резания можно пользоваться следующими зависимостями:
170
®90 = ТЛ8Т^2 M!MUH (ПРИ 0>3 ММУ’
_ 141,5
U90 zo,18 . $0,35
mImuh (при s > 0,3 мм).
354
Для тангенциального усилий
Рг = 191 • /• Д>’75 кг.
При обработке серого чугуна (Нв=190) резцами, оснащенными сплавом ВК8:
^0 = (ПРИ 5 < °’4 ММУ
®90 = (ПРИ s > °’4 ММУ
Для тангенциального усилия Рг = 92 • t s.
Для других обрабатываемых материалов необходимо вносить поправочные коэфициенты на скорость резания KMv и усилие резания КМр, пользуясь следующими формулами:
а) при обработке сталей
б) при обработке чугунов
/ Н \П” / и \Прг
KM = pL\ пКМр^(^в\
\ нв ! \Нв /
где аь — принятый предел прочности. (ай = 75 кг/млР);
ts'b — предел прочности данной обрабатываемой стали в кг/мм2;
Нв — принятая твердость по Бринелю (Нв = 190);
Н'в — твердость по Бринелю данного обрабатываемого серого чугуна.
Значения показателей степени nv и пр следующие:
Вид обработки
Точение ' Фрезерование
Обрабатываемый материал Показатели степени
nv Pz nv
Сталь конструкционная углеродистая и легированная незакаленная 1,5 0,35 (при at, < 60 кг [мм*) 0,75 (при ай>60 кг'^мм-) 1,0
Сталь закаленная 2 1,3 2
Чугун серый 1,75 0,55 1,0
*
355
СКОРОСТНОЕ НАРЕЗАНИЕ РЕЗЬБЫ
Кроме скоростного фрезерования и точения, в настоящее время распространилось скоростное нарезание резьбы. Скоростное нарезание резьбы осуществляется в двух формах: нарезание на токарном станке резцом (обычным способом) и нарезание вращающимися резцами („вихревое нарезание"). Большое применение имеет второй метод, осуществляемый на токарном станке с помощью специального приспособления.
Сущность этого метода нарезания резьбы заключается в применении прерывистого процесса резания вращающимися с большой скоростью резьбовыми резцами, оснащенными пластинками твердого сплава. Такой процесс достигается смещением оси вращения резца и оси детали. Де
Фиг. 330. Схема скоростного нарезания наружной резьбы одним резцом:
Z — корпус головки; 2 — резцедержатель; 3 — резец с пластинкой твердого сплава;
4 — нарезаемая деталь.
Фиг. 331. Типовая конструкция быстроходного приспособления.
таль, закрепляемая в патроне или в центрах, вращается с небольшим числом оборотов. На фиг. 330 показана схема скоростного нарезания наружной резьбы одним резцом.
Резец с пластинкой твердого сплава 3 закрепляется в резцедержателе 2, составляющем одно целое с корпусом 1 резцовой головки. Головка' надевается на быстроходное приспособление, которое монтируется на супорте токарно-винторезного станка вместо верхних салазок и резцедержателя. Резцовая головка вращается со скоростью от 1000 до 3000 об/мин.
Нарезаемая деталь 4 закрепляется в патроне или в центрах станка и вращается со скоростью от 3 до 30 об/мин. Направление вращения детали противоположно направлению вращения резцовой головки.
Быстроходное приспособление (фиг. 331) представляет собой чугунный корпус /, в котором на шариковых радиально-упорных подшипниках 3 смонтирован шпиндель 2. Шпиндель имеет сквозное коническое отверстие конусностью 1: 20. При обработке деталей, закрепляемых в центрах, сквозь это отверстие проходит удлиненный центр задней
356
бабки. Призматическая шпонка 4 исключает возможность поворота шпинделя в корпусе приспособления.
Для равномерной нагрузки режущих кромок резца и получения чистой поверхности резьбы быстроходное приспособление при помощи
клиновидных подкладок наклоняется на угол подъема винтовой линии нарезаемой резьбы.
Нарезная головка вместе с супортом перемещается по ходовому винту с определенным шагом (шагом нарезаемой резьбы).
Резец устанавливается на полную глубину резьбы и нарезает ее за один продольный ход супорта без применения охлаждающей жидкости.
Применяются также двух-, трех-и четырехрезцовые головки. За каждый оборот двухрезцовой головки с детали срезается не одна стружка, как при работе однорезцовой головки, а две таких стружки. Это дает возможность удвоить число оборотов детали, вследствие чего
машинное время на нарезание резьбы фиг_ w Резец для ск ого сокращается вдвое по сравнению нарезания резьбы,
с нарезанием резьбы однорезцовой
головкой. На фиг. 332 показан резец для скоростного нарезание резьбы, оснащенный пластинкой твердого сплава Т15К6. Продольный передний угол у рекомендуется при обработке стали в пределах от — 4 до — 8°. Задний угол б — 8°.
Скорость резания при скоростном нарезании резьбы вращающимися резцами составляет 180—320 м/мин, в зависимости от качества обрабатываемого материала. В отдельных случаях при нарезании мелких
резьб на малоуглеродистой стали скорость резания может достигать 350—370 м!мин. Окружная подача детали на оборот резца составляет 0,6—1,1 мм)об. Стойкость инструмента — в пределах 90—150 мин.
ЗАТОЧКА ИНСТРУМЕНТА ПРИ СКОРОСТНОМ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
При внедрении скоростного резания инструментами, оснащенными твердым сплавом, исключительно важное значение приобретает вопрос качественной заточки режущих элементов инструмента.
Качество заточки инструмента, оснащенного твердым сплавом, является одной из наиболее ответственных операций и оказывает существенное влияние на его стойкость. При заточке инструментов из твердых сплавов нужно соблюдать большую осторожность, чтобы не допускать перегрева, трещин и появления на поверхности инструмента зазубрин.
Для получения ровной и острой режущей кромки применяют круги из зеленого карбида кремния средней мягкости (СМ1), зернистостью 40—60. При заточке на жестких станках необходимо за каждый проход снимать весьма небольшой слой, порядка 4—7 мк, чтобы давление на лезвие инструмента было невелико. Для удаления мельчайших
357
выкрашиваний желательна доводка кругами зернистостью 200—250 или порошком карбида бора, нанесенным на чугунный притир.
Доводку пастой следует производить при окружной скорости доводочного диска v= l-r-1,5 м/сек.
Заточка твердосплавного инструмента в ряде случаев представляет большие трудности из-за недостатка кругов из зеленого карбида кремния. Ввиду этого особого внимания заслуживают электрические методы заточки. К этим методам относится анодно-механическая заточка и электроискровая заточка.
Анодно-механическая заточка, разработанная лауреатом Сталинской премии В. Н. Гусевым, основана на комбинированном использовании электрохимического и электромеханического процессов при одновременном механическом воздействии на затачиваемый инструмент.
Для осуществления анодно-механического процесса режущий инструмент и заточной диск включаются в цепь постоянного тока. Работа протекает в среде специального электролита, который под влиянием постоянного тока образует на поверхности затачиваемого инструмента защитную пленку, обладающую большим электрическим сопротивлением. Вращающийся заточной диск удаляет эту пленку, непрерывно восстанавливающуюся под действием электролита.
Этот метод заточки получил широкое применение на ряде заводов СССР.
На ряде заводов применяется электроискровая заточка режущих инструментов, оснащенных твердым сплавом. Электроискровая заточка с последующей доводкой на чугунном диске шаржированной пастой даег вполне хорошие результаты.
Электроискровой метод разработан советскими исследователями лауреатами Сталинской премии Б. Р. Лазаренко и Н. И. Лазаренко и заключается в том, что электрическая искра, возникающая при работе контактов, вызывает перенос материала одного из электродов на другой, т. е. электрическую эрозию контактов, выражающуюся в образовании углубления на одном из контактов и бугра на другом. Практически электроискровой метод заключается в том, что инструмент и обрабатываемая деталь включаются в цепь электрического колебательного контура, который настроен так, что работает в области искрового разряда. Перенос металла от электрода инструмента происходит при контактном и бесконтактном замыкании цепи разрядного контура в жидкой среде.
Так как перенос материала происходит не непрерывно, а в результате действия отдельных импульсов, то максимальная порция металла, которая может быть вырвана в результате действия единичного импульса, определяется энергией импульса.
В настоящее время имеются специальные станки для заточки и доводки режущих граней инструментов электроискровым методом. Заточка инструмента осуществляется при протекании электроэрозионных процессов между плоскостью инструмента, подлежащей заточке, и вращающимся металлическим диском, являющимся электродом специально настроенного колебательного контура. Резец устанавливается под требуемый для заточки угол и подводится к диску до наступления искрового разряда. Место касания диска с инструментом обильно смачивается жидкостью.
ЧАСТЬ ШЕСТАЯ
ПРОТЯГИВАНИЕ:
В массовом, крупно- и среднесерийном производстве обработка
сквозных отверстий различных профилей, а также наружных поверхностей производится методом протягивания.
Протягивание по сравнению с другими методами обработки характеризуется высокой производительностью и с успехом заменяет зенке-
рование, развертывание, фрезерование и долбление. По сравнению с этим методом обработки протягивание имеет не только более высокую производительность, но и дает высокую точность и хорошее качество обработанной поверхности.
На фиг. 333 показаны примеры обрабатываемых профилей при внутреннем протягивании. Предварительная форма отверстий до протягивания показана пунктирными линиями, а окончательная — сплошными линиями. Отверстия под протягивание предварительно обрабатывают сверлом, фрезой,
резцом, зенкером и при не- фиг. 333. Примеры обрабатываемых про-обходимости сократить длину филей при внутреннем протягивании, протяжки — разверткой или
другим чистовым инструментом. Наружные поверхности, как правило, протягивают в черном виде (отливки, поковки), без предварительной обработки. Внутреннее протягивание применяется для обработки отверстий размером от 3 до 300 мм. Чаще всего протяжки используют для получения размеров от 6 до 50 мм.
Длина протягиваемых отверстий обычно не превосходит трехкратной величины наибольшего размера сечения отверстия, однако протяжки с успехом применяются и для обработки глубоких отверстий.
Сущность процесса протягивания заключается в том, что через предварительно заготовленное отверстие^’протягивается инструмент — протяжка, зубья которой по мере прохождения сквозь отверстие придают ему требуемую форму и размеры (фиг. 334). Для осуществления
359
Ползун Направление пресса^ ^рабочего уси-
Фиг. 335. Схема работы прошивки.
процесса протягивания хвост протяжки соединяется со штоком станка при помощи специального захвата. Протягивание изделия производится при движении протяжки в осевом направлении. Протяжка протаскивается через отверстие детали, которое при этом неподвижно. При протягивании деталь центрируется относительно режущей части протяжки ее направляющей частью и давлением резания прижимается к лобовой поверхности протяжного станка. При перемещении протяжки сквозь деталь зубья ее последовательно срезают тонкие слои металла, придавая необходимую конфигурацию обрабатываемой поверхности. Первый
зуб протяжки имеет очертание первоначального отверстия, а последний соответствует размерам и форме окончательного отверстия.
После прохода отверстия протяжку освобождают и вынимают из готового отверстия, затем вводят в отверстие другой заготовки, снова связывают с ползунком станка и т. д.
Обработка коротких отверстий, а также чистовая отделка отверстий (после термической обработки) производится прошивками (фиг. 335).
Характер работы протяжки и прошивки отличается тем, что в то время, как протяжка протягивается сквозь предварительно заготовленное отверстие, прошивка проталкивается через него, поэтому в первом случае инструмент работает на растяжение, а во втором — на сжатие. Прошивка отверстий производится обычно на прессах.
Ввиду небольшой длины хода прессов, а также из соображений прочности прошивки делаются значительно короче протяжек. Так как протяжки бывают длиннее прошивок, то они могут снимать больший слой металла.
В зависимости от характера выполняемой работы протяжки делятся на внутренние и наружные. Протяжки для внутреннего протягивания в свою очередь подразделяются на режущие и проглаживающие (уплотняющие).
В зависимости от профиля обрабатываемого отверстия протяжки для обработки отверстий делятся:
1) на цилиндрические — для обработки цилиндрических отверстий;
2) на квадратные — для обработки квадратных отверстий;
3) на шпоночные — для обработки шпоночных канавок;
4) на шлицевые — для обработки шлицевых отверстий;
5) на специальные — для обработки отверстий с разнообразными профилями.
ГЛАВА XXI
УСТРОЙСТВО РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ ПРОТЯЖЕК
ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ РЕЖУЩИХ ПРОТЯЖЕК ДЛЯ ВНУТРЕННЕГО ПРОТЯГИВАНИЯ
Протяжка состоит из следующих основных частей (фиг. 336): 1) хвостовой части, 2) шейки, 3) переходного конуса, 4) направляющей части, 5) режущей части, 6) калибрующей части, 7) концевой части.
Фиг. 336. Часть протяжки.
Некоторые из перечисленных элементов (за исключением режущей и калибрующей частей) в протяжках отдельных типов могут отсутствовать. Хвостовая часть протяжки служит для крепления протяжки в патроне шпинделя станка. Эта часть имеет различную форму в зависимости от конструкции протяжки, устройства патрона и типа станка. Чаще хвост протяжки снабжается продолговатым отверстием или двумя лысками, с помощью которых протяжке передается тяговое усилие станка.
Обыкновенно хвост протяжки делается на 0,5—1 мм меньше заранее подготовленного отверстия. Длина хвостовой части определяется конструкцией зажимного патрона.
На направляющую часть перед протягиванием насаживается деталь. Конструкция и форма направляющей части соответствуют предварительно обработанному отверстию в детали. Длина ее делается несколько больше длины протягиваемого отверстия.
Обычно первый зуб протяжки относится к направляющей части.
Размер направляющей части делается таким, чтобы деталь свободно (без качки) насаживалась на протяжку. Зазор между деталью и направляющей частью обычно соответствует легкоходовой или широкоходовой посадке 2-го класса точности.
361
Режущая часть протяжки снабжена зубьями, которые производят непосредственно процесс резания. Размеры зубьев вдоль всей протяжки постепенно изменяются таким образом, что первый режущий зуб соответствует форме и размерам первоначального отверстия в заготовке, а последний — форме и размерам готового отверстия.
Каждый последующий зуб больше своего предыдущего на некоторую величину 8г. Возвышение последующего зуба над предшествующим называется подъемом на зуб или подачей на зуб. Величиной определяется толщина слоя металла а, снимаемого одним зубом протяжки (см. фиг. 358).
Величина колеблется в пределах 0,015—0,2 мм в зависимости от типа протяжки и качества обрабатываемого материала. Режущие зубья протяжки должны быть отделаны тем лучше, чем меньше подъем на зуб протяжки.
Протяжки, снимающие стружку толщиной менее 0,015 мм, требуют особенно тщательной отделки режущих лезвий во избежание перехода процесса резания в процесс пластической деформации металла без снятия стружки. При $г больше 0,15—0,2 мм имеет место ускоренный износ зубьев протяжки и ухудшение качества обработанных поверхностей. Исключением является работа прогрессивными протяжками.
Толщина стружки для всех режущих зубьев обычно принимается постоянной за исключением последних двух—пяти зубьев (переходных), которые способствуют получению чистой поверхности обработки; толщина стружки на них постепенно уменьшается.
Важным элементом режущей части протяжки также является шаг зубьев. Для размещения стружки впадина между зубьями должна иметь определенную величину. Емкость впадины зависит от шага и высоты зубьев протяжки. Очевидно, чем вязче обрабатываемый металл (вязкий металл дает стружку сливного типа), тем больше должна быть емкость впадины, а следовательно, и шаг зубьев. При протягивании хрупких .металлов, дающих стружку надлома, шаг зубьев может быть меньше. Величина шага протяжки выбирается так, чтобы одновременно в работе было не меньше двух зубьев; в противном случае протягивание сопровождается резкими толчками. Во избежание этого при протягивании коротких деталей их соединяют по нескольку штук и протягивают одновременно. Одновременное протягивание нескольких деталей следует применять, если длина каждой из них меньше двух-трех шагов протяжки. Чем больше число одновременно работающих зубьев, тем чище и точнее получается протягиваемое отверстие.
Размер шага возрастает с увеличением длины протягиваемого отверстия. Величину шага 5 можно подсчитать по следующей эмпирической формуле:
S-^.m.yL мм, (176)
где L — длина протягиваемой поверхности в мм.;
т — коэфициент, равный 1,25—1,5.
Нижнее значение т применяется для коротких отверстий, верхнее — для длинных.
36?
Фактически число одновременно работающих зубьев протяжки не постоянно, а периодически меняется на один зуб, в результате чего возникают вибрации, что очень часто приводит к образованию на обработанной поверхности рисок.
Для предотвращения образования на поверхности отверстия рисок шаг протяжки делают неравномерным, причем это достаточно сделать на каждых трех зубьях. Величина неравномерности колеблется от 0,3 при шаге меньше 8 мм до 1 мм при шаге больше 12 ммЛ
Число зубьев на режущей части протяжки выбирается в зависимости от толщины стружки а на один зуб и величины припуска. ]
Ширина задней грани
~Спинка зубца Задняя грань
Передняя грань
Шаг . Й f— 5 Задний угол у
1
Глубина бпадины
Передний угол
I
'Дно бпадины
Фвг. 337. Форма зубьев протяжек;
I „ фирма режущих зубьев; II— форма калибрующих зубьев.
Для протяжек, у которых зубья расположены по окружности или на двух противоположных сторонах (цилиндрические, шлицевые и т. д.), число зубьев на режущей части можно подсчитать по формуле
Л
г = <177)
где А — припуск на диаметр.
Для протяжек, у которых зубья расположены на одной стороне (шпоночные и т. д.),
г = -^+1, (178)
где Л0—припуск на сторону.
Дно впадины (фиг. 337) между зубьями протяжки имеет закругление радиусом г аа (0,55 ч- 0,6) h, способствующее свободному образованию стружки и легкому отделению ее.
Глубина в 1адины h определяется в зависимости от количества стружки, снимаемой каж ,ым зубом, по формуле
й>1,13]/КаГ, (179)
где а — толщина стружки;
L—длина протягиваемой поверхности;
К — коэфициент заполнения впадины.
Значения К приведены в табл. 58 (стр. 364).
Режущие зубья протяжек выполняются: а) цельными; б) вставными для крупных протяжек; в) втулочными или кольцевыми для составных
363
цилиндрических протяжек диаметрами более 50 мм; д) из пластинок твердых сплавов, предназначенных для обработки твердых металлов.
По своему направлению зубья протяжек изготовляются: а) прямыми, т. е. перпендикулярными оси протяжки; б) наклонными (плоские протяжки); в) винтовыми для обработки винтовых канавок и для протягивания глубоких цилиндрических отверстий.
Каждый зуб протяжки обладает теми же элементами, что и резец (фиг. 337, /). Задняя грань наклонена под углом а, в результате чего образуется задний угол.
Таблица 58 Задний угол в зависимо-
Значение коэфициента К заполнения впадин на протяжках
Обрабатываемый материал
I Толщина I стружки ! в мм
Сталь
а. -%. а, >
ь ь
<70 кг/мнА >70 кг/мм2
Чугун и бронза
Мед--.,
латун1-, алюминий
I <0,03 0,03-0,07 >0,07
2
3
: 4
I
сти от типа протяжки и обрабатываемого материала должен быть равен от 1,5 до 5°. Зубья режущей части протяжки должны иметь острую вершину без ленточки на задней поверхности. Передняя грань зуба протяжки наклонена к вертикальной плоскости под углом у. При оптимальной величине переднего
угла у уменьшаются пластические деформации в процессе резания, а также трение и износ по передней грани. В зависимости от обрабатываемого материала этот угол принимается равным от 5 до 20°, причем большее значение берется при обработке вязких материалов.
Зубья протяжки затачиваются по передней грани, что приводит
к значительно меньшему изменению диаметра протяжки, чем если бы заточка велась по задней грани. Для шпоночных протяжек изменение
размеров не имеет существенного значения, так как изменение высоты протяжки компенсируется с помощью подкладок, расположенных под их опорной поверхностью, поэтому шпоночные протяжки затачиваются как по передней, так и по задней граням. С целью уменьшения ширины стружки и облегчения работы протягивания на режущих зубьях протяжек делаются небольшие стружко делительные канавки. Уменьшение ширины стружки способствует ее лучшему помещению во впадине между зубьями.
Канавки для дробления стружки располагаются на соседних зубьях в шахматном порядке, так что каждый последующий зуб снимает металл, оставленный канавками предыдущего зуба. На последних зубьях режущей части, так же как и на калибрующей части протяжки, канавки не делаются. Калибрующая часть протяжки служит для окончательной отделки и калибрования обрабатываемого отверстия. Калибрующие зубья по своей конфигурации и размерам соответствуют окончательной форме протягиваемого отверстия.
Калибрующие зубья протяжки не производят резания, а зачищают и сглаживают отверстие, так как на их долю остается лишь незначительный
364
слой металла, не снятый режущими зубьями, в результате упругой деформации детали или износа режущих зубьев.
В отличие от режущих зубьев калибрующие зубья выполняются одного и того же размера (не имеют подъема). Размер калибрующих зубьев для протяжек с круговыми и двухсторонними режущими кромками связан с окончательными размерами протягиваемого отверстия зависимостью
D = Дпах± 3;
для протяжек с односторонними кромками
Н = Wraax ± 8,
где £>шах и Н,пах — наибольшие допустимые размеры обрабатываемого отверстия;
8 — величина разбивания (минус) или усадки (плюс) отверстия после протягивания.
Ориентировочно величина разбивания стальных толстостенных деталей ~ 0,01 мм для протяжек длиной до 20 D и 0,015—0,02 мм для более длинных протяжек. Истинную величину разбивания и усадки отверстий определяют экспериментально при испытании первых экземпляров протяжек.
Для уменьшения общей длины протяжки шаг калибрующих зубьев делается на 50—6О°/о меньше шага режущих зубьев.
Калибрующие зубья при переточке протяжки постепенно переходят в режущие, восполняя убыль выходящих из строя режущих зубьев.
Профиль зубьев на калибрующей части отличается от зубьев на режущей части тем, что на задней грани зуба делается ленточка (фиг. 337, И). Ширина ленточки постепенно увеличивается от 0,2 мм на первом калибрующем зубе до 1,0—1,2 мм на последнем, что обеспечивает постепенный переход калибрующих зубьев в режущие при заточке протяжки по передней грани.
Ленточка дает нужное направление протяжки во время работы, а также обеспечивает высокое качество обработанной поверхности. Передние углы примерно те же, что и на режущих зубьях, задние углы делаются по возможности малыми (от 0.5 до 1°).
Концевая часть протяжки располагается за калибрующей и служит направляющей при выходе протяжки из отверстия, а также является опорой для люнетов в случае применения длинных протяжек. Кроме того, концевая часть предохраняет от ранения руки рабочего при переносе протяжки.
Чаще всего концевая часть имеет цилиндрическую форму. Ее диаметр несколько меньше диаметра максимальной изношенной протяжки, чтобы она могла свободно пройти сквозь протянутое отверстие. На конце протяжки снимается фаска шириной от 2 до 5 мм под углом 45°.
Общая длина протяжки ограничивается длиной хода протяжного станка и должна способствовать легкости изготовления и термической обработки (закалки) протяжки. Трудности механической и термической обработки возрастают с увеличением длины протяжки.
365
Обычно наибольшая длина протяжки не превосходит 1000 мм й только в исключительных случаях достигает 2000 мм.
Перейдем к рассмотрению конструктивных особенностей некоторых типов протяжек.
На фиг. 338 показано поперечное сечение шлицевой протяжки для протягивания прямоугольных шлицев. Ширина выступов протяжки W определяется в зависимости от размера шлицевой канавки на детали и допусков на эту канавку. Ширина выступов (одинакова для всех режущих и калибрующих зубьев) делается меньше максимально допустимой ширины шлицев детали на 0,01 — 0,02 мм. Вдоль всех выступов шлицев делаются канавки для выхода шлифовального круга. Ширина канавки—от 1,0—1,2 мм. глубина канавки—0,8 —1,0 мм.
Для уменьшения трения на боковых поверхностях шлицевые выступы имеют боковое поднутрение. Угол поднутрения равен 1/2°.
Внутренний диаметр берется одинаковым по всей режущей и калибрующей части протяжки. Номинальный размер этого диаметра принимается равным максимальному внутреннему диаметру обрабатываемого отверстия.
Концевую часть шлицевой протяжки часто делают цилиндрической.
Для обработки винтовых канавок в многошпоночных отверстиях применяют винтовые шлицевые протяжки (фиг. 339).
Зубья этих протяжек рас-
положены по винтовым линиям соответственно канавкам детали.
В процессе работы винтовая протяжка, кроме осевого
перемещения, должна еще иметь вращательное движение. Это движение осуществляется протяжкой или обрабатываемой
Фиг. 339. Шлицевая протяжка для винтовых канавок.
Фиг. 340. Цилиндрическая протяжка с винтовыми зубьями для глубоких отверстий.
кромка протяжки представляет собой
деталью.
На фиг. 340 показана цилиндрическая протяжка для глубоких отверстий. Режущая
спираль, навитую на конус и снабженную стружколомными канавками. Эти протяжки обычно делаются двухзаходными (двухзубыми с углом наклона 45°). Общий подъем протяжки равен 0,2—0,5 мм. Чтобы облегчить выход стружки в процессе работы, протяжке придают винтовое движение. Смазывающе-охлаждающая жидкость подается сквозь
протягиваемое отверстие и по винтовым впадинам протяжки.
ВЫГЛАЖИВАЮЩИЕ (УПЛОТНЯЮЩИЕ) ПРОТЯЖКИ
Выглаживающие протяжки предназначаются для заглаживания и уплотнения поверхности отверстий, обработанных предварительно другими режущими инструментами, и правки деформированных при термической обработке отверстий. Эти протяжки не режут металл, а произ-366
водя i пластическую деформацию его в холодном состоянии. Они применяются главным образом для обработки внутренних цилиндрических поверхностей деталей из вязких металлов (втулок из стали, алюминия
и т. д.). Для обработки чугуна эти протяжки не применяются. После обработки уплотняющей протяжкой поверхность отверстия получается
очень гладкой, с уплотненным наружным слоем, обладающим повышен-
ной износостойкостью. На фиг. 341 показана форма зубьев выглаживающей протяжки, резко отличающаяся от зубьев режущих протяжек. Каждый зуб представляет собой часть кольцевой поверхности, снабженной цилиндрической ленточкой, производящей заглаживание металла. Режущие кромки и впадины для образования стружки отсутствуют.
Величина припуска под уплотнение зависит от обрабатываемого материала и колеблется в пределах от 0,05 до 0,1 мм.
Фиг. 341. Выглаживающая протяжка.
Выглаживающие протяжки, производящие испра-
вление формы отверстий в деталях из закаленной стали, выполняются с общим подъемом до 0,05 мм и подъемом на зуб 0,003—0,005 мм. Для увеличения стойкости выглаживающие протяжки хромируются
или выполняются с насадными кольцами из твердых сплавов.
ПРОТЯЖКИ ДЛЯ НАРУЖНОГО ПРОТЯГИВАНИЯ
Наружное протягивание применяется для обработки наружных поверхностей детали, плоскостей и фасонных поверхностей различных форм.
Этот метод вследствие высокой производительности и низкой стоимости обработки находит все большее, применение в крупносерийном и массовом производстве.
Многие операции, производившиеся ранее фрезерованием, в настоящее время выполняются посредством наружного протягивания.
Протяжки для наружного протягивания изготовляются длиной от 200 до 2000 мм. Эти протяжки обычно работают со скоростями резания от 5 до 12 м/мин. Производительность резания — от 15 до 2000 деталей в час, в зивисимости от размеров обрабатываемой детали.
На фиг. 342 показаны некоторые детали, обрабатываемые наружными протяжками.
Наружное протягивание производится на обычных протяжных станках для внутреннего протягивания или на специальных наружнопротяжных станках. При работе на станках для внутреннего протягивания пользуются специальными приспособлениями для закрепления обрабатываемой детали и для направления протяжки. В этом случае обрабатываемая поверхность детали, протяжка и стенки приспособления образуют замкнутое пространство, и процесс внешнего протягивания как бы приводится к процессу внутреннего протягивания. На фиг. 343 слева показан схематический вид такого приспособления. Приспособление состоит из плиты А, в которой имеется гнездо В для обрабатываемой детали и сквозная выемка С для прохода и направления протяжки.
367
Справа показано го же приспособление с установленной в нем де талью D и протяжкой Е.
На фиг. 344 показан характерный случай применения наружного протягивания для обработки наружных поверхностей. Подвижная поло
Фиг. 342. Примеры обрабатываемых профилей при наружном протягивании.
винка параллельных тисков протягивается на приспособлении, состоящем из массивного угольника /, прикрепленного к планшайбе станка. Деталь устанавливается на рабочую часть угольника и крепится при помощи рукоятки 2. Протяжка направляется специальным пазом, которым снабжен угольник. Снизу протяжка скользит по планке <3, удаляющейся перед обратным ходом протяжки.
На фиг 345 показано протягивание зубчатого сектора на горизонтально-протяжном станке. Приспособление для протягивания состоит из угольника 1, укрепленного на планшайбе станка. На приемной плите угольника 2 имеются штыри 3 и 4, на которые своими отверстиями насажи
вается протягиваемый сектор. Инструментом служит протяжка с зубчатым профилем, направляемая своими боковыми гладкими сторонами по пазу угольника fl. Для точности движения протяжки и возможности
Фиг. 343. Приспособление для закрепления обрабатываемого изделия.
замены изнашивающихся сторон паза последний снабжен закаленными и точно отшлифованными планками 5.
Наружная протяжка по своему внешнему виду похожа на шпоночную протяжку и представляет собой стальную призматическую полосу, снабженную зубьями. Протяжки для наружного протягивания бывают цельными и составными.
368
Фиг. 344. Наружное протягивание подвижной поло-вннки параллельных тисков.
Фиг. 345. Наружное протягивание зубчатого сектора.
Фиг. 346. Накладная протяжка.
Фиг. 347.
Наружная протяжка для обработки шатуна.
24 Даниелян А. М. 2063
369
{Дельная протяжка изготовляется из одного куска стали. Для экономии быстрорежущей стали длинные протяжки (более 500 мм) крепятся к колодке (фиг. 346) из конструкционной стали. Колодка, представляющая собой тело протяжки, цементуется и закаливается. Протяжка прикрепляется к колодке винтами и удерживается от осевого сдвига выступом А, а от поперечного сдвига — продольной шпонкой В или ребрами С.
Длинные протяжки криволинейной формы очень часто изготовляются из нескольких коротких секций. Эти секции устанавливаются на общей колодке и прикрепляются к ней винтами.
Для обработки фасонных профилей сложной формы применяются составные протяжки. Пример такой протяжки приведен на фиг. 347.
Указанная протяжка предназначена для обработки шатуна и его крышек и состоит из двух плоских В и С и одной цилиндрической протяжек А.
ГЛАВА ХХП
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
СХЕМЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Большое значение при протягивании имеет принятая схема резания.
В зависимости от того, в каком порядке снимается материал режущими зубьями протяжки, различают профильную, генераторную и про-
Фиг. 348. Последовательные этапы изготовления квадратного отверстия:
I — по профильной схеме; // — по генеративной схеме.
грессивную схемы резания. Эти схемы можно применять как при внутреннем, так и при наружном протягивании.
В соответствии со схемой резания различают профильные, генераторные и прогрессивные протяжки.
Особенность протяжек, работающих по профильной схеме, заключается в том, что все зубья протяжки в поперечном сечении имеют профиль, соответствующий профилю окончательно обработанной детали, и отличаются между собой только своими размерами.
На фиг. 348, I показаны последовательные этапы изготовления квадратного отверстия протяжкой, работающей по профильной схеме. Первый рабочий зуб протяжки имеет форму и размеры квадрата, вписанного в предварительно заготовленное отверстие. Последний же режущий зуб, а также все калибрующие зубья имеют форму и размеры квадрата, описанного вокруг отверстия в заготовке.
Все последующие (за первым) режущие зубья имеют такой же квадратный контур и отличаются между собой только размерами, которые
371
йбстёпеййо возрастаю? в направлении к калибрующим зубьям. Размеры этих зубьев больше, чем размеры первого режущего зуба, и меньше размеров последнего. Таким образом, все режущие зубья режут только уголками, средние же участки режущих кромок в работе не участвуют. Периметр режущей кромки, принимающий непосредственное участие в резании, возрастает от первого до последнего режущего зуба протяжки.
Как видно из фиг. 348, I, первый режущий зуб фактически не выполняет работу резания. Только последний рабочий зуб снимает стружку по всему периметру, равному периметру квадрата, описанного вокруг предварительного отверстия.
Недостаток профильных протяжек заключается в трудности их изготовления, так как точный контур приходится делать на всех зубьях протяжки. По этой причине профильные протяжки изготовляются только для обработки поверхностей самой простой формы, например круглой и квадратной.
При генераторной схеме резания окончательный контур детали образуется постепенно. У протяжки для обработки внутренних поверхностей, работающих по генераторной схеме, первый зуб обычно имеет круглый контур в соответствии с размером предварительно заготовленного под протягивание отверстия, а профиль и размеры последнего зуба полностью совпадают с профилем и размером окончательного отверстия, промежуточные же зубья имеют профиль, представляющий переходную форму между профилем первого и последнего режущего зуба протяжки. Для лучшего понимания генераторной схемы резания обратимся к изготовлению квадратного отверстия.
Протягивание квадратного отверстия по генераторной схеме показано по фиг. 348, II. Профиль первого режущего зуба полностью соответствует предварительному отверстию в заготовке диаметром d0. Последний же режущий зуб, точно так же, как и все калибрующие зубья, по размерам и форме полностью соответствует окончательному отверстию, т. е. имеет форму и размеры квадрата, описанного вокруг предварительного отверстия в заготовке. Промежуточные режущие зубья имеют контур, образованный дугами окружностей, диаметр которых dx меняется в пределах d0 < dx < Do в зависимости от расположения зуба, и отрезками прямых, соответствующих отдельным участкам обрабатываемого квадратного отверстия. Таким образом, самую большую работу резания выполняет первый режущий зуб генераторной протяжки, имеющий максимальный периметр режущей кромки, равный окружности диаметра d0. Чем дальше зуб находится от первого, тем меньше периметр режущей части кромки. Самый маленький периметр режущей кромки имеет последний рабочий зуб, который вырезает лишь самые уголки прямоугольного контура.
Каждый зуб протяжки только своими прямолинейными участками е обрабатывает часть окончательного контура, дуговые же участки протяжки выполняют лишь подготовительную работу. Преимущество генераторных протяжек заключается в относительной простоте их изготовления.
На фиг. 349 показан внешний вид профильной и генераторной протяжек для протягивания отверстий квадратного контура.
372
В некоторых случаях (при больших усилиях протягивания) из соображений прочности протяжки невозможно применять протяжки, работающие по профильной и генераторной схеме. В таких случаях пользуются
прогрессивной схемой протягивания.
На фиг. 350 показана прогрессивная схема резания при протягивании отверстия круглого сечения. Для полной обработки отверстия режущая часть протяжки состоит из трех секций, по три зуба в каждой секции. С целью уменьшения протяжного усилия первый режущий зуб снимает стружку не по всей окружности, а только двумя симметрично расположенными дугами 1—2 и 3—4. Для уменьшения удельного давления увеличи
Фиг. 349. Внешний вид профильной и генеративной протяжек для протягивания отверстия квадратного контура.
вается толщина стружки.
Диаметр второго режущего зуба протяжки берется таким же, как для первого зуба, поэтому толщина стружки на обоих зубьях остается одинаковой. Длина же режущих кромок второго зуба выбирается так, чтобы сумма разностей длины дуг 5—6 и 7—8 второго зуба и 1—2 и
3—4 первого зуба дала активную длину режущего периметра, равную сумме длин дуг 1—5, 2—6, 3—7 и 4—8.
Изменяя точно таким же образом длину режущих дуг на третьем зубе данной секции, снимают слой металла толщиной аг по всей окружности обрабатываемого отверстия. Схема срезания металла зубьями второй секции такова же, как первой секции. Зубья второй секции также имеют одинаковый диаметр, но увеличены по сравнению с зубьями первой секции на удвоенную толщину аг, что дает возможность снять следующий слой металла толщиной аг со стенок обрабатываемого
Фиг. 350. Прогрессивная схема резания.
отверстия.
Только после работы зубьев последней секции отверстие обрабатывается полностью на требуемый размер.
На протяжках, работающих прогрессивным методом, стружколома-тельные канавки не делаются, так как сам характер работы протяжки
373
в этом случае обеспечивает дробление стружки. Особенно большие трудности возникают при конструировании и эксплоатации круглых протяжек крупных размеров. Лимитирующим фактором в этом случае является
(звена)
Фиг. 351. Круглая протяжка прогрессивного резания.
Разрез 5-го зуба (звена)
недостаточное тяговое усилие станка. По этой причине приходится снижать толщину стружки и число одновременно работающих зубьев, что вредно отражается на чистоте обработанной поверхности (из-за толчков)
Фиг. 352. Круглая протяжка обычной
конструкции.
и производительности резания.
Указанные недостатки отпадают при пользовании круглыми протяжками прогрессивного резания. Эти протяжки в настоящее время широко применяются на Уралмашзаводе \
На фиг. 351 показана круглая протяжка прогрессивного резания диаметром 310 мм конструкции инж. П. П. Юнкина, а на фиг. 352—для сравнения круглая протяжка того же размера обычной конструкции.
Из-за недостаточности тяго-
вого усилия станка толщина срезае-мойтстружки для протяжки обычной конструкции (фиг. 352) составляет 0,04 мм. Количество одновременно работающих зубьев 3—4 вместо рекомендуемых 6—8 при длине протягиваемого отверстия 129 мм. В силу
1 «Станки и инструмент* № 4, 1948. 374
отмеченных выше недостатков эти протяжки не обеспечивают высокой
точности размеров, надлежащей чистоты поверхности и геометрической формы отверстия.
Основное отличие протяжки новой конструкции (фиг. 351) заключается в том, что она рассчитана на глубину резания 0,15 мм, т. е.
почти в 4 раза больше, чем прежняя. Число одновременно работающих
зубьев увеличено до 6—8, что позволило уменьшить шаг зубьев и общую длину протяжки. Каждый зуб протяжки срезает стружку не по всей окружности, а лишь по ее части. Секция зуба, имеющая одинаковый диаметр в целом, снимает стружку по всей окружности. Работа отдельных зубьев протяжки напоминает работу шлицевой протяжки.
Отличие работы прогрессивной протяжки от обычной при обработке наружных поверхностей заключается в следующем. При обычном методе обработки наружными протяжками режущие зубья протяжек имеют продольный уклон, каждый последующий зуб приподнят над предыдущим на величину, равную толщине стружки. Зубья протяжки последовательно снимают тонкие слои металла, равные ширине обрабатываемой поверхности. При этом стружка снимается слоями, параллельными обрабатываемой поверхности (фиг. 353).
При протягивании литых и кованых деталей с поверхностной коркой обычным методом первые зубья протяжки при своем врезании в твердые слои обрабатываемой детали выкрашиваются. Этот недо
Фиг. 353. Схема работы нормальной протяжки.
статок устраняется при применении прогрессивного
метода. В этом случае припуск снимается боковыми кромками протяжки в виде узких слоев (фиг. 354). Таким образом весь удаляемый металл разделяется на ряд узких полосок. Зубья протяжки имеют постоянную высоту, но различную длину. При прогрессивном методе снимается
Фиг. 354. Форма зубьев протяжки прогрессивной конструкции для наружного протягивания.
в отличие от обычного
короткая, но толстая стружка перпендикулярно обрабатываемой поверхности (фиг. 355). Зубья протяжки находятся в более благоприятных условиях, так как они режут металл, находящийся главным образом под твердой коркой, поэтому при прогрессивном методе протягивания износ зубьев протяжки значительно меньше, чем при обычном методе.
При прогрессивном методе протягивания метода зубья протяжки делаются с подъемом
в поперечном направлении, что осуществляется или удалением части зубьев для образования боковых кромок (фиг. 355, а), или наклоном самой протяжки (фиг. 355, б). Вторая конструкция проще в изготовлении и требует меньшего количества дефицитной стали. Все зубья протяжки — одинаковой высоты. Срезание стружки происходит за счет смещений боковых лезвий. Эти протяжки обычно монтируются в общую
375
Co
ОЭ
Ретутие зубья
Фиг. 355. Схема работы прогрессивной протяжки.
Фиг. 356. Пирамидальная схема работы двумя наклонными протяжками.
Фиг. 357. Пирамидальная схема работы одной протяжкой.
Протягибаемся деталь
колодку. Наряду с режущими протяжками в колодку монтируются также калибрующие (обыкновенной конструкции).
Подача на зуб прогрессивной протяжки равна разности выступов двух соседних зубьев протяжки, получающейся за счет установки протяжки под некоторым углом к направлению резания.
Дальнейшим развитием прогрессивного метода является пирамидальная схема протягивания (двухсторонний прогрессивный метод). В этом случае снятие стружки начинается одновременно с двух сторон. Осуществляется это применением двух наклонных протяжек, снимающих стружку одновременно с обеих сторон (фиг. 356), или одной протяжкой, снимающей стружку с середины к краям (фиг. 357). В первом случае (фиг. 356) позади прогрессивных зубьев ставится короткая чистовая протяжка обыкновенной конструкции.
При пирамидальном методе длина протяжки получается примерно вдвое меньше, чем при одностороннем методе. Толщина стружки, снимаемой каждым зубом прогрессивных протяжек (подъем боковых кромок), доходит до 1 мм при обработке чугуна и до 0,6 мм при обработке стали.
При снятии больших припусков (5—6 мм) часто пользуются комбинированным методом (прогрессивный совместно с обычным). Зубья, работающие обычным методом, располагаются после прогрессивных зубьев и играют роль получистовых, срезая металл, свободный от корки.
Практикуется также чередование группы зубьев поперечного подъема (прогрессивных) с зубьями продольного подъема (обычными).
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Площадь поперечного сечения стружки при протягивании f = а- b мм1,
где а — толщина стружки в мм (определяется подъемом на зуб); ' b — ширина стружки в мм.
Ширина стружки характеризуется длиной соприкосновения зуба протяжки с обрабатываемой деталью.
Форма сечения стружки зависит от типа протяжки. На фиг. 358 показана схема работы одношпоночной протяжки. Сечение стружки /, снимаемой каждым зубом, представляет прямоугольник mnpq.
Как видно из фиг. 359, в начале протягивания сечение стружки, снимаемой каждым зубом (Д + Д; /2 + меньше /. Это имеет место на участке, где происходит врезание. Таким образом первые зубья протяжки работают не с полной нагрузкой.
Шлицевые протяжки по существу представляют собой несколько одношпоночных протяжек и отличаются от последних тем, что режущая кромка представляет дугу окружности тп (фиг. 360). В связи с этим шлицевая протяжка, работающая по подготовленному отверстию, снимает сразу полное сечение стружки.
Ширина стружки, снимаемой одним зубом шлицевой протяжки, равна
Z’=T’ <180)
377
где угол ф можно определить из формулы
ф ь
Sltl У ~ ~D •
С учетом числа шлицев общее сечение стружки равно
Ширина стружки в данном случае no MN
Фиг. 358. Схема работы одношпоночной протяжки.
f = abm, (181)
где т — число шлицев.
Цилиндрическую протяжку можно рассматривать как шлицевую с бесконечным числом шлицев.
ет равна длине окружности, т. е.
b = те/), поэтому
f = ar.D мм2.
Схема работы генераторной протяжки для прямоугольного отверстия нами была рассмотрена раньше (см. фиг. 348, //). В этом случае из круглого отвер
стия необходимо в результате протягивания образовать квадрат. На каждый зуб протяжки приходится разная ширина стружки. Начальная
Фиг. 359. Сечение стружки, снимаемое зубом одношпоночной протяжки.
Фиг. 360. Сечение шлицевой протяжки.
ширина стружки л/)* затем постепенно уменьшается до нуля. Если толщина стружки остается неизменной, тогда сечение стружки изменяется:
/=те/)я-ч-0. (182)
Таким образом происходит явление, обратное тому, которое имеет место для одношпоночной протяжки, а именно первые зубья нагружены сильнее, чем последующие, поэтому протяжка работает неравномерно, что отражается на качестве поверхности, прочности инструмента и станка.
* На фиг. 348, 11 диаметр обозначен не через D, a dn.
378
В рассмотренных случаях неравномерность работы протяжки зависит от характера обрабатываемого профиля. Однако, как мы выяснили, нагрузка изменяется по величине еще и потому, что число одновременно работающих зубьев не остается неизменным в процессе протягивания.
Число одновременно работающих зубьев i можно подсчитать по формуле
где L — длина протягиваемого отверстия в мм\
S — шаг-зубьев протяжки в мм.
Основное (технологическое) время при протягивании подсчитывается по формуле
То — —г мин., (183)
0 1000-v-SzZ v ’
где h — припуск на сторону, снимаемый протяжкой за один проход, в мм\
L — длина протягиваемой детали в мм-, т] — коэфициент, учитывающий длину калибрующей части протяжки (при отсутствии калибрующей части т] = 1); у нормальных протяжек т; = 1,17 ч- 1,25;
k — коэфициент, учитывающий обратный ход (для большинства станков k = 1,14ч- 1,5);
v — скорость резания (рабочего хода) в м)мин;
i — число зубьев протяжки, находящихся одновременно в работе; s2 — подъем на зуб в мм.
УСИЛИЕ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Величина усилия резания при протягивании может быть определена как произведение удельного давления резания на площадь поперечного сечения стружки, снимаемой одновременно работающими зубьями. Таким образом, можно написать1
Р — pszbi кг. (184)
Если считать, что при протягивании, как и при других видах обработки, удельное усилие зависит от толщины стружки зг, то в общем виде можно написать
р = Cs*, где х — отрицательная величина.
Учитывая это, можем написать для шпоночной и шлицевой протяжки
Р = Cs\+*b-i-m, (185)
где С — коэфициент, характеризующий качество обрабатываемого материала и другие факторы;
b — ширина стружки — ширина шпонки или шлица в мм-,
1 В формулу усилия вместо а вводится $г как величина равноценная.
379
i — число поясов с зубьями протяжки, одновременно производящих обработку (для шпоночных — число одновременно работающих зубьев);
т — число шлицев (для шлицевых протяжек itn — число одновременно работающих зубьев).
Для цилиндрической протяжки
р = Csz+xitDi.
Обозначив Ctz через Сх, можем написать
Р = C1s1z+xDi,
(186)
где D — наибольший диаметр протяжки.
Коэфициенты С и Сх, входящие в формулы (185) и (186), и показатели степеней х находятся экспериментальным путем. По существующим данным можно принять для стали х—— 0,15, для чугуна х =—0,27.
Из изложенного следует, что формула для усилия резания при протягивании выводится так же, как и при других видах обработки металлов резанием.
Таблица 59
Значения коэфициентов и показателей степеней в формулах усилия резания при протягивании протяжками из быстрорежущей стали
Обрабатываемый металл и применяемое охлаждение Механические свойства Тип протяжек
Твердость "в Предел прочности в кг!мм2 Цилиндрические Многошлицевые Шпоночные
S ур СР УР СР уР
Сталь углероди- До 200 До 70 700 212 177
стая конструк-циовная 200-230 70-80 762 0,85 230 0,85 202 0,85
Охлаждение сульфофрезолом Св. 230 Св. 80 842 284 250
Сталь легиро- До 200 До 70 762 230 202
ванная конструкционная 200-230 70—80 842 0,85 284 0,85 250 0,85
Охлаждение сульфофрезолом Св. 230 Св. 80 1000 315 282
Чугун серый <200 —- 300 0,73 152 0,73 115 0,73
Без охлаждения >200 — 354 215 137
380
Таблица 60
Значения коэфициентов и показателей степеней в формулах скорости резания при протягивании протяжками из быстрорежущей стали ЭИ262 и РФ1
Обрабатываемый материал и применяемое охлаждение Механические свойства Типы протяжек
Твердость нв Предел прочности в кг; мм* Цилиндрические Многошлицевые Шпоночные
при sz < 0,07 мм/об при > 0,07 мм/об
Коэфициенты и показатели степеней
Cv т % т Уф С Ф т Ум % т Ум
Сталь углеродистая конструкционная Охлаждение сульфо-фрезолом До 200 200-230 Св. 230 До 70 70-80 Св. 80 16,8 15,5 11,2 0,62 0,62 15,5 14,0 10,2 0,6 0,75 9,8 8,8 6,3 0,87 1,4 7,7 7.0 5,0 0,87 1,4
Сталь легированная конструкционная Охлаждение сульфо-фрезолом До 200 200—23Э Св. 230 До 70 70-80 Св. 80 15,5 11,2 9.8 0.62 0,62 0,77 0,62 0,62 0,8 14 10.2 7,7 0,6 0,6 0,5 0,75 0,75 0,6 8,8 6.3 4,8 0,87 1,4 7,0 5,0 3,8 0,87 1,4
Чугун серый Без охлаждения <200 >200 — 14 11,5 0,5 0,6 17,5 14,7 0,5 0,6 6,2 5,1 0,6 0,95 6,2 5,1 0,6 0,95 1
За последние годы у нас в СССР произведен ряд экспериментальных работ по протягиванию. В результате этих работ выведены следующие формулы для усилия протягивания1:
при работе шпоночными и шлицевыми протяжками
P=Cp-sy/b-i-m кг; (187)
Для шпоночных протяжек т-1 при работе круглыми протяжками
P = Cp-syzp-D-i кг, (188)
где Р — усилие резания в кг;
Ср — коэфициент, характеризующий качество обрабатываемого материала.
Числовые значения коэфициента Ср и показателя степени у„ даны в табл. 59.
СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Режущие зубья протяжки изнашиваются по задней кромке и по уголкам.
Допустимые величины износа Д по задней грани: для шпоночных и шлицевых протяжек Д=0,3-ь-0,4 'мм, для круглых (цилиндрических) протяжек Д = 0,2-4-0,3 мм.
Скорость резания при протягивании определяется по формуле
v =—м/мин, (189)
Tm-syzv
где Cv — коэфициент, характеризующий условия работы;
Т — стойкость протяжки в минутах машинного времени (без учета обратного хода);
sz — подача на зуб протяжки в мм.
Числовые значения коэфициентов Cv и показателей степени m и yv приведены в табл. 60.
Практическая стойкость при протягивании стали принимается в зависимости от размеров протяжек и изменяется в следующих пределах: для цилиндрических протяжек от 90 до 360 мин., для шлицевых протяжек от 270 до 900 мин., для шпоночных протяжек от 90 до 200 мин.
1 Материалы по усилию и скорости резания при протягивании по данным Министерства станкостроения. См. Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали. Машгиз, 1950.
Часть седьмая
ШЛИФОВАНИЕ
Шлифование является одним из распространенных видов обработки металлов резанием. Шлифование осуществляется с помощью^шлифоваль-ного круга. Шлифовальный круг состоит из массы зерен^абразивного материала, связанных цементирующим (связывающим) веществом в одно массивное тело. Шлифовальный круг можно представить себе как фрезу с громадным числом режущих зубьев. В процессе шлифования одно-
временно участвует в работе значительное количество зерен (зубьев).
В отличие от зубьев фрезы зерна шлифовального круга имеют произвольное расположение, поэтому работают с ненаи вы годнейшим и
углами резания. Фиг. 361. Работа абразивного зерна.
В общем случае пе-
редний угол режущих лезвий абразивных зерен отрицателен (фиг. 361), поэтому угол резания значительно больше 90°.
Резание при отрицательных передних углах сопровождается большими пластическими деформациями, поэтому в снимаемом слое металла возникают высокие температуры (1000—1500°), чему в значительной мере способствуют также и высокие скорости (порядка до 2000 м)мин), с которыми производится шлифование.
Другой отличительной особенностью шлифовальных кругов является их способность во время работы в известной степени самозатачиваться после затупления. Это самозатачивание происходит путем выкрашивания затупившихся зерен под действием избыточного сопротивления металла резанию, причем в работу вступают новые острые зерна.
Зерна шлифовального круга, будучи сами очень малых размеров, раздробляют стружку на мельчайшие частицы, но так как зерен большое количество и скорость резания велика, то эффект от работы шлифовального круга получается значительный.
Так как форма и расположение зерен в шлифовальном круге в значительной мере случайны, то удельный расход энергии при шлифовании больше, чем при других видах обработки металлов резанием.
383
Зерна шлифовального круга выступает из материала связки на незначительную величину, поэтому при шлифовании с обрабатываемой детали снимается тончайший слой металла. Малые сечения стружки вызывают незначительные давления, поэтому шлифование обеспечивает высокую точность. Кроме того, малые размеры снимаемой стружки при большой скорости резания способствуют получению чистой поверхности.
Если рассмотреть под микроскопом стружку, полученную при шлифовании, то можно обнаружить, что ее строение такое же, как и при других методах обработки металлов резанием. При шлифовании, так же как и при других методах обработки, в зависимости от качества обрабатываемого металла и режима резания образуется стружка скалывания, сливная и надлома. Так как не все зерна принимают одинаковое участие в процессе резания, при обработке наряду с мелкой стружкой получается также металлическая пыль, которая вследствие наличия высокой температуры спекается. Учитывая высокую температуру, при шлифовании необходимо применять обильное охлаждение.
В современном машиностроении шлифование применяется в следующих случаях:
1) для достижения высокой степени точности размеров детали;
2) при доводке детали до особо точных размеров при помощи шлифовального порошка, вкрапленного в мягкую массу притира (притирка);
3) для получения высокого качества обработанной поверхности без требований высокой точности (полирование);
4) при обдирочных работах в механических цехах;
5) при предварительной очистке полуфабрикатов (литых заготовок и поковок) в заготовительных цехах;
6) для заточки инструмента.
В настоящее время шлифование применяется главным образом для снятия с деталей незначительного слоя металла с целью достижения высокой точности обработки.
Обдирочное же шлифование может конкурировать с точением и фрезерованием только в виде исключения. Для черновой обработки шлифование применяется в тех случаях, когда количество снимаемого металла сравнительно невелико, а условия работы таковы, что обработка металлическим режущим инструментом неудобна или совершенно невозможна.
Шлифование имеет ряд существенных преимуществ перед другими видами обработки металлов резанием, вследствие чего в некоторых случаях шлифовальный круг является единственным и незаменимым инструментом для обработки.
Шлифующие материалы обладают высокой твердостью. Обычно они уступают по твердости только алмазу и карбиду бора.
Высокая твердость абразивных зерен позволяет применять шлифовальный круг для обработки твердых сортов чугуна и стали, закаленных сталей, твердых сплавов и т. д.
Преимуществом шлифования является и то, что с помощью шлифовального круга можно одновременно обрабатывать большие поверхности детали. В частности, при плоском шлифовании торцевой поверхностью круга зона обработки измеряется десятками квадратных сантиметров.
ГЛАВА XXIII
ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ О ШЛИФОВАНИИ СОСТАВНЫЕ ЧАСТИ ШЛИФОВАЛЬНОГО КРУГА
Шлифовальный круг состоит из двух основных частей 41) шлифующего или режущего материала; 2) связующего или цементирующего вещества.
Для изготовления шлифовальных кругов применяются шлифующие или абразивные материалы как естественного происхождения, так и изготовляемые искусственным путем.
Естественными шлифующими материалами являются кварц (SiO2), окись алюминия (А12О3) в виде корунда и наждака и алмаз (С).
Наиболее распространенным видом шлифовальных кругов из кварца являются песочные точила, применяющиеся для заточки инструмента, а также различного рода оселки, применяемые для точки вручную. Вследствие малой производительности эти круги в настоящее время имеют весьма малое применение.
Корунд (90—-95% А12О3) наряду с высокой твердостью (9—9,5 по шкале Мооса) обладает одновременно и сравнительно большой вязкостью, поэтому является наиболее ценным из естественных шлифующих материалов.
Корунд применяют в основном для производства микропорошков и шлифовальных порошков, а также для кругов при шлифовании шариков. Наждак — абразив того же типа, что и корунд (25—30% А12О3), но содержит значительно большее количество примесей и уступает по твердости и производительности корунду.
Недостаток естественных шлифующих материалов заключается в том, что посторонние примеси ухудшают их качество.
Самым твердым естественным шлифующим материалом является алмаз, который употребляется лишь для правки сработавшихся кругов и особо точных работ. Наибольшее применение имеют технические алмазы — борты и карбонаты, с помощью которых обрабатываются абразивные круги.
Наибольшее промышленное применение имеют искусственные шлифующие материалы. К искусственным шлифующим материалам относятся корунд и карборунд. Основной частью искусственного корунда (электрокорунда) является окись алюминия (А12О3). Электрокорунд изготовляется электроплавкой пород, содержащих окись алюминия вместе с коксом.
1 Не считая воздушных пор.
25 Даниелян А. М. 2063 385
В зависимости от содержания окиси алюминия электрокорунд делят на два сорта:
а) лучший сорт — „экстра“-электрокорунд белый, содержащий 96— 99% А12О3; б) электрокорунд нормальный, содержащий 86—91% А12О3; нормальный электрокорунд встречается под названием алунда, алоксита, аброзита, электрита и пр.
Электрокорунд применяется при обработке закаленной и сырой стали, ковкого чугуна и стального литья, так как вследствие своей вязкости он выдерживает при шлифовании большое давление стружки.
Основой карборунда является карбид кремния (SiC).
В зависимости от содержания примесей карборунд бывает двух сортов: а) лучший сорт экстра-карборунд зеленый зеленого и светло-зеленого цвета, содержащий не менее 97% SiC, встречающийся под названием кристолона, карболона, силициум карбида и пр.; имеет зерна с острыми кромками, уступающие по твердости лишь карбиду бора и алмазу, но менее прочными, чем электрокорунд; б) карборунд черный, содержащий не менее 95% SiC — черного или темносинего цвета с металлическим оттенком; является менее твердым, но более прочным, чем зеленый карборунд.
Зерна карборунда отличаются очень большой твердостью, но менее вязки по сравнению с корундом, поэтому он применяется (особенно зеленый карборунд) для обработки очень твердых материалов, например для заточки инструментов из твердых сплавов, шлифования закаленных сталей, а также для обработки хрупких материалов, например чугуна, бронзы, твердых отливок и т. д.
В табл. 61 приводятся обозначения абразивных материалов.
Таблица 61
Обозначения абразивных материалов
Наименование абразивного материала
Наждак.......................
Естественный корунд..........
Электрокорунд нормальный . .
Электрокорунд белый..........
Карборунд черный.............
Карборунд зеленый............
Обозначение
н
Е Э
ЭБ КЧ КЗ
Шлифующий материал должен обладать большей твердостью, чем обрабатываемый. Для сравнения твердости различных минералов пользуются методом царапания (шкала Мооса). Каждый из включенных в шкалу минералов оставляет царапину на минералах, стоящих перед ним по твердости.
В табл. 62 приводятся твердости абразивов, а также твердости различных металлов, выраженных в тех же единицах.
386
Таблица 62
Твердость абразивов и различных металлов
Наименование материалов н абразивов Степени твердости Наименование металлов и сплавов Степень твердости по 15-сте-пенной шкале
По 10-сте-пенной шкале По 15-сте-ленной шкале
Тальк 1 Алюминий 2
Каменная соль . . . 2 —. Медь 2-3
Известковый шпат . 3 —. Латунь 3—4
Плавиковый шпат . 4 — Никель 4—5
Аппатнт 5 — Железо 4-5
Ортоклаз 6 — Мягкая сталь .... 5
Плавильный кварц . 7 Легированная сталь . 5-6
Кварц-кремень . . . 7 8 Стеллит 8
Топаз и наждак '. . . 8 9 Высокоуглеродистая
Гранат 10 закаленная сталь . . . До 9
Плавленный цирко- Твердые сплавы . . 1 П
НИЙ —- 11 Карбид тантала . . . 1 П
Корунд 9 12 Твердые сплавы . . 112 13
Карборунд — 13 Карбид вольфрама .
Алмаз 10 15
Из табл. 62 следует, что твердость минералов, идущих на изготовление абразивного материала для шлифовальных кругов, выше 8 единиц.
Твердость корунда выше твердости всех металлов, которые обычно шлифуют, поэтому корундом можно шлифовать почти все металлы.
Твердые сплавы обладают твердостью большей, чем корунд, поэтому твердые сплавы можно шлифовать карборундом и др.
Режущие свойства шлифующих материалов, помимо их твердости, зависят также от величины зерна. Зернистость круга определяет величину отдельных зерен. В зависимости от рода работы требуются круги с различной величиной зерна.
Зернистость круга характеризуется величиной режущих зерен, их размером в поперечнике.
По ГОСТ 3647-47 устанавливаются следующие номера зернистости: 10, 12, 14, 16, 20, 24, 30, 36, 46, 54, 60, 70, 80, 90, 100, 120, 150, 180, 220, 240, 280, 320, М28, М20, М14, М10, МТ и М5.
В зависимости от номера зернистости дробленые абразивные материалы разделяются на три группы: шлифовальные зерна—10, 12, 14, 16, 20, 24, 30, 35, 46,54, 60,70, 80 и 90, шлифовальные порошки — 100, 120, 150, 180, 220, 240, 280 и 320, микропорошки — М28, М20, М14, М10, МТ и М5.
Размеры зерен для каждого номера зернистости сведены в табл. 63.
Согласно ГОСТ 3238-46 для зерен длиной более 40 мк (№ 280-10) № зерна устанавливается методом двух смежных предельных сит размером ячеек по ГОСТ 2851-45, для зерен длиной 40 мк и менее (№ 320-М5) — микроскопическим и другими методами, в частности гидравлическим, согласованным с микроскопическим.
*
387
При установлении зернистости методом сит абразивный материал в процессе дробления классифицируется рассевом через ряд стандартных сит. Зернистость выражается номером, показывающим число отверстий, приходящихся на 1 пог. дюйм сита, через которые просеиваются зерна.
В табл. 63 верхний предел размерной характеристики по № зерна (№ 10 до 280) соответствует размеру ячейки сетки сита в микронах, сквозь которое зерно проходит, а нижний предел — размеру ячейки
Таблица 63
Размерная характеристика зерна
№ зернистости Величина поперечника у основной массы зерен в мк № зернистости Величина поперечника у ОСНОВНОЙ массы зерен в мк
10 2300-2000 90 180-150
12 2000-1700 100 150-125
14 1700-1400 120 125-105
16 1400-1200 150 105-85
18 1200-1000 180 85-75
20 1000-850 220 75-63
24 850—700 240 63-53
30 700 -600 280 53-42
36 600—500 320 42—28
40 500—420 М28 28-20
46 420-355 М20 20-14
54 355—300 М14 14-10
60 300-250 М10 10—7
70 250-210 М7 7—5
80 210-180 М5 5-3,5
смежного сита, на котором зерно задерживается.
Более мелкую зернистость раньше обозначали количеством минут, необходимых для осаждения зерен на высоте 1 л столба жидкости.
Микропорошки не применяются для изготовления шлифовальных кругов, а используются лишь при изготовлении абразивных брусков и полировальных паст.
При изготовлении абразивного инструмента применяют зерна одного номера зернистости и лишь для получения кругов высокой плотности — смесь зерен различной
зернистости.
В зависимости от рода цементирующего вещества (связки) круги делятся на керамические, силикатные и растительные. Основой керамической связки являются огнеупорная глина, кварц, полевой шпат, тальк и кремниевая пыль. Различают два вида этих кругов: прессованные и литые. Литые круги, обладающие рядом недостатков, имеют сравнительно небольшое применение. При изготовлении керамических кругов прессованием смесь цементирующего вещества формуется, прессуется, просушивается и обжигается.
Керамическая связка является наиболее распространенной. Не менее 7О°/о общего количества кругов изготовляется на керамической связке. Керамические круги отличаются высокой пористостью, равномерной твердостью и высокой производительностью, поэтому они применяются почти во всех случаях шлифования.
Недостатком этих кругов является длительность процесса изготовления (25—40 дней), сравнительно большая хрупкость и невозможность изготовления тонких кругов большого диаметра. Кроме того, при неправильном выборе режима шлифования и характеристики круга возможен прижог шлифуемой поверхности с образованием на ней
микротрещин.
388
Силикатовая связка представляет собой смесь глины, кремневой пыли и жидкого стекла. Эти круги дают чистую поверхность, но отличаются невысокой твердостью и быстрой изнашиваемостью. Применяются в заточном деле и при плоском шлифовании. Эти круги допускают работу только всухую.
Растительная связка обладает большой эластичностью при сравнительно высокой прочности, поэтому хорошо сопротивляется ударам. Основными видами кругов на растительной связке являются вулканитовые, шеллаковые и бакелитовые. Общим преимуществом этих кругов
являются высокая прочность и возможность изготовления тонких кругов. Недостатком их является малая пористость, большая склонность
к засаливанию, невозможность применения охлаждающей жидкости, плохая сопротивляемость высоким температурам. Вулканитовые и шеллаковые круги применяются главным образом при заточке инструмента, отрезных и прорезных работах. Бакелитовые круги применяются при
плоском шлифовании, отрезке и прорезке узких пазов, шлифовании закаленной стали и заточке инструмента.
Твердость круга характеризуется не твердостью шлифующего материала (зерен), а той силой, с которой эти зерна удерживаются в связке. Под твердостью абразивного инструмента понимается сопротивляемость связки вырыванию абразивных зерен с поверхности инструмента под влиянием внешних сил. Таким образом, твердость круга измеряется твердостью цементирующего вещества. Дело в том, .что основная роль связ
Характеристика связки по твердости Обозначение твердости
М — мягкий . . СМ — среднемягкий . . С — средний . . СТ — среднетвердый .... Т — твердый ВТ — весьма твердый . . ЧТ — чрезвычайно твердый Ml, М2, М3 СМ1, СМ2 Cl, С2 СТ1, СТ2, СТЗ Т1, Т2 ВТ1, ВТ2 ЧТ1, ЧТ2
ки заключается в удержании зерен шлифующего материала в круге до того момента, когда зерна теряют свою работоспособность (затупляются).
По мере затупления зерен возрастает площадь их соприкосновения с обрабатываемым материалом, вследствие чего возрастает усилие резания. Для продолжения работы круга затупившиеся зерна должны выкрашиваться или их следует удалять правкой. Если цементирующее
вещество позволяет выпадать затупившемуся зерну, то такой круг обладает способностью самозатачивания, так как на смену затупившемуся зерну вступает в работу новое острие. Если самозатачивание круга
отсутствует, то круг засаливается.
В зависимости от характеристики абразивного инструмента и условий его работы процесс шлифования протекает с частичным или полным самозатачиванием. Выше приведена шкала степеней твердости абра
зивных инструментов.
Цифры 1, 2, 3, справа от буквенного обозначения характеризуют твердость в порядке ее возрастания.
Абразивный инструмент на керамической или бакелитовой связке выпускается следующих твердостей: Ml, М2, М3, СМ1, СМ2, Cl, С2, СТ1, СТ2, СТЗ, Т1, Т2, ВТ1, ВТ2, ЧТ1 и ЧТ2.
389
Абразивный инструмент на вулканитовой связке выпускается твердостей СМ, С, СТ и Т.
В настоящее время твердость определяют одним из следующих методов:
1. Для инструментов на керамической и бакелитовой связке зернистостью от 10 до 90 — измерением глубины лунки, образующейся на поверхности круга под действием струи кварцевого песка, выбрасываемого из пескоструйного прибора.
2. Для инструментов на керамической или бакелитовой связке зернистостью 100 — М-14 — измерением глубины лунки, образующейся от
вдавливания в тело круга стального шарика под действием постоянной нагрузки на приборе Роквелла.
3. Для инструментов на вулканитовой связке зернистостью 24 — 120 — измерением числа оборотов сверла, необходимого для высверливания
a) 6J
Фиг. 362. Схема структур абразивных инструментов при одинаковой зернистости, твердости и связке:
а— открытая структура; б — плотная структура.
рен шлифуемого материала
в теле инструмента лунки определенной глубины, образующейся при заданной нагрузке на приборе Центральной научно-исследовательской лаборатории абразивов и шлифования.
Под структурой абразивного инструмента понимают количественное соотношение между шлифующим материалом (зернами), связкой и порами. Шлифовальные круги, изготовленные с заранее заданной структурой, называются структурными кругами. Различают 13 номеров структур (№ 0—12). Номер структуры определяет относительное количество зе-на единице поверхности или в единице
объема круга: чем меньше номер структуры, тем плотнее расположены
абразивные зерна.
Обычно структуры делятся на три группы: плотные '(№ 0, 1, 2 и 3), среднеплотные (№ 4, 5 и 6) и открытые (№ 7, 8, 9, 10, 11 и 12). Круги на керамической связке плотных структур не изготовляются. На фиг. 362 показано схематическое изображение открытой (фиг. 362,а) и плотной (фиг. 352, б) структуры. Абразивный инстру-
мент маркируется полностью или частично в зависимости от его размера и формы. Маркировка, например, ЭБ36СМ1К5 обозначает: электрокорунд белый, зернистость 36, средняя мягкость 1, керамическая связка — структура № 5.
В настоящее время имеется большое разнообразие видов шлифования. Наиболее типичными являются круглое внешнее шлифование в центрах, бесцентровое шлифование, круглое внутреннее шлифование и плоское шлифование.
КРУГЛОЕ ВНЕШНЕЕ ШЛИФОВАНИЕ В ЦЕНТРАХ
Круглое внешнее шлифование в центрах применяется для обработки наружных цилиндрических поверхностей. В зависимости от конструкции станка оно может быть осуществлено разными способами.
Основные случаи круглого внешнего шлифования показаны на фиг. 363.
390
Первым и наиболее распространенным является способ (фиг. 363,/), при котором шлифовальному кругу сообщается вращение вокруг его оси и поступательное движение вглубь обрабатываемой детали (поперечная подача), а обрабатываемой детали — вращательное движение в ту же сторону, что и шлифовальному кругу, и, кроме того, поступательное движение вдоль оси (продольная подача). Поперечная подача на заданную глубину производится при перемене направления движения детали (на каждый продольный ход ее).
Ф иг. 363. Виды круглого внешнего шлифования.
Поперечная подача прекращается после достижения деталью требуемого размера. После выключения поперечной подачи совершается еще несколько проходов без дополнительной подачи. Это делается для окончательной доводки детали до необходимого размера и для получения более гладкой поверхности.
Как показывает практика, при последних проходах (без дополнительной поперечной подачи) все же снимается незначительный слой металла. Это объясняется тем, что в результате усилия шлифования части станка несколько деформируются, а обрабатываемая деталь прогибается; при проходах без дополнительной подачи детали станка и обрабатываемая деталь возвращаются в исходное положение.
При втором способе внешнего круглого шлифования (фиг. 363, II) деталь только вращается, а шлифовальный круг имеет три движения — вращательное, поступательное в глубь обрабатываемой детали (поперечная подача) и возвратно-поступательное вдоль оси (продольная подача).
391
ное положение, спот спосос кругом, иногда его называют этот метод при шлифовании
Фиг. 364. Схема круглого внешнего шлифования.
Сущность третьего способа (фиг. 353, ///) заключается в том, что шлифовальный круг сразу устанавливается на полную глубину снимаемого слоя металла, т. е. припуска на сторону, и затем медленно передвигается в осевом направлении. Припуск на обработку снимается за один проход. После этого шлифовальный круг возвращается в исход-i называется шлифованием установленным также „глубинным методом". Применяется коротких жестких валиков. Припуск на шлифование оставляется возможно малым.
Четвертый способ внешнего, круглого шлифования (фиг. 363,/V) заключается в том, что ни шлифовальному кругу, ни обрабатываемой детали не сообщается продольного перемещения, т. е. обработка производится без продольной подачи. Обрабатываемая деталь вращается, а шлифовальный круг вращается и одновременно перемещается в поперечном направлении. В этом случае шлифовальный круг снимает стружку одновременно по всей длине
детали. Данный способ применяется при шлифовании деталей, обладающих большой стабильностью, и особенно часто при шлифовании фасонных поверхностей.
Рассмотрим основные факторы резания при внешнем круглом шлифовании в центрах (фиг. 364).
Подачей s (продольной) называется величина продвижения круга вдоль оси детали при одном обороте последнего.
Подача обычно измеряется в долях ширины круга:
s = (0,5 0,8)В,
где В — ширина круга в мм.
Глубиной резания t называется глубина слоя металла, снимаемого шлифовальным кругом при одном проходе:
Глубина резания при шлифовании играет такую же роль, как и глубина фрезерования. С увеличением глубины резания t увеличиваются угол контакта между камнем и деталью и количество зерен, одновременно участвующих в работе.
Глубина шлифования колеблется в следующих пределах (в мм)-.
Чистовое шлифование
Для незакаленной стали..................... ..... 0,005—0,015
„ закаленной „ ................................. 0,005—0,015
, чугуна.......................................• • 0,005—0,018
Черновое шлифование
Для незакаленной стали • •.....................• 0,015—0,07
„ закаленной „ ......................... 0,01 —0,06
„ чугуна...................................... . 0,02 —0,08
392
Скорость обрабатываемой детали выражается в м/мин и подсчитывается по формуле
vn = W м1мин’ О Я
где d — диаметр изделия в мм;
пп—число оборотов изделия (предмета) в минуту.
Скорость обрабатываемой детали при шлифовании может изменяться в широких пределах в зависимости от сечения снимаемой стружки, рода металла, размеров детали и качества обрабатываемой поверхности.
Скорость шлифовального круга выражается в м/сек и подсчитывается по формуле
= iooo-oo м‘,сек- <191)
Скорости шлифовальных кругов должны быть близкими к наибольшим допустимым, так как высокие скорости обеспечивают наибольшую производительность и высокое качество обработанной поверхности. Увеличение окружной скорости шлифовального круга ограничивается прочностью связки; слиш- ком большая скорость Таблица 64 может привести к раз- рыву коуга Скорости шлифовального круга при внешнем Г, ' круглом шлифовании Применяемые на прак-
тике скорости круга при внешнем круглом шлифовании приведены в табл. 64. Площадь поперечного сечения стружки, снимаемой за один оборот детали, f = t-s мм?. Обрабатываемый материал Скорость круга в м/сек
Обдирка Отделка
Сталь Чугун 25-30 18—23 30-40 20-25
f не характеризует степень нагрузки шлифовального круга, так как за один оборот детали шлифовальный круг делает несколько оборотов, каждый раз снимая стружку какого-то сечения. С точки зрения процесса шлифования представляет интерес суммарное сечение стружки, снимаемое в каждый данный момент всеми зернами, участвующими в работе, т. е. мгновенное сечение стружки fM.
Площадь мгновенного сечения стружки fM равна объему стружки Q, снятой за время одного оборота детали, деленному на путь шлифования I также за время одного оборота детали, т. е.
4 = (192)
Объем стружки, снятой за один оборот детали, Q = r.dts мм3.
Путь шлифования получается в результате сложного движения: вращения камня и детали. Если пренебречь скоростью детали как малой
393
величиной по сравнению со скоростью круга, то путь шлифования L в минуту
L — ~Г)пк.
Путь шлифования на один оборот детали в пп раз меньше, т. е.
L nDnK
пп Пп
Подставляя значения Q и I в формулу (192), получим , r.dtsnn 'М = Т.Г)пк •
Так как
~dnn = 1000vn;
~Г)пк = 1000- 60v,c, то
= (193>
Размер мгновенного сечения стружки пропорционален скорости детали, глубине резания, подаче и обратно пропорционален скорости шлифовального круга. Для правильного понимания влияния основных факторов шлифования большое значение имеет толщина стружки аг, снимаемая каждым зерном шлифовального круга, так как величиной at определяется нагрузка зерна круга, а следовательно, стойкость круга и качество обрабатываемой поверхности.
Зависимость толщины стружки от различных факторов может быть теоретически определена следующим образом.
При вращении шлифовального круга со скоростью vK какое-либо зерно, находящееся на периферии круга, за время Т сек. переместится из точки А в точку С (фиг. 365). Очевидно, что при этом длина пути этого зерна будет равна длине дуги:
AC =vKT.
За это же время точка С детали переместится по дуге СВ навстречу кругу в точку В. Длина дуги СВ равна:
Таким образом за Т сек. шлифовальный круг срезает заштрихованную на фиг. 365, I площадь АВС. Наибольшая толщина срезания всеми зернами, находящимися на длине дуги АС, равна ВВ1. Отсюда толщина стружки, приходящейся на одно зерно круга,
ВВХ 0,1 ~ АСт ’
(194)
где т — число зерен, находящихся на единице длины касания шлифовального круга с деталью, т. е. на единице длины дуги АС.
394
Произведя вспомогательное построение (фиг. 365,II) и заменив ввиду незначительности их величины дуги СВ и СВг прямыми, касательными к ним в точке А, можем написать
< ВСВ} = а + 3;
поэтому приближенно можно написать, что
ВВХ — СВ sin (а + ^).
Подставив вместо СВ ее выражение, получим
BB1»^sin(a+^).
I
Фиг. 365. Толщина стружки, снимаемой одним зерном круга.
После подстановки значения ВВХ в формулу (194) имеем
Я, = .. sin (« + ?) мм-
1 60v«/n v 1 r/
В результате преобразования согласно данным фиг. 365 приближенно можно принять, что
sin (а+ Р) = 2 jA (А + 4*)’
поэтому окончательно
«1 =-VF-—1А(4- + 44 (195)
1 30vKm г \ D 1 а / ' '
Из формулы (195) видно, что толщина стружки ах, снимаемой каждым зерном круга, возрастает с увеличением скорости детали vn и глубины резания t и уменьшается с увеличением скорости круга vK, диаметра круга D, диаметра обрабатываемой детали d и числа зерен tn, приходящихся на единицу длины шлифовального круга.
Очевидно, что чем больше толщина стружки ах, снимаемой каждым зерном круга, тем тяжелее протекает процесс шлифования, тем сильнее
395
изнашивается шлифовальный круг. Все это вынуждает при больших уменьшать глубину резания и скорость вращения детали.
Основное (технологическое) время обработки при внешнем круглом шлифовании с продольной подачей определяется по формуле
I hh
т = 2^_т (196)
nnt-s ’
где L — длина шлифуемой поверхности в мм-, h — припуск на обработку в мм\
пп — число оборотов детали в минуту;
t — глубина резания в мм (поперечная подача круга за один проход);
s — подача (продольная) за один оборот детали в мм-,
k — коэфициент, учитывающий добавочное число проходов для получения требуемой точности.
Коэфициент k может быть принят в пределах от 1,1 до 1,7.
КРУГЛОЕ ВНУТРЕННЕЕ ШЛИФОВАНИЕ
На фиг. 366 показана схема круглого внутреннего шлифования.
Шлифовальный круг вращается вокруг своей оси и одновременно совершает продольную подачу1. Обрабатываемая деталь вращается вокруг своей оси. Деталь при внутреннем шлифовании вращается в сторону, противоположную вращению шлифовального круга.
Фиг. 366. Схема круглого внутреннего шлифования.
Фиг. 367. Схема планетарного движения шпинделя шлифовального станка.
В тех случаях, когда приходится обрабатывать тяжелые, громоздкие детали, вращение которых затруднительно, применяются станки другого типа, позволяющие кругу совершать сложное планетарное движение. В этом случае обрабатываемая деталь закрепляется неподвижно, а шлифовальный круг вращается вокруг своей оси и одновременно совершает круговое движение вокруг оси шлифуемого отверстия (фиг. 367), т. е. совершает планетарное движение.
Одновременно с этими двумя вращательными движениями шлифовальный круг совершает продольную подачу — возвратно-поступательное движение вдоль оси шлифуемого отверстия.
1 Реже продольная подача осуществляется деталью.
396
HS.C Внутреннее шлифование Внешнее шлифование,
шлифовапинь!^
i
Изделие
Фиг. 368. Длина дуги касания при внешнем и внутреннем круглом шлифовании.
fl
При внутреннем шлифовании диаметр круга ограничивается диаметром отверстия, поэтому для внутреннего шлифования применяются круги относительно небольшого диаметра. Обычно диаметр круга составляет от 0,5 до 0,9 диаметра отверстия.
На фиг. 368 показано взаимное расположение обрабатываемой детали и шлифовального круга при внутреннем и внешнем круглом шлифовании. Из фигуры ясно, что при одинаковых диаметрах круга и детали и при одной и той же глубине резания t длина дуги соприкосновения круга и детали при внутреннем шлифовании (АВС) больше, чем при круглом внешнем шлифовании (Д1В1С1).
Ввиду большой длины дуги соприкосновения круга и детали и малой стабильности шпинделя шлифовального круга (вследствие малого диаметра) при внутреннем шлифовании глубина резания t и скорость детали фп принимаются примерно в 2 раза меньше, чем при наружном круглом шлифовании.
Скорость круга принимается в пределах от 10 до 30 м[сек в зависимости от диаметра круга.
Продольная подача s, так же каю и при круглом внешнем шлифовании, берется в зависимости от ширины круга.
Толщина стружки аъ снимаемой каждым зерном круга при внутреннем шлифовании, равна
шлифовальный.
а — п
1 vK • т • 30
ТТ d )
ММ.
(197)
Из сравнения формул (195) и (197) видно, что при прочих одинаковых условиях толщина стружки ау при внутреннем шлифовании меньше, чем при внешнем шлифовании.
Основное время определяется по ранее приведенной формуле (196) для внешнего круглого шлифования. Этой же формулой пользуются и в том случае, когда круг совершает планетарное движение, но вместо пп в формулу нужно подставить число оборотов круга в его планетарном движении вокруг оси обрабатываемой детали.
БЕСЦЕНТРОВОЕ ШЛИФОВАНИЕ
В отличие от других видов шлифования при бесцентровом шлифовании деталь не закрепляется.
Основной принцип бесцентрового шлифования заключается в том, что обрабатываемая деталь А помещается между двумя кругами, из которых один (В) шлифующий, а другой (С) ведущий (фиг. 369), причем ось ведущего круга устанавливается под некоторым углом к шлифовальному кругу.
397
Обрабатываемая деталь при этом опирается на нож D со скошенным краем.
Шлифующий круг производит работу резания, а ведущий круг сообщает детали вращательное движение и продольную подачу. Ведущий круг устанавливается таким образом, чтобы зазор между шлифующим и ведущим кругами давал размер, равный требуемому диаметру детали.
Деталь под действием шлифующего круга стремится вращаться с окружной скоростью, равной окружной скорости круга. Ведущий же круг, имея собственную сравнительно малую скорость, задерживает деталь трением, сообщая ей свою окружную скорость.
Продольная подача получается вследствие того, что ведущий (регулирующий) круг устанавливается под некоторым углом (фиг. 370),
в результате чего создается продольная составляющая скорость vn.
Угол а меняется в пределах
1,5—6° в зависимости от требуемой
Фиг. 369. Бесцентровое круглое шлифование.
круг
Фиг. 370. рости при
Составляющие ско-бесцентровом шлифовании.
величины продольной подачи. Большому углу соответствует большая продольная подача. Если оси кругов параллельны, то деталь будет иметь только вращательное движение.
Разложив окружную скорость ф0 (см. фиг. 370) ведущего круга на две составляющие, получим
vnp = '/.v0 sin а = к sin а м/мин-, (198)
vn = v0 cos а = cos а м/мин, (199)
где De — диаметр ведущего круга в мм;
п — число оборотов ведущего круга в минуту;
vnp— скорость продольной подачи детали в м/мин;
vn — скорость вращения детали в м/мин;
к — коэфициент проскальзывания детали по ведущему кругу, колеблющийся в пределах 0,99—0,95.
393
Фактическая скорость детали несколько больше той, которая получается по уравнению (199), так как шлифовальный круг слегка увлекает деталь за собой.
Чтобы касание обрабатываемой детали и ведущего круга происходило по линии, наружная поверхность ведущего круга должна иметь гиперболическую форму.
При бесцентровом шлифовании различают три метода работы:
1) шлифование сквозным способом;
2) шлифование до упора;
3) шлифование способом подрезки.
Наиболее распространенным является первый метод. Обрабатываемая деталь помещается между шлифующим и ведущим кругами, причем оба круга вращаются в одну и ту же сторону. Деталь получает подачу и вращение от ведущего круга, прижимающего ее к шлифовальному кругу. Она подается с одной стороны кругов и отводится уже готовой с другой стороны. Скорость вращения шлифовального круга 25—35 м/сек, ведущий круг имеет приблизительно такую же скорость, как и обрабатываемая деталь при внешнем круглом шлифовании. Для обеспечения надлежащего трения между деталью и ведущим кругом последний изготовляется из мелкозернистого абразивного материала, имеющего такую шероховатость, которая позволяет устранить скольжение между кругом и деталью. Однако опытами установлено, что небольшое проскальзывание (2—5°/0) все же имеет место.
По методу сквозного шлифования шлифуются обычно гладкие, без выступов детали.
В тех случаях, когда деталь нельзя пропустить насквозь между кругами, так как на конце ее имеется головка, утолщение и т. д., прибегают к шлифованию до упора.
В этом случае деталь проходит между кругами на определенную длину, упирается своим концом в специальный упор и автоматически или вручную выбрасывается назад.
Шлифованием по способу подрезки пользуются в тех случаях, когда по какой-либо причине неудобно перемещать деталь в продольном направлении. В этом случае круги устанавливаются таким образом, что оси их параллельны друг другу. Шлифование производится при постепенном сближении кругов, пока деталь не достигает требуемого размера. Обычно деталь шлифуется сразу по всей длине. Этим способом пользуются при шлифовании фасонных деталей, имеющих по всей длине разные диаметры.
ПЛОСКОЕ ШЛИФОВАНИЕ
Плоскошлифовальные станки по методу работы можно разделить на две группы: работающие цилиндрической поверхностью, т. е. периферией круга, и работающие торцевой плоскостью круга. Оба эти способа могут осуществляться по принципу работы продольнострогальных или карусельных станков. В первом случае (фиг. 371) деталь, закрепленная на столе станка, получает возвратно-поступательное движение, а шлифовальный круг вращается и одновременно при каждом двойном 399
ходе стола перемещается поперек детали. При этом шлифовальный круг работает или цилиндрической поверхностью (фиг. 371,/) для нежестких деталей, либо торцевой поверхностью (фиг. 371,//) для массивных деталей. В этом случае ось вращения круга располагается перпендикулярно плоскости стола.
При работе по принципу карусельных станков (фиг. 372) деталь, укрепленная на столе, получает вращательное движение вокруг вертикальной оси, как у карусельных станков. Шлифовальный круг также имеет вращательное движение вокруг оси, расположенной перпендикулярно или параллельно столу станка. В первом случае шлифование производится торцом круга, а во-втором — периферией.
При плоском шлифовании периферией круга толщина стружки, снимаемой каждым зерном, выражается формулой
«1
vn vKm- 30
мм.
(200)
Как показывает подсчет по формулам (195), (197) и (200), при плоском шлифовании толщина стружки снимаемой каждым зерном,
Фиг. 371. Плоское шлифование по принципу работы продольнострогальных станков.
Фиг. 372. Плоское шлифование по принципу карусельных станков.
меньше, чем при внешнем круглом шлифовании, но больше, чем при внутреннем круглом шлифовании.
Дуга касания круга с деталью при одинаковых условиях резания при плоском шлифовании больше, чем при внешнем круглом шлифовании, но меньше, чем при внутреннем круглом шлифовании.
ВЫБОР ШЛИФОВАЛЬНОГО КРУГА
Выбор круга зависит от ряда факторов и является весьма ответственным и трудным делом. Рассмотрим некоторые принципиальные положения, связанные с выбором шлифующего материала, зернистостью круга и его твердостью.
Качество абразивного материала должно быть выбрано в соответствии с материалом обрабатываемой детали.
Черный карборунд применяется для шлифования хрупких материалов, например чугуна, бронзы, твердых отливок и т. д. Зеленый кар-
400
борунд используется для твердых сплавов и доводки режущего инструмента из инструментальной стали.
Нормальный электрокорунд применяется для обработки машиноподелочной углеродистой и легированной стали (кроме закаленных быстрорежущих сталей) и ковкого чугуна.
Белый электрокорунд применяется для шлифования закаленной быстрорежущей стали и ее заменителей, шлифования резьбы и заточки инструмента. Зернистость круга выбирают в зависимости от требуемой степени чистоты и точности обработки поверхности, качества обрабатываемого металла и величины снимаемого припуска.
При обдирочных работах следует применять круги с крупным зерном, а для чистовых работ — мелкозернистые.
Для обработки мягких и вязких металлов выбирают круги крупнозернистые, так как мелкозернистый круг при обработке вязких металлов быстро засаливается. Для твердых и хрупких металлов, наоборот, выбирают мелкозернистые круги.
Чем больше поверхность соприкосновения круга с деталью, тем более крупнозернистым должен быть круг.
При выборе твердости круга решающее значение имеет соблюдение условия самозатачиваемости круга. Твердость круга для каждой работы должна быть подобрана так, чтобы шлифующие зерна выламывались из массы круга в момент их затупления, уступая место лежащим под ним новым острым зернам. Несоблюдение этого условия приводит к засаливанию круга: затупившиеся зерна круга во-время не выпадают, и круг теряет свои режущие способности, вызывая нагрев детали и излишний расход энергии.
Существует общее правило: чем тверже обрабатываемый материал, тем мягче должен быть круг. Чем тверже обрабатываемый металл, тем быстрее затупляются шлифующие зерна и тем скорее для соблюдения самозатачиваемости должна происходить замена затупившихся зерен новыми — острыми.
При применении крупнозернистых кругов следует выбирать более твердые круги, так как при одинаковых условиях на крупные зерна действуют большие усилия. Таким образом, крупнозернистые круги работают как более мягкие.
При большой дуге соприкосновения круга с обрабатываемой деталью (внутреннее и плоское шлифование), когда особенно возможно засаливание круга и перегрев детали, необходим мягкий круг.
Шлифование с ручной подачей необходимо производить более твердыми кругами, чем шлифование с автоматической подачей. Чем выше окружная скорость обрабатываемой детали по отношению к скорости круга, тем тверже должен быть круг.
Связка круга выбирается в зависимости от характера работы. Круги на керамической связке применяются при мокром шлифовании, а.также при всех других видах шлифования за исключением тех, при которых требуются тонкие круги и имеют место значительные боковые нагрузки. В этих случаях необходимы более упругие круги на бакелитовой или вулканитовой связках. Эти же круги как более эластичные с успехом применяются при окончательном шлифовании.
26 Даниелян А. М. 2063 401
ПРАВКА ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ
Правка кругов производится с целью восстановления режущей способности круга, потерянной в результате притупления режущих зерен или засорения пор стружкой. При правке притупившиеся зерна удаляются, поверхность круга выравнивается, и ему придается правильная геометрическая форма.
Момент затупления круга и нарушения правильности его формы характеризуется ухудшением чистоты обработанной поверхности и уменьшением ее точности, появлением прижогов, уменьшением интенсивности обработки и появлением шума. Несвоевременность правки приводит к браку обрабатываемой детали и снижению производительности. С другой стороны, необходимость частой правки является признаком несоответствия круга условиям работы.
Число правок круга для данной работы зависит от того, насколько правильно выбран круг для данной работы. Чем лучше круг подходит для данной работы, тем лучше соблюдается условие самозатачиваемости, тем реже его придется править.
Для правки кругов применяются: 1) металлический инструмент, 2) абразивный инструмент — шлифовальные круги, бруски и 3) алмаз.
Для предварительной грубой правки кругов наиболее употребительны шарошки и звездочки.
Шарошки изготовляются из стали штамповкой с последующей закалкой на твердость Н$с = 50 -г- 60, звездочки — из отбеленного чугуна. Действуют эти инструменты не резанием, а вырыванием выступающих зерен круга. Работать с ними следует при пониженных скоростях резания (не свыше 10—15 м/сек) и при глубинах резания не более 0,1 мм.
Для правки также применяются ролики с твердыми сплавами. Такой ролик состоит из металлического корпуса, на котором наплавлены зерна из отходов дробленого твердого сплава (режущий элемент) и латунь (связка). Правка роликами при наружном круглом и плоском шлифовании дает чистую и точную поверхность обработки. Применяют также правку круга более твердыми крупнозернистыми кругами.
Зернистость правящего круга должна быть на два — четыре номера меньше номера зернистости выпрямляемого круга. Твердость правящего круга должна быть на две — пять степеней больше твердости рабочего круга.
При точном шлифовании и во всех случаях, когда требуется тонкая правка круга, употребляются алмазы или заменители. Для этой цели применяются обычно технические сорта алмаза (борты, балласы, карбонадо и другие).
Наряду с кристаллами алмаза для правки используют также алмазную крошку, цементованную сплавом вольфрама, меди и алюминия в форме цилиндриков (алмазно-металлические карандаши).
В зависимости от характера расположения и размера зерен алмаза алмазно-металлические карандаши содержат кристаллы алмаза.
Кристаллы алмаза зачеканивают в стальной державке на медной подушке или запаивают в стальной державке припоем (48°/0Cu+520/0Zn) или латунной проволокой.
402
Выбор алмазов и алмазно-металлических карандашей зависит от характеристики круга, подлежащего правке. Круги на неорганических связках (керамические и др.) требуют более крупных алмазов, чем круги на органических связках (бакелитовые, вулканитовые и др.). Карборундовые круги правят более крупным алмазом, чем электро-корундовые.
Правку кругов алмазами, как и правку другими инструментами, рекомендуется производить с охлаждением постоянной сильной струей воды, что предохраняет алмаз от растрескивания. Правку необходимо производить с механической подачей.
Режим правки: поперечная подача при правке алмазом 0,02—0,035 мм, а при правке алмазно-металлическим карандашом 0,035—0,05 мм; продольная подача 0,2—0,3 м/мин; скорость круга — нормальная рабочая.
*
ГЛАВА XXIV
ЗАКОНОМЕРНОСТИ РЕЗАНИЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
Фиг. 373. Составляющие усилия резания при круглом внешнем шлифовании.
УСИЛИЕ РЕЗАНИЯ И МОЩНОСТЬ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
На фиг. 373 показана схема сил, действующих на круг при внешнем круглом шлифовании.
В результате разложения усилия резания на составляющие получим тангенциальную силу Рг , направленную по касательной к окружности круга, осевое усилие или усилие подачи Рх , направленное по оси круга, и радиальное усилие Р направленное по радиусу шлифовального круга.
Усилие Рг является главной составляющей усилия резания. По величине этого усилия производится расчет крутящего момента как для вращения камня, так и для вращения детали.
Сила Рг , кроме того, определяет мощность шлифования:
N — -V кет.
75-1,36
Сила Ру деформирует обрабаты-
ваемую деталь. Наконец, сила Рх воздействует на механизм подачи станка. Опыты показывают, что радиальная сила Ру значительно больше Р
тангенциальной силы Рг . Соотношение зависит от условий работы. Приближенно
Ру = (1,5^-2,2)Рг.
Следует отметить, что так как при шлифовании снимается стружка незначительных размеров, то величины составляющих усилия резания весьма малы по сравнению с силами, возникающими при работе резцами, фрезами и сверлами.
Каждое зерно круга, точно так же как и зуб фрезы, снимает стружку переменного сечения, в результате чего усилие шлифования также не остается постоянным.
404
Чтобы несколько упростить вопрос, обычно ограничиваются определением среднего значения тангенциального усилия.
Усилие резания при шлифовании можно выразить формулой Pz = pfM кг, где р — удельное давление резания в кг/млР.
Подставив значение fM из формулы (193), получим
<201)
Удельное давление р при шлифовании, так же как и при других видах обработки, не постоянная величина, а зависит от качества обрабатываемого материала, глубины резания и подачи.
Достаточно проверенных данных для р в настоящее время чрезвычайно мало.
Для стали средней твердости ой = 50 кг-мм- можно принять1 1500 , 2
Р = кг/мм2-,
для чугуна средней твердости
Р ~ ^о,67.so,67 кг)мм .
Подставив значения р в формулу (201), получим для стали
Рг = 25 Л0’53 кг-, (202
для чугуна
р, == 21 —/’’33х0,Х! кг. (203)
VK
Подсчет по формулам (202) и (203) дает лишь приближенные значения для усилия шлифования и нуждается в уточнении.
Чтобы получить ориентировочное представление о величине усилий при шлифовании, решим следующий пример.
Пример. Определить мощность, затрачиваемую на вращение круга, а также на вращение обрабатываемой детали при шлифовании стали средней твердости, если vK = 30 м/сек, v„ — 10 м/мин, t = 0,05 м, s = 28 мм.
Решение.
Определим величину усилия:
Р2 = 25 ~ о,05°,53 2 8 0’53 = 9,7 кг. О и
Мощность, затрачиваемая на вращение шлифовального круга,
дг = —-2РК-к 70-1,36
9,7 • 30 „ Q7
75ЛД6- = Л87 Квт-
1 По данным Гипромаша.
405
Таблица 65
Значения коэфициентов и показателей степеней в формуле мощности при шлифовании
Вид шлифования Обрабатываемый материал Характеристика круга СХ X У • % 2 k
Круглое наружное шлифование с поперечной подачей на двойной ход стола Незакаленная и закаленная сталь Электрокорунд, керамический 36-СМ2 46-СМ1 46-СМ2 1,76 1,63 1,9 |>0,75 0,7 0,85 —
То же с поперечной подачей на каждый ход То же Электрокорунд, керамический 36-СМ2 46-СМ1 46-С1 3,0 ’ 2,85 3,67 | 0,5 0,55 0,5 —
Бесцентровое шлифование на проход Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 46-С1 46-СТ1 60-СМ2 60-СТ1 46-СМ1 46-С1 60-СМ1 60-С1 0,136 0,136 0,1 0,136 0,353 0,39 0,43 0,47 0,85 0,6 0,70 0,5 0,60 0,6 0,5 0.5
Внутреннее шлифование Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 36-СМ1 46-С1 Электрокорунд, керамический 36-СМ1 0,27 0,37 0,49 j-0,5 0,35 0,4 0,4 0,4 0,4 0,3 0,3
Чугун Карбид кремния, керамический 46-СМ1 1J м 0,55 0,7 1,0 п.З
Плоское шлифование периферией круга на станках с круглым столом Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 46-СМ2 36-С1 36-M3 То же 46-СМ1 36-М1 ^0,72 0,96 0,94 0,8 } 0,7 0,7 0,5 0,65 0,5 —
406
Мощность, затрачиваемая на вращение детали,
.. PzVn 9,7 10
Л» = ---<_ , , ,Ё = —.-V. ,т~ = 0,016 кет.
и 7о-Ьи-1,36 75-60-1,30
Несмотря на небольшое усилие, мощность, затрачиваемая на шлифование, получается значительной вследствие большой скорости шлифовального круга. Кроме того, из сопоставления видно, что мощность, затрачиваемая на вращение детали, весьма мала по сравнению с величиной NK, поэтому в практических расчетах этой мощностью можно пренебречь.
В последнее время в СССР проведен ряд экспериментальных исследований по шлифованию. В результате этих работ выведена следующая формула для мощности при шлифовании:
ЫЭф = л. с., (204)
где vn — окружная скорость детали в м/мин;
s — продольная подача в мм/об;
t—поперечная подача (глубина шлифования) в мм;
d— диаметр детали в мм;
CN, х, у, z, k — коэфициенты и показатели степеней, значения которых приведены в табл. 65*.
СТОЙКОСТЬ ШЛИФОВАЛЬНОГО КРУГА И СКОРОСТЬ ВРАЩЕНИЯ ДЕТАЛИ
Под стойкостью шлифовального круга понимается промежуток времени его работы между правками.
Критерием притупления шлифовальных кругов при черновом шлифовании является засаливание круга, характеризующееся дроблением, буксованием и прижогами обработанной поверхности.
При чистовом шлифовании решающее значение имеет качество шлифованной поверхности.
Стойкость кругов между правками выбирается в зависимости от вида шлифования, размера шлифовального круга и колеблется в пределах от 3 до 15 мин.
При заданной глубине резания и подаче скорость круга и детали определяется стойкостью круга. Скорость круга должна выбираться возможно большей, чтобы получились малые стружки, незначительные усилия резания и хорошее качество отработанной поверхности.
Из опытных данных следует, что с увеличением скорости шлифовального круга его износ понижается, а стойкость, наоборот, повышается. Это можно объяснить тем, что, как мы уже выяснили, с увеличением скорости круга толщина стружки, снимаемой каждым зерном круга, а следовательно, и нагрузка на зерно уменьшается.
Однако значительное увеличение скорости круга, как бы это ни было выгодно, невозможно по условиям техники безопасности, поэтому вопрос сводится главным образом к расчету скорости детали.
* Энциклопедический справочник .Машиностроение", т. 7, Машгиз, 1948.
407
Скорость вращения детали при шлифовании периферией круга может быть определена по эмпирической формуле1
Cdk
п„ = , (20а)
где vn — окружная скорость детали (предмета) в м/мин;
d — диаметр детали в мм;
t — поперечная подача или глубина шлифования в мм;
s — продольная подача в долях ширины круга на один оборот детали;
Т—практическая стойкость круга между правками;
С, k, m, х, у — коэфициенты и показатели степеней, значения которых даны в табл. 66.
ОХЛАЖДЕНИЕ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
При шлифовании вследствие больших скоростей развиваются очень высокие температуры, что вредно влияет на условия образования и отвода стружки; кроме того, вследствие перегрева обрабатываемой детали появляется опасность ее деформации.
Применение охлаждения значительно увеличивает производительность, так как наряду с понижением температуры охлаждающая жидкость вымывает пыль и стружку, очищает поры круга и тем самым способствует более длительному сохранению его режущих способностей.
Наиболее распространенная охлаждающая жидкость — вода с 5—1О°/о соды и небольшой добавкой мыла.
Охлаждение должно быть тем интенсивнее, чем больше дуга соприкосновения круга с деталью.
При обработке алюминия для получения чистой поверхности применяют в качестве охлаждающе-смазывающей жидкости керосин в смеси с веретенным маслом. Чугун и медь часто шлифуют без охлаждения.
Обилие смазывающих веществ в охлаждающей жидкости не рекомендуется, так как они способствуют засаливанию круга.
При работе абразивным инструментом необходимо строго соблюдать правила безопасности, установленные ГОСТ 3881-47.
Балансировку сплошных и наборных кругов производят на специальном приспособлении.
Наряду с указанными мерами во избежание несчастных случаев во время работы шлифовальный круг за исключением небольшого рабочего участка должен быть прикрыт кожухом.
Каждый шлифовальный круг после установки его на станке должен быть пущен в ход вхолостую при рабочей скорости на протяжении не менее 5 мин. при обязательном наличии защитного кожуха.
1 Энциклопедический справочник „Машиностроение", т. 7, Машгиз, 1948.
408
Таблица 66
Значения коэфициентов и показателей степеней в формуле скорости вращения детали
Вид шлифования Материал детали Характеристика круга С k ' т X У
Круглое шлифование с поперечной подачей на двойной ход стола Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 36-СМ1 То же 0,27 0,24 •0,3 0,5 1,0 1,0
Круглое шлифование с поперечной подачей на каждый ход стола Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 36-СМ2 То же 0,055 0,050 > 0,3 0,5 1,2 1,0
Бесцентровое шлифование на проход- Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 46-С1 46-СТ1 60-СМ2 60-СТ1 46-СМ1 46-С1 60-СМ1 60-С1 15,5 13 14 13 16,5 13,5 11,5 10,5 0,3 0,5 1,0 1,0
Внутреннее шлифование Незакаленная сталь Закаленная сталь Электрокорунд, керамический 36-СМ1 Электроко-рупд, керамический 36-СМ1 0,054 0,50 0,5 0,6 0,9 0,9
ГЛАВА XXV
РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ НА БАЗЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗНОСА ИНСТРУМЕНТА
Не считая возможным отказаться от общераспространенных ныне скоростных и стойкостных зависимостей статистического характера без их замены новыми, физически обоснованными, мы вынуждены были выше в соответствующих разделах книги привести формулы вида
С
V 'J'tn
Эти формулы в настоящее время фигурируют во всех учебных и справочных материалах, пользуясь ими подсчитывается режим резания.
Общий недостаток этих эмпирических формул заключается в том, что они дают только формальное описание явлений, не затрагивая сущности и механизма процессов, происходящих при резании металлов. Как мы указали в свое время, эти формулы действительны только в тех ограниченных условиях, в которых они были найдены.
Другой недостаток указанных формул заключается в том, что, требуя для своего нахождения длительных и кропотливых экспериментов и большой затраты инструмента и материала, они не гарантируют надлежащей точности. Это в значительной мере объясняется неопределенностью критерия затупления инструмента. В подобного рода испытаниях за момент затупления инструмента, а следовательно, и за соответствующую стойкость принимается конечная и весьма часто случайная точка кривой износа. Самый же главный недостаток существующих ныне стойкостных зависимостей и методика их экспериментального получения заключается в том, что лишенные физического смысла они не дают базы для обобщения с целью вывода общих закономерностей. Общие закономерности, управляющие процессом резания, можно вывести только на базе изучения параметров, характеризующих сущность процесса или во всяком случае приближающих иас к пониманию сущности процесса. К таковым в первую очередь относятся износ инструмента и тепловые явления при резании металлов.
410
Причиной затупления инструмента является его износ. Чем интенсивнее износ инструмента, тем меньше его стойкость.
Износ инструмента, как мы уже отметили, происходит в результате совместного действия высоких температур, возникающих при резании, и трения стружки о переднюю грань инструмента, а также трения задней грани об обрабатываемую поверхность.
От характера и интенсивности износа инструмента зависит срок его службы до заточки, а следовательно, и характер стойкостных зависимостей.
Если бы нам были известны физические законы, управляющие износом, мы могли бы вывести физически обоснованную зависимость элементов режима резания от длительности работы инструмента на естественной основе.
К сожалению, вопросы внешнего и внутреннего трения изучены далеко недостаточно.
Общие закономерности в области трения и износа в настоящее время отсутствуют.
Однако даже режимы резания, выведенные на основе формул износа, полученных из экспериментов статистического характера, являются шагом вперед по пути создания общих закономерностей по сравнению с ныне существующими стойкостными формулами, лишенными физического смысла. Учитывая это, ниже излагаются обоснования и методика определения стойкостных и скоростных формул на базе закономерностей износа инструмента1. Анализируя материалы по износу, автор пришел к заключению, что один и тот же инструмент при обработке данного материала при различных комбинациях элементов сечения стружки и скорости резания может затупиться в одинаковый промежуток времени, т. е. иметь одинаковую стойкость лишь в том случае, если процесс износа протекает совершенно одинаково. Иначе говоря, скорости резания, соответствующие одинаковым стойкостям, должны вызвать одинаковый износ инструмента.
Исходя из этого положения, можно также сделать вывод, что все факторы резания влияют на стойкость лишь постольку, поскольку изменяют интенсивность износа инструмента.
Отсюда встал вопрос о том, что показатели степеней при стойкостных зависимостях можно вывести на основе законов износа инструмента.
Для вывода формул износа автором были поставлены специальные опыты по соответствующей методике. Сущность этой методики заключается в следующем. Взяв за основу зависимость износа от продолжительности резания [вместо v = f(T), принятой в обычных испытаниях], необходимо проделать серию опытов с различными скоростями резания при прочих одинаковых условиях. На основе этих опытов вывести зависимость износа от скорости. Исследование всех остальных факторов производить
1 Более подробно см. А. М. Даниелян, Износ инструмента и тепловые явления при резании металлов, Машгиз, 1916.
См. также Трудно в П. П., Вывод формулы скорости резания на основе изучения износа режущего инструмента, „Вестник металлопромышленности" № 11-12, 1940.
411
при постоянной скорости. В процессе всех опытов через определенные промежутки времени замерять износ инструмента.
Полученные таким образом опытные точки нанести на диаграмму А — т (в простой сетке) и соединить их плавной кривой, наиболее правильно отвечающей расположению точек. Исходя из этих кривых, путем соответствующей математической обработки вывести зависимость износа от основных параметров.
Остановимся сначала на зависимостях v = f(T).
В результате серии опытов по указанной выше методике для резца из быстрорежущей стали при обработке стали 37XH3A с охлаждением были составлены ранее приведенные графики зависимости глубины лунки от продолжительности резания при различных значениях v, t и s (см. фиг. 134, 135 и 136). На основе математической обработки данных по кривым износа (в пределах нормальной работы резца) была выведена зависимость
„ 0,6 5,5 е = Се". v мм, откуда
е0,!8 v = TwvT Се Т
В этих формулах буквы обозначают:
е — глубина лунки в мм;
т — продолжительность резания в минутах;
v—скорость резания в м/мин.
Сравнивая показатель степени при продолжительности резания с соответствующим показателем при стойкости в формуле скорости резания, полученной в результате обычных стойкостных опытовх, мы видим, что расхождения незначительны.
Для строгального резца из быстрорежущей стали при обработке хромистой стали нами была выведена зависимость
е = С/с v мм, откуда
е°,19
г> = —0Д9Г0Д7- м/мин.
Се т
Точно такой же показатель при Т был получен в результате обычных стойкостных опытов.
При точении стали резцами, оснащенными твердым сплавом Т15К6, была получена зависимость
е — Cj. v мм, откуда
^0,33
v = -70)33 од" м1мин-
1 По опытам доц. Певцова Г. А. для того же материала показатель степени при стойкости равняется 0,124.
412
Учитывая, что для твердого сплава Т15К6 на протяжении работы резца наряду с глубиной лунки также возрастает износ по задней грани Д, была выведена аналогичная зависимость и для износа по задней грани:
Л Z-, 0,57 4,09
Д = СдТ V ММ, откуда д°,24
А = 76,24,0,1Г м/мин.
''Л. “
Как видно, и для сплава Т15К6 показатель при -с, полученный из опытов износа, близок к одноименным показателям при 7' в формулах скорости резания для твердосплавного инструмента, выведенных в результате обычных стойкостных опытов.
Чтобы убедиться, что здесь имеет место не случайное совпадение, а известная закономерность, такому же анализу подверглись наши опыты по износу цилиндрических фрез из быстрорежущей стали.
При обработке хромистой стали 40Х быстрорежущими фрезами была получена зависимость
. 1,75 4,5
Д = СдТ V ММ, откуда д°,22
v — ТчЩдзэ м1мин-
Для тех же фрез из стойкостных опытов нами было получено
Для фрез марки Р при обработке нормализованной хромистой стали
4 1,41 3,9
Д = СдТ V мм,
откуда
д0,256
V ~ До,256,0,36 -С
Обычные опыты для тех же фрез дают
м!мин.
V = —м/мин.
J'UjOO ’
Для фрез из малолегированной быстрорежущей стали ЭИ184 Д = Сд?’7тЛ4 мм,
откуда
д0,185
V ~ 767185 0,32 м!мин-
С т
Из стойкостных опытов получается
v = -уйг м!мин-
413
Для фрез с пластинками твердого сплава ВК8 при обработке закаленной стали
л Г ^.0.78 0,92 „ „
А — СдХ V мм, откуда
д1,09
V = Г1>Щ,85
Ч Т
Стойкостные опыты для тех же фрез дают
Сравнение приведенных выше показателей при т, полученных из формул износа, с соответствующими показателями при Т, полученными на основе обычных стойкостных опытов, показывает незначительное расхождение, из этого следует, что для всех инструментов стойкостные зависимости можно вывести на базе законов износа инструмента.
Небольшие расхождения между показателями степеней в приведенных выше стойкостных формулах и формулах, выведенных из закономерностей износа, объясняются тем, что в стойкостных испытаниях стойкость инструмента исчисляют исходя из оптимального износа, а при выводе показателей степеней в стойкостных формулах, исходя из законов износа инструмента, принимают во внимание весь характер кривой износа.
По этим соображениям можно считать, что показатель степени, полученный с учетом всей кривой износа, более правильно отображает зависимость между скоростью и временем работы инструмента, чем показатель, полученный на основании обычной обработки, т. е. исходя из оптимального износа, так как при этом принимается во внимание отдельная и зачастую случайная точка кривой.
Исходя из того, что при указанном методе каждому затуплению инструмента соответствует не одна опытная точка, как при обычном методе, а вся кривая износа, т. е. не меньше 4—5 точек, количество затуплений инструмента в процессе экспериментов можно значительно сократить.
Подставив в вышеприведенные формулы вместо А желаемый износ, можно рассматривать т как стойкость инструмента при данном износе, и в частности, если вместо А поставить износ, соответствующий моменту затупления (оптимальный износ), получим обычную стойкостную зависимость.
Дальнейший анализ материалов по износу показал, что из закономерностей износа инструмента можно вывести показатели степеней при всех факторах, входящих в формулу скорости.
, В общем виде эта задача разрешается следующим образом.
Из зависимостей износа
Д = мм
определяется скорость резания 1
v ~ —х—Т~к м1мин-
414
X Z 1\
Показатели —, — и — должны быть близкими (или совпадать) соответствующим показателям при одноименных факторах в формуле скорости, выведенной на основе обычных стойкостных испытаний. Для подтверждения обратимся к выведенным нами закономерностям износа.
Для токарного резца из быстрорежущей стали при обработке хромоникелевой стали 37XH3A мы получили
„ 0,6 5,5,1,1 3,1 е — Сег v t s мм, откуда
а0-18
V ~ ^0,18 0,11,0,2Д)?Уб М!Мин-х Z .S ’
Для резцов марки Т15К6С были получены 1 *
А п 0,57 4,09 1,72,0,16 ,
Д — С&Т V S t ММ И
„ 0,61 3,0 1,66.0,14 „„
в "=£ *и s t мм, откуда
ДО,24
V г0,24 0,14-0,42^0,04 м!МиНУ
kJ д Т о I
,0,33
V ~ £0,33^0722^0,55^0,04 м!мин-
Для строгального резца из быстрорежущей стали при обработке хромистой стали нами была выведена формула
п 0,88 5,3 2,9,0,66 . ,, е = СеХ V S t ММ, откуда
,0,19
V ~ £0,19^0,17^0,55^0,125 м1мин-
Для цилиндрической фрезы из быстрорежущей стали при обработке хромистой стали 40Х мы получили
. 1,7 4,2 1,4,1,2
Д = СдТ v sz I мм, откуда
д0,24
V ~ z^O,24 0741-0,33,0,29 м/мин-
ьд т 6z 1
Сопоставляя показатели степеней во всех вышеприведенных формулах скорости резания, полученных из закономерностей износа, с одноименными показателями в формулах, выведенных на основании обычных
1 Закономерности износа для резцов TI5K6C выведены в результате опытов
автора совместно с доц., канд. техн, наук Певцовым Г. А. и инж. Леонтьевым А. А.
415
стойкостных испытаний, мы видим, что они имеют небольшие отклонения, что вполне естественно, если принять во внимание приближенный метод определения показателей.
Самая же главная причина возможных расхождений в величине показателей степеней заключается в том, что, как было отмечено ранее, при выводе формулы скорости резания из закономерностей износа мы исходили не из оптимального износа, а из всего характера протекания кривой износа.
На основе всего рассмотренного выше материала можно сделать вывод, что скоростные формулы, выведенные из закономерностей износа, имеют ряд преимуществ перед скоростными формулами, выведенными в результате обычных стойкостных испытаний.
Преимущества эти следующие:
1. Скоростные формулы, выведенные из закономерностей износа, более точны, так как базируются не на отдельных, зачастую случайных точках кривых износа (момент затупления), а на всей кривой износа, т. е. исходят из всего характера протекания кривой износа (периода нормальной работы) по времени.
2. Формулы скорости резания, выведенные из зависимостей износа, приближают нас к пониманию сущности процесса. Как видно из вышеприведенных материалов, показатели степеней в формулах скорости резания больше при той величине, которая оказывает большее влияние на износ инструмента. Отсюда также можно сделать вывод, что показатели степеней при всех факторах, входящих в формулу скорости резания, являются выразителями интенсивности износа инструмента.
3. При экспериментальном исследовании закономерностей износа малейшие дефекты в процессе проведения опытов, в том числе так называемые неудачные точки, можно обнаружить сразу же после непродолжительного резания, в то время как при обычных стойкостных испытаниях эти дефекты обнаруживаются после затупления инструмента.
4. Опыты с целью вывода стойкостных формул из закономерностей износа требуют меньше времени, чем обычные стойкостные испытания, ад так как в процессе этих испытаний инструмент не нужно доводить до катастрофического износа. Кроме того, общее количество опытных точек можно резко сократить, так как достоверность каждого опыта при исследованиях износа гораздо выше, чем при стойкостных испытаниях, ибо каждому затуплению инструмента соответствует не менее 4 — 5 точек.
Подводя итоги, следует отметить, что установившиеся еще со времени Тейлора стойкостные зависимости вида
=/(О,
(а)
(б)
целесообразно заменить зависимостями износа инструмента от различных факторов резания или по крайней мере вывести из этих зависимостей.
416
Равноценными формулами (а) и (б) являются следующие зависимости износа:
Л=/(т,-и), (в)
Д=/(ц,.<?, t). (г)
Все задачи, которые решаются с помощью формул (а) и (б), с успехом могут быть разрешены и формулами (в) и (г). Обычно, пользуясь формулой (а), определяют скорость, допускаемую инструментом при различном времени его работы до затупления, а также и практическую стойкость. Как мы уже выяснили, все это можно определить и по формуле (в). При помощи формулы (г) в свою очередь можно решить все задачи, решаемые по формуле (б).
Таким образом, формулы (в) и (г) в состоянии разрешить те же задачи, что и обычные стойкостные формулы, с той только разницей, что в них лучше отображена сущность процесса.
Учитывая все это, мы предлагаем заменить существующие ныне стойкостные формулы зависимостями износа инструмента и на базе этих зависимостей подсчитывать практические режимы резания.
2? Даниелян А. М. 2063
ЧАСТЬ ВОСЬМАЯ
ЧИСТОВАЯ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
ГЛАВА XXVI
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ
В результате механической обработки не может быть получена идеально гладкая поверхность. Под воздействием режущего инструмента на обработанной поверхности остаются следы в виде впадин и выступающих гребешков. Эти неровности получаются при всех видах обработки металлов резанием, но в одних случаях их можно видеть невооруженным глазом, а в других случаях неровности наблюдаются под микроскопом или с помощью какого-либо другого прибора.
Так, например, после чистовой обработки (шлифования и др.) отдельные неровности не всегда видны невооруженным глазом, а могут быть обнаружены и измерены лишь при помощи механических или оптических приборов.
Даже мельчайшие неровности, невидимые невооруженным глазом, очень часто имеют большое значение для работы сопрягаемых деталей машины.
Различают микрогеометрию, или геометрию малых участков поверхности, и макрогеометрию, или геометрию больших участков поверхности.
Под микрогеометрией поверхности понимают форму реальной поверхности на площади 1 .мм2. Точность определения микрогеометрии составляет сотые доли микрона.
Микрогеометрия в направлении подачи режущего инструмента, или перпендикулярно направлению обработочных неровностей, называется поперечной шероховатостью. Эта шероховатость характеризуется наличием гребешков, оставшихся после снятия стружки. В образовании поперечной шероховатости главную роль играют форма рабочего лезвия режущего инструмента и величина подачи.
Микрогеометрия в направлении резания называется продольной шероховатостью. Эта шероховатость зависит от условий образования стружки.
Поперечная шероховатость обычно больше продольной, поэтому она, главным образом, и подвергается измерениям.
Понятие „макрогеометрия поверхности" означает геометрическое представление о всей поверхности детали или о какой-либо одной из ее поверхностей на участке свыше 1 мм2. В зависимости от способа 418
механической обработки могут получиться поверхности с различным сочетанием микро- и макрогеометрии.
На фиг. 374 схематично показаны профили (сечения) таких поверхностей. Поверхность а соответствует грубой обработке резанием, поверхность в—отделочной обработке. Поверхность б может быть получена при продавливании отверстий шариком. Поверхности, приближающиеся к типу г, могут получиться при обработке притиркой и отделкой колеблющимися брусками (суперфинишем) и являются наиболее совершенными. Наглядное представление о микро- и макрогеометрии дает кривая а. Из этой кривой следует, что при изучении влияния механической обработки на качество поверхности необходимо учитывать не только микрогеометрию, но и макрогеометрию и в первую очередь так называемую волнистость.
Эскплоатационные свойства различных поверхностей с одинаковыми микронеровностями зависят от длины L и высоты Н волны.
Как показывают опыты, поверхность с хорошей микрогеометрией, полученная после ручного полирования, обладает худшими эксплоа-тационными данными, чем поверхность, полученная токарной обработкой и имеющая худшую микрогеометрию, но значительно лучшую макрогеометрию.
Следует также отметить, что методы обработки, обеспечивающие получение хорошей микрогеометрии поверхности, очень часто не обеспечивают одновременно высокое качество макрогеометрии поверхности. Например, отделка колеблющимися брусками (суперфиниш),
отлично обеспечивающая микрогеометрию поверхности, не может устранить волнистости, полученной после предыдущей механической обработки.
В настоящее время качеству поверхности деталей машин придается большое значение. Метод получения чистых поверхностей шлифованием в ряде случаев не удовлетворяет запросам металлообрабатывающей промышленности. Имеется ряд новых методов чистовой обработки деталей: протягивание, тонкое точение, механическая притирка (лапинг), доводка брусками (хонинг-процесс), отделка колеблющимися брусками (суперфиниш), шевингование и т. д.
Высокие требования, предъявляемые к качеству поверхности, объясняются тем, что от качества поверхности зависят главнейшие эксплоатационные характеристики деталей машин.
Опыт показывает, что износ поверхностей трущихся пар весьма сильно зависит от качества этих поверхностей.
При сухом трении соприкосновение двух трущихся поверхностей происходит не по всей номинальной площади, а лишь по вершинам выступающих гребешков обеих трущихся поверхностей, поэтому давление между деталями распределяется лишь на фактически находящиеся в контакте микроплощадки, вследствие чего истинные напряжения смятия на этих площадках могут быть столь велики, что гребешки деформируются и даже срезаются при взаимном скольжении поверхностей.
* 419
Фиг. 374. Профили поверхностей, полученных различными методами обработки.
сопряжений и уменьшает износ трущихся
Фиг. 375. Влияние неровностей на характер посадки сопрягаемых поверхностей.
При жидкостном трении поверхностей вследствие разрыва масляной пленки также имеет место контакт по выступам обеих поверхностей, т. е. явление, аналогичное изложенному. У шероховатой поверхности молекулы масла адсорбируются на гребешках и во впадинах неровностей. Молекулы, приставшие к гребешкам, под механическим воздействием трущихся пар легко удаляются, не будучи поддержаны действием соседних молекул. У гладкой же поверхности каждая молекула на трущихся поверхностях поддерживается соседними молекулами, и масляную пленку невозможно удалить.
Явление деформирования и смятия гребешков в начале работы двух трущихся поверхностей происходит более интенсивно, пока поверхности не приработаются, т. е. неровности этих поверхностей не примут более устойчивую форму.
Гладкость поверхности сокращает период приработки подвижных поверхностей продуктами приработки.
Характер посадки также зависит от качества трущихся поверхностей. Дело в том, что, как мы уже отметили, при сопряжении деталей их поверхности соприкасаются лишь вершинами неровностей (фиг. 375). В процессе работы происходит срезание неровностей, сопровождающееся повышенной работой трения. Сре-
занные частицы металла еще более усиливают износ в начальный период работы сопряжения, т. е. в период приработки. Выступающие неровности разрывают масляную пленку, вследствие чего повышается работа трения и понижается способность опорной поверхности нести нагрузку. В результате износа в период приработки зазор между сопрягаемыми деталями увеличивается (фиг. 375) и характер посадки изменяется в сторону увеличения зазоров. Чем больше первичный износ, происходящий во время взаимной приработки поверхностей, тем больше увеличивается первоначальный зазор, поэтому для посадок высоких классов точности сопрягаемые поверхности должны быть обработаны особенно тщательно (гладко).
Не менее важное значение имеет качество поверхности для неподвижных посадок. При недостаточно высокой чистоте обработанной поверхности во время сборки сопрягаемых деталей гребешки сминаются, тем самым уменьшается величина первоначального натяга, что приводит к ухудшению надежности посадок.
Шероховатость поверхности сильно сказывается и на механической прочности. У деталей с грубо обработанной поверхностью сильно снижается предел усталости. По данным проф. С. В. Серенсена, для легированных сталей падение усталостной прочности доходит до 30—40% при переходе от тонкополированного образца к грубо обработанному резцом. Это явление объясняется концентрацией напряжений во впадинах.
420
На выдающихся частях поверхности, а особенно в ее углублениях наблюдается концентрация напряжений, которая вызывает появление трещин. Эти трещины, постепенно углубляясь, ведут к усталостным поломкам деталей.
Чистота поверхности сказывается и на коррозии металла.
Установлено, что действие коррозии тем сильнее, чем больше шероховатость обработанной поверхности. Корродирующие вещества действуют наиболее активно на дне впадин и в поверхностных трещинах. Чем больше глубина трещин, тем сильнее действие коррозии.
Наконец, хорошо обработанная поверхность способствует бесшумности работы машины.
Наиболее ответственную работу выполняет поверхностный слой металла толщиной в несколько десятков микрон. Установлено, что струк-
тура и физические свойства этого слоя резко отличаются от внутренней части металла.
Под влиянием усилия резания и высоких температур, возникающих при резании в тонком поверхностном слое металла, возникают явления наклепа, происходит разрушение кристаллической решетки металла, а также изменение химической структуры (обезуглероживание, образование ферритных зерен). Верхний слой закаленных сталей при шлифовании меняет мартенситную структуру на аустенитовую и трооститовую. В результате всего этого изменяется кристаллическое
Фиг. 376. Структура поверхностного слоя стали, обработанного различными методами:
1 — после тонкого шлифования; 2—после притирки; 3—после суперфиниша.
строение вещества поверхностного слоя и его механические свойства.
Глубина поверхностного слоя с разрушенной кристаллической структурой зависит от качества обрабатываемого металла, от его напряженного состояния, т. е. от скорости резания и давления, а следовательно, от размеров сечения снимаемой стружки и геометрии инструмента. Для достижения возможно меньшего деформирования в поверхностном слое необходимо чистовую,обработку производить с возможно меньшим сечением стружки.
На фиг. 376 изображена структура поверхностного слоя одной и той же стали, обработанной различными методами. Как видно из фигуры, поверхностный слой состоит из трех различных слоев.
Во всех трех случаях первый слой а толщиной 2—3 А * представляет собой пленку адсорбированных молекул газов. Эта пленка удерживается на металле даже при тщательной очистке и обезжиривании поверхности. Этот слой может быть удален в воздушной камере, но снова возникает при соприкосновении с воздухом.
* А —ангстрем; 1 А = 10 7 мм — 10 4 мк.
421
Второй слой имеет неодинаковое строение при разных видах обработки. При тонком шлифовании этот слой толщиной до 80 А состоит из относительно слабо связанных между собой частиц окислов, нитридов и обезуглероженного металла. У притертого образца второй слой содержит, кроме окислов, также и частицы абразива и пыли и составляет около 30 А. При отделке колеблющимися брусками (суперфинише) этот слой имеет толщину 10—15 А и также состоит из окислов и пыли, но без частиц абразивов.
Третий слой для всех трех видов обработки состоит из сильно деформированных зерен металла. Его толщина соответственно равна при шлифовании около 50 000 А, или 5 мк, при притирке и отделке колеблющимися брусками — около 15 000 А, или 1,5 мк.
Под этими тремя слоями сохраняется мало поврежденный или вовсе нетронутый слой металла.
Таким образом в результате различных методов механической обработки деталей их поверхности различаются как по структуре внешних слоев, так по степени шероховатости. Совместное влияние этих двух факторов определяет эксплоатационные свойства поверхности.
Считаем не лишним подчеркнуть, что все вышесказанное о положительном значении высокого качества поверхности вовсе не означает, что во всех случаях нужно добиваться тщательной отделки изделий. При решении вопроса о степени гладкости обработанной поверхности необходимо иметь в виду, что стоимость обработки возрастает с увеличением точности, поэтому добиваться высокой точности нужно только в тех случаях, когда это диктуется характером работы детали в машине.
ОЦЕНКА ЧИСТОТЫ ПОВЕРХНОСТИ И ПРИБОРЫ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ ШЕРОХОВАТОСТИ
Имеется ряд критериев для оценки микрогеометрии поверхности.
В настоящее время наибольшим распространением пользуются три критерия: Нтях — максимальная высота неровностей, Нск—среднее квадратическое отклонение неровностей от средней линии профиля и Нср — среднее арифметическое отклонение неровностей от средней линии.
Максимальная величина неровностей дает наглядное представление о характере микронеровностей. При пользовании этим критерием за основу нужно брать не случайные значения максимальных неровностей, а наиболее характерное значение Яшах, которое повторяется и преобладает на данной поверхности. Недостатком этого критерия является его субъективность. Поверхности различного качества • могут иметь одинаковую величину Нтах. Величина //тах зависит не от всей конфигурации профиля, а от положения крайних точек профиля — вершины гребешка и дна впадины.
Несмотря на отмеченные недостатки, в ряде случаев может оказаться необходимым определение чистоты поверхности путем измерения Яшах.
422
Следует также отметить, что Нт!1К хорошо характеризует профиль грубо обработанных поверхностей, но ненадежно характеризует профиль чисто обработанных поверхностей.
В советском стандарте на чистоту поверхности (ГОСТ 2789-45) основным критерием принято среднее квадратическое отклонение неровностей поверхности от средней линии профиля.
Средняя линия профиля делит его так, что площади профиля над и под этой линией равны можду собой (фиг. 377).
Если площади неровностей над средней линией профиля обозначить через Fmi и т. д., а под средней линией — через F„ti F„t и т. д., то
Fm, + Fma + • • • = Fni + Fni-\- • • •
Фиг. 377. Схема профиля поверхности: 00 — средняя линия; суммы площадей выше и ниже 00 равны.
В общем виде среднее квадратическое отклонение неровностей выражается формулой
Иск= 1/ 'И
Г ®
или приближенно
нск == 4- №+ hl-ь ... , (206)
где hx, hz и т. д. — ординаты профиля, измеряемые от средней линии профиля;
п — число ординат:
Нск — среднее квадратическое отклонение неровностей в мк
Величина среднего квадратического отклонения неровностей может быть непосредственно измерена с достаточной точностью при помощи приборов, называемых профилометрами.
Среднее квадратическое и среднее арифметическое отклонения — величины близкие, поэтому практически могут считаться равноценными.
Установление класса чистоты может быть произведено и путем измерения максимальной высоты неровностей, отсчитываемой от линии впадины, и пересчетом полученной величины на среднее квадратическое
423
отклонение. Для ориентировочных подсчетов отношение мается равным 4. Вообще же говоря, отклонение
**ск
^ск
прини-
не постоянно,
а изменяется при изменении формы профиля неровностей. Отношение //
д?а- равно 4 для шлифованных поверхностей. При более тонких видах пск
механической обработки это отношение повышается до 5 и более, при
Фиг. 378. Общий вид профилографа конструкции К. Л. Аммона.
грубой обработке понижается до 3.
Для более точных подсчетов можно пользоваться формулой
Нтах =3,88//^. (207)
Следует отметить, что ни один из предложенных критериев не дает полной геометрической характеристики формы профиля. Имеются попытки создать более сложные критерии для оценки микрогеометрии поверхности, объединяющей в одной формуле несколько однозначных критериев.
Многочисленные приборы, применяемые для оценки качества обработанной поверхности, могут быть подразделены на профилометры
и профилографы. Первые характеризуют чистоту поверхности одним параметром
(обычно высотой неровностей) наибольшей, средней квадратической или средней арифметической. Приборы второй группы дают изображение профиля (профилограмму) в соответствующем масштабе. Для удобства измерения неровностей профилографы очень часто имеют
шкалу.
Приборы обоих видов могут быть контактными, или шуловыми, и бесконтактными. Контактные обладают щупом в виде иглы с шарообразным наконечником, скользящим по исследуемой поверхности; движение иглы передается в увеличенном масшабе на отсчетный механизм или чувствительную ленту. В бесконтактных приборах чувствительным элементом чаще всего являются световые лучи, которые в дальнейшем фиксируются путем микроинтерферирования, или в виде оптических рычагов на чувствительный экран.
Типовой конструкцией профилографа, в которой используется метод ощупывания иглой испытываемой поверхности, является оцтикомехани-
424
ческий профилограф конструкции инж. К. Л. Аммона. Колебания иглы, перемещающейся по замеряемой поверхности, передаются зеркальцу, записывающему при помощи „зайчика” на движущейся кинопленке кривую профиля поверхности. Прибор монтируется на супорте и имеет при себе электродвигатель, от которого движение через соответствующую передачу сообщается самому прибору и ведущему ролику кинопленки. Наряду с записью кривой на ленте печатается шкала. Общий вид прибора показан на фиг. 378. Устройство прибора в основном сводится
Фиг. 379. Измерительная Оголовка профилографа конструкции К. Л. Аммона.
к следующему. Измерительная головка (фиг. 379) имеет подвижную лапку 7, снабженную иглой 2. Колебания лапки передаются через рычажок 3 подвижному зеркальцу 4, притягиваемому к своему основанию двумя пружинками 5. Кроме подвижного зеркальца 4, в головке имеется неподвижное зеркальце 6. Лучи, поступающие из горизонтальной трубы 7, падают на наклонно расположенное подвижное зеркальце 4, от него идут на неподвижное зеркальце 6 и возвращаются на подвижное зеркальце 4‘, отразившись, лучи попадают обратно в горизонтальную трубку. Источником света для прибора является лампа, получающая питание от осветительной сети через трансформатор.
Лучи света от электролампы 7 поступают в призму 2 (фиг. 380) и, отражаясь от грани, наклоненной под углом 45°, падают вниз и пронизывают стеклянную пластинку 3, несущую на себе шкалу и прозрачную точку. Здесь часть лучей после двухкратного отражения в малой призме 4 идет обратно и освещает шкалу снизу. Другая часть лучей 425
проходит дальше по вертикальной трубе, меняет в угловой призме 5 свое направление на горизонтальное и поступает в собирательную линзу 6.
Выйдя из собирательной линзы 6 параллельным пучком, лучи поступают в измерительную головку 13, и здесь происходит описанный нами путь, т. е. лучи падают на подвижное зеркальце, от него — на неподвижное, отсюда опять на подвижное зеркальце и возвращаются в гори-
Фиг. 380. Устройство профилографа К. Л. Аммона.
зонтальную трубу 14. Пройдя линзу 6 и призму 5, лучи сходятся в одной точке в плоскости стеклянной пластинки 3 и перемещаются относительно шкалы в зависимости от угла поворота подвижного зеркала. При колебаниях зеркальца светящаяся точка („зайчик11) движется параллельно шкале. Далее лучи попадают через линзу 7 и призму 8 либо в глаз наблюдателя, который рассматривает изображение с увеличением в 4 раза при помощи линзы 9, либо на движущуюся кинопленку в фотокамере 10, где расположены кассеты 11 и ролики 12, ведущие пленку во время снятия профилограммы.
Изменяя настройку прибора, можно получить для одного деления шкалы значения в пределах от 0,04 до 0,25 мк, что соответствует вертикальным увеличениям от 2500 до 400 раз.
Головка прибора приспособлена для обследования наружных и внутренних (от 70 мм) поверхностей,
426
На фиг. 381 представлены профилограммы, снятые прибором Аммона с поршня автомашины.
Для более грубых поверхностей, полученных после точения и фрезерования, можно пользоваться механическим профилографом конструкции инженера А. И. Акментина (фиг. 382). Профилограф закрепляется в супорте станка. При перемещении профилографа вместе с супортом
Фиг. 381. Профилограммы,'снятые прибором Аммона с поршня [автомашины.
Колебания иглы черев рычажную систему 2,3 и 4 в увеличенном масштабе передаются на пишущее перо 5.
К щуповым приборам для оценки микрогеометрии относятся также профилографы Левина и Браша. Профилографы Левина (ИЗП-5 иИЗП-21) оценивают поверхностью высотой 0,2 до 90 мк. Приборы дают профилограмму, весьма близкую к истинному профилю поверхности.
Профилограф Браш значительно искажает профиль измеряемой поверхности вследствие большой скорости перемещения щупа. Достаточно точные результаты прибор дает в пределах от 0 до 100 мк (значения Нск). Достоинством прибора является быстрота получения профилограммы или отсчета Нск на циферблате и удобная установка деталей для измерения.
427
Основными приборами для оценки микрогеометрии по нашему стандарту являются профилометр, двойной микроскоп и микроинтерферометр Линника.
Профилометр (типа Аббота) автоматически определяет величину среднего квадратического и среднего арифметического отклонения от
Фиг. 382. Механический профилограф конструкции лаборатории резания (инж. А. И. Акментина).
средней линии профиля. Он состоит из трех основных частей: чувстви
тельного элемента, усилителя и отсчетного механизма.
Чувствительный элемент, или датчик (фиг. 383), состоит из конической алмазной иглы 1, кончик которой отшлифован в виде сферы
Фиг. 383. Схема датчика профилометра.
радиуса 12,7 мк. Эта игла подвешена на слабых весьма чувствительных пружинах 2 и жестко связана с катушкой 3, помещенной в поле постоянного магнита 4. Вертикальные перемещения иглы, возникающие
Фиг. 384. Общий вид профилометра.
при ее движении по контролируемой поверхности, вызывают импульсы тока в обмотке катушки. Это напряжение усиливается при помощи стандартных ламповых усилителей, находящихся в ящике профилометра. После усиления токи поступают в гальванометр, по шкале которого производится отсчет средней квадратической высоты неровностей.
428
Общий вид прибора показан на фиг. 384.
Основным преимуществом профилометра является быстрота измерений. Для проверки трассы длиной 20 мм требуется 1—2 мин. Быстрота измерений и портативность прибора делают его пригодным для использования непосредственно в производственных условиях.
Фиг. 386. Внешний вид двойного микроскопа модели МИС-5:
1 — окуляр-микрометр: 2—исследуемая деталь.
Фиг. 385. Схема прибора акад. Линника (двойной микроскоп).
Профилометр нельзя рекомендовать для оценки грубых поверхностей из-за опасности поломки алмазной иглы.
Широкое применение имеют приборы акад. Линника, измеряющие Ншах (двойной микроскоп и микроинтерферометр). Двойной микроскоп сконструирован по принципу так называемого светового сечения. Сущность сечения светом заключается в следующем. Пучок лучей направляется под некоторым углом на исследуемую поверхность через узкую щель и объектив в виде световой полоски.
Так как исследуемая поверхность имеет шероховатость, то световая полоска отразится от нее в виде* искривленной линии по форме самой поверхности. Полученное изображение рассматривается через микроскоп, наклоненный тоже под углом к исследуемой поверхности.
Схема прибора акад. Линника представлена на фиг. 385. Прибор состоит из двух микроскопов 1. Первый из них содержит объектив, регулируемую щель 2 и лампочку 3. Второй микроскоп состоит из такого же объектива, окуляра 4 и окуляр-микрометра 5.
Зная увеличение микроскопа по фотографии светового сечения, можно определить высоты неровностей.
Внешний вид микроскопа показан на фиг. 386.
Двойные микроскопы Линника пригодны для оценки микрогеометрии поверхностей, имеющих высоту неровностей от 1—2 до 60 мк.
Для оценки микрогеометрии очень чисто обработанных поверхностей служит микроинтерферометр Линника с двумя головками: первая — для
429
поверхностей с Высотой неровностей от 0 до 1 мк (доводка брусками, притирка, отделка колеблющимися брусками), вторая — от 1 до 8 мк (тонкое точение, шлифование).
При измерении шероховатости деталь помещают
так, чтобы гребешки были расположены перпендикулярно направлению интерференционных полос. Мас-
Фиг. 387. Графическое изображение величин, измеряемых микроинтерферометром.
штаб высот неровностей, вызывающих искривление интерференционных полос, определяется длиной световой волны. С помощью окуляр-микрометра на испытываемой поверхности делается два отсчета—а и в (фиг. 387).
Отсчет а дает величину Нт&х, отсчет в — расстояние между двумя соседними интерференционными
полосами, равное половине длины световой волны, или.0,275 .«к, тогда
/7П1ах = 0,275 — мк. в
Наряду с рассмотренными приборами для оценки качества поверхности имеется ряд других способов: пневматический, микрофизический и др., на которых мы не останавливаемся.
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ОЦЕНКИ ЧИСТОТЫ ПОВЕРХНОСТИ
Широкому применению рассмотренных выше приборов в производственных условиях препятствует трудоемкость обработки профилограммы и относительно высокая стоимость приборов. Кроме того, указанные приборы в настоящее время имеются в очень ограниченном количестве. В заводских условиях для быстрой оценки качества обработанной поверхности пользуются методом сравнения проверяемой поверхности с образцами (эталонами), имеющими определенную степень чистоты поверхности.
Опыт работы с образцами показывает, что при некотором навыке можно вполне надежно определить чистоту поверхности. *
Указанным методом оценку качества поверхности может производить как рабочий, изготовляющий детали, так и контролер при приемке этих деталей от рабочего. Затруднение может составить только оценка микрогеометрии в области весьма тонко обработанных поверхностей.
Сравнительные методы оценки чистоты поверхности имеют и ряд недостатков. Глазомерная оценка всегда несколько субъективна. Кроме того, образцы подвержены коррозии и чувствительны к механическим повреждениям поверхности. Однако, несмотря на отмеченные недостатки, метод сравнения является весьма простым и наглядным методом, особенно в заводских условиях.
Для сравнения деталей машин с образцами в настоящее время пользуются разными методами: зрительным, осязательным (щуповым) и акустическим.
Сравнение образца с деталью при зрительном методе рекомендуется производить с помощью лупы, дающей увеличение от 5 до 20. К этому же методу относится сравнение с помощью микроскопа типа Буша. Преимуществом подобных микроскопов является то, что деталь и образец 430
включены одновременно в поле зрения в одинаковых условиях освещения.
Ко второму методу относится ощупывание поверхности ногтем или с помощью проволочки, загнутой под углом. Однако метод проволоки недостаточно чувствителен.
В последнее время для сравнительной оценки поверхности применяют видоизмененные медицинские стетоскопы, мембрана которых служит приемником вибраций, получающихся при движении стетоскопа по детали и образцу.
По громкости и характеру звука судят, насколько поверхность детали лучше или хуже поверхности образца.
ФОРМУЛЫ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ВЫСОТЫ НЕРОВНОСТЕЙ
Основной причиной образования шероховатостей на обработанной поверхности служат явления, связанные с процессом образования стружки, форма рабочего лезвия инструмента и режим резания.
Имеются теоретические формулы для подсчета высоты гребешков исходя из формы лезвия инструмента. Однако опыт показывает, что микрогеометрия поверхности исходя из формы лезвия режущего инструмента и действительная микрогеометрия обработанной поверхности отличаются друг от друга. В области больших пластических деформаций (при скорости около 20 м/мин в зависимости от подачи) периодически возникающий и исчезающий нарост изменяет форму режущей кромки инструмента, поэтому действительная форма лезвия не поддается точному определению.
Очевидно, в этой области зависимость высоты неровностей от формы лезвия инструмента может быть определена только экспериментально.
В области малых пластических деформаций, что имеет место при очень низких (примерно до 1 м!мин) и высоких скоростях (примерно от 100 м/мин и выше), механизм образования неровностей несколько иной. В этой области, по данным проф. П. Е. Дьяченко х, расхождение в величинах действительных и расчетных неровностей объясняется упругопластической деформацией обрабатываемого материала в процессе резания.
Дело в том, что в результате притупления инструмента режущая кромка закругляется, и поэтому металл отделяется не у самой вершины резца, а несколько выше. Оставшийся неудаленный слой металла сминается движущимся инструментом и упруго восстанавливается после прохода последнего.
Исходя из этого, проф. Дьяченко предлагает определять зависимость действительной высоты неровностей /Ушах от величины продольной подачи резца s (при точении), радиуса закругления вершины резца г и величины упругого восстановления обрабатываемого металла Ну для зон
1 См. „Станки и инструмент” № 9, 1947.
431
скоростей, в которых не наблюдается нароста на инструменте, по формуле
^тах — + Ну [ 1 — ,
где — Нр — расчетная величина неровностей;
Ну—величина упругого восстановления: Ну — р (1 — cos 6), где р — величина радиуса притупления лезвия;
6 — угол скалывания стружки.
Таким образом, действительная величина неровностей зависит еще от величины упругого восстановления Ну, которая в свою очередь зависит от р и б.
Угол скалывания 6 приближенно определяется по усадке стружки. Радиус притупления р лезвия определяется двойным микроскопом Линника, в окуляр которого вставляется специальный шаблон.
ГЛАВА XXVII
МЕТОДЫ ЧИСТОВОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ
ТОНКОЕ ТОЧЕНИЕ
Тонкое точение часто называют также алмазной обточкой, так как в первое время при его осуществлении пользовались исключительно алмазными резцами. В настоящее время алмазные резцы вытесняются резцами, оснащенными твердым сплавом (Т15К6 и Т30К4).
Тонкое точение есть разновидность скоростного резания. Оно характеризуется высокими скоростями резания при малых глубинах резания и подачах. Такой режим исключает деформацию обрабатываемой детали и узлов станка и обеспечивает высокую точность и чистоту обработанной поверхности.
Испытания, проведенные в последнее время, показали, что хорошие результаты при тонком точении стали дают твердые сплавы типа Т30К4 и Т60К4. При обработке серого чугуна применяются сплавы ВКЗ, ВК6 и ВК8.
Провести точную границу между обыкновенной точной токарной обработкой и тонким точением трудно.
Условно пограничным режимом между указанными видами обработки можно считать V — 100 м/мин и s=0,15 мм)об. При большей скорости или меньшей подаче обточку можно считать тонкой.
В табл. 67 (стр. 434) приводится режим резания при тонком точении \
Тонкое точение производится на специальных быстроходных станках. Эти станки должны обеспечить число оборотов 2000—4000 в минуту и выше, равномерные подачи от 0,02 до 0,2 мм1об, точность вращения шпинделя в пределах 0,005 мм и отсутствие вибраций станка на больших оборотах, а также деформаций отдельных его элементов при работе.
Вследствие малых сечений стружки и незначительных усилий резания нагрев деталей оказывается незначительным, поэтому не происходит значительных изменений кристаллической структуры и наклепа поверхностного слоя металла, что обеспечивает высокую износоустойчивость обработанной поверхности.
Точность обработки при тонком точении находится в пределах от 5 до 8 мк при эллиптичности 3—5 мк на диаметрах 15—100 мм. Наи-
1 Энциклопедический справочник „Машиностроение*, т. 7, Машгиз, 1948.
28 Даниелян А. М. 2063 433
Таблица 67
Режим резания при тонком точении
Обрабатываемый материал
Баббит, белый металл .........
Алюминий, латунь ...........
Бронза . . . .
Сталь конструкционная средней твердости . . . .
Чугун серый . .
Инструмент из алмаза Инструмент, оснащенный твердым сплавом
V В м1мин в мм1об t и мм V В Ml мин 5 । в мм1об t в мм
400-800 о.оз-о, ю 0,05—0,25 400-800 0,03—0,10 0,05-0,45
400-600 0,02-0,08 0,05-0,35 200-600 0,03—0,10 0,05-0,45
400—600 0,02—0,08 0,05—0,35 150500 0,03—0,10 0,05-0,45
. 150-300 0,04-0,12 0,08-0,35
— — 100-200 0,04-0,18 0,05-0,55
большая высота неровностей для цветных сплавов достигает 1—4 мк, для стали и чугуна средней твердости — 3—6 мк. Чистота поверхности, обработанной тонким точением, соответствует 7—9-му классам чистоты поверхности по ГОСТ.
Тонкое точение может применяться в качестве заключительной операции в тех случаях, когда требуется получить поверхность высокой точности и чистоты. Кроме того, тонкое точение является наиболее совершенной подготовительной операцией перед отделкой колеблющимися брусками.
Тонкая расточка и обточка успешно применяются для деталей быстроходных соединений 1-го и 2-го классов точности, а также в некоторых случаях для деталей выше 1-го класса.
ПРИТИРКА
* Притирка представляет собой способ чистовой отделки, при котором удаляется весьма небольшое количество материала при помощи абразивного порошка. В процессе притирки происходит относительное перемещение детали и притира, в результате чего происходит или механическое удаление частиц металла абразивными веществами, или одновременное с механическим химическое воздействие поверхностно активных веществ. Абразивный порошок наносится на поверхность притира, сделанного из материала более мягкого, чем обрабатываемый, например из красной меди, свинца, мягкого серого чугуна. При мягком притире абразив вдавливается в металл притира и удерживается им от выпадания.
Насыщение поверхности притира абразивным порошком называется шаржированием. Чем мягче материал притира, тем легче он шаржируется абразивом. :
434
В качестве абразивного материала пользуются корундовыми и наждачными тонко измельченными порошками (зернистостью 80—120 для предварительной и 150—240 для окончательной притирки). Для этой же цели также применяются окись хрома, крокус, венская известь, реже алмазная пыль. В последнее время с большим успехом применяются пасты ГОИ, состоящие из окиси хрома (абразива), а также стеариновой и олеиновой кислоты.
Для притирки рабочих кромок резцов, оснащенных твердым сплавом, применяются медные и чугунные дисковые притиры, шаржированные алмазной пылью или порошком карбида бора.
В качестве связующего вещества при притирке применяют керосин, бензин, деревянное масло, а также растительные масла.
Раньше притирку производили вручную. Теперь широкое распространение имеет полумеханическая и механическая притирка на специальных станках.
Механическая притирка осуществляется главным образом для отделки внешних поверхностей небольших деталей, например поршневых колец, стержней клапанов, прокладок измерительных плиток и т. д.
Такую притирку применяют после точного шлифования, а также после других методов чистовой обработки. Притирка осуществляется в две операции. Предварительной притиркой снимается основной припуск и исправляется геометрическая форма детали. Окончательная притирка служит для повышения чистоты поверхности. Предварительную и окончательную притирку следует производить разными притирами, так как перешаржирование их весьма затруднительно.
Припуски на притирку составляют 0,005—0,012 мм для предварительной и до 0,005 мм для окончательной доводки круглых деталей. Для плоских деталей припуск на сторону—от 0,004 до 0,008 мм. Скорость резания—10 — 30 м/мин при ручной и до 100 м!мин при механической притирке.
Механическая притирка обеспечивает 8-й—14-й классы чистоты поверхности и высокую точность геометрической формы.
ДОВОДКА БРУСКАМИ (ХОНИНГОВАНИЕ)
Доводка брусками является одним из видов особо тонкого шлифования отверстий и валов при помощи абразивного инструмента (брусков), имеющего вращательное и одновременно прямолинейно-возвратное движение, в результате чего на обрабатываемой поверхности создается косая сетка рисок от абразивных зерен.
В процессе работы бруски выходят из обрабатываемого отверстия на некоторую величину (перебег). Это необходимо во избежание уменьшения диаметра у концов отверстия. Чтобы бруски не двигались по пройденной уже траектории, дается сдвиг в окружном направлении положения бруска в конце двойного хода относительно его положения в начале хода.
Доводка брусками широко используется для обработки отверстий (цилиндров, отверстий под вкладыши и пальцы головок шатунов и пр.), заменяя во многих случаях дорогую операцию притирки. Для наружных
* 435
поверхностей этот процесс пока значительного распространения не
получил.
Инструмент, с помощью которого производится доводка, предста-
вляет собой головку
Фиг.388. Головка для доводки брусками (хон).
со вставными четырьмя или шестью прямоугольными абразивными брусками с тонким зерном. На практике встречаются головки разных конструкций. На фиг. 388 показана одна из конструкций головок с принудительным движением абразивных брусков под действием специального механизма подачи. Корпус инструмента представляет собой цилиндр с шестью продольными пазами. Держатели Е абразивных брусков Н прижаты в наружных пазах и опираются на планки D. Планки D распираются двумя конусами С — С, стягиваемыми болтами В. Пружины F стремятся раздвинуть конусы СС. Бруски закрепляются в держателях путем заливки свинцом. Подача брусков от центра к периферии осуществляется вращением центрального болта В.
В процессе работы деталь закрепляют на столе, а абразивный инструмент — в шпинделе станка.
Инструмент получает вращательное и возвратно-поступательное движение. Сложное движение с разной скоростью обеспечивает получение высокой степени отделки. Обычно режим подби-
рается так, чтобы отношение скорости подачи к скорости вращения составляло 1:3—1:4,5. Чем больше это отношение, тем чище получается обрабатываемая поверхность.
В табл. 68 приводится режим резания при доводке брусками.
Величина припуска выбирается в зависимости от диаметра обрабатываемой детали, материала и характера предыдущей обработки. Для стали
припуск колеблется от 0,01 до 0,12 мм, для чугуна — от 0,018 до 0,25 мм.
При доводке брусками глубоких отверстий припуск доходит до 0,5 мм на диаметр. Из этого припуска на чистовую обработку оставляют 0,01 — 0,015 мм. В практических условиях режим резания уточняется пробной обработкой.
Бруски для доводки
Таблица 68
Режимы резания при доводке брусками
Обрабатываемый материал Скорость в
Окружная Возвратно-поступательная
Чугун Бронза .... Сталь мягкая . Сталь закаленная 60-75 60—75 45-65 20-35 15-20 15—20 10-15 5—10
стальных деталей изготовляются из электро-
корунда лучших сортов, для обработки чугуна и цветных металлов
436
применяются карборундовые бруски главным образом на керамической связке. Характеристика абразивов для различных операций приводится в табл. 69.
Таблица 69
Зернистость брусков
Характер обработки Зернистость брусков Твердость брусков
Обработка в одну one- 230-270 ВМЗ-С1
рацию 325—400 ВМ1-С1
Предварительная обра- 100-170 МЗ-С1
ботка 200-270 ВМ2-С1
Окончательная обработка 325-400 500-600 ВМ1-СМ2
Для успешной работы доводка брусками производится при обильном охлаждении. Жидкость подается в количестве 50 л/мин и выше под давлением до 5 ат.
Лучший результат при обработке стали дает смесь керосина (90%) с веретенным маслом’(10%). При обработке чугуна часто применяется чистый керосин. Жидкость смывает стружку и частицы выкрашивающегося абразива, а также предохраняет деталь от нагревания. Доводка брусками производится на специальных станках. В ряде случаев этот метод может быть осуществлен и на обычном вертикально-сверлильном станке, обладающем достаточной длиной хода шпинделя и приспособлением для автоматического движения.
Доводка брусками применяется после расточки, развертывания и шлифования, при обработке стенок цилиндров, а также во всех случаях, где требуются точность и чистота отделки более высокая, чем при развертывании и шлифовании.
В зависимости от характера предшествующей обработки и требуемой точности и чистоты поверхности доводка брусками производится в одну, две, а иногда в три операции, поэтому различают предварительную, окончательную и зеркальную абразивную доводку, отличающиеся друг от друга главным образом зернистостью брусков и величиной припуска.
В процессе доводки снимаются как микронеровности от предыдущей обработки, так и некоторая часть основного металла, что позволяет в известной степени выводить конусность, эллиптичность и отчасти не-прямолинейность оси отверстия. Точность обработки весьма высокая и составляет 0,005—0,02 мм. Таким образом доводка брусками может обеспечить допуск 2-го и 1-го классов точности.
При условии правильного подбора брусков, режима резания и охлаждения доводка брусками обеспечивает высокое качество обработанной поверхности в пределах 8—12-го классов чистоты по ГОСТ.
437
ОТДЕЛКА КОЛЕБЛЮЩИМИСЯ БРУСКАМИ (СУПЕРФИНИШ)
Отделка колеблющимися брусками (суперфиниш)—новый метод доводочной (после шлифования) операции механической обработки. Сущность процесса заключается в том, что обработка производится мелкозернистыми брусками при относительно малых скоростях и давлениях. В результате такой отделки устраняются все царапины и поверхностные дефекты, образовавшиеся при предшествующей механической обработке. В процессе работы обрабатываемой детали и абразивным брускам сообщают разнообразные движения в разных направлениях и с разными скоростями. Наиболее характерны возвратно-поступательное, колебательное движение брусков на длине 3—5 мм с количеством колебаний от 200 до 1200 в минуту и вращательное движение обрабатываемой
детали.
На фиг. 389 изображена схема установки инструмента и брусков
при обработке поршня. Деталь а получает от шпинделя станка враща-
тельное движение. Абразивные бруски Z>, находящиеся в головке с, прижимаются к обрабатываемой поверхности и совершают возвратно-поступательное движение. Между абразивными брусками и деталью создают масляную пленку.
Давление брусков на обрабатываемую деталь столь мало, что обеспечивает разрыв жид-
Фиг. 389. Отделка колеблющимися брусками. Схема установки инструмента и брусков при обработке поршня.
костной пленки лишь в начале доводки, т. е. в период, когда вершины гребешков на детали еще достаточно остры.
По мере притупления обнажившихся из-под жидкостной пленки гребешков процесс обработки замедляется. После того как все неровности срезаны, между брусками и обработанной поверхностью образуется
сплошная жидкостная пленка, которая препятствует продолжению про
цесса.
В качестве смазывающей жидкости применяется керосин с добавкой одного из следующих масел: веретенного № 2—1О°/о, № 3 — от 5 до 25°/0, турбинного Л—10°/о.
При обработке различных материалов применяют электрокорундо-вые или карборундовые абразивные бруски с керамической или бакелитовой связкой. Зернистость брусков принимается от 320 до 600.
Число двойных колебаний брусков должно находиться в определенных соотношениях с числом оборотов детали с таким расчетом, чтобы абразивное зерно не проходило дважды по одному и тому же пути, а при каждом новом обороте описывало новую траекторию, обеспечивая таким образом снятие шероховатостей без образования новых рисок.
Практически отношение числа двойных колебаний в 1 мин. к числу оборотов составляет или дробное число, или целое число с дробью.
Практически применяемые режимы при отделке колеблющимися брусками даны в табл. 70.
438
Давление брусков на деталь осуществляется пружинами на головке и регулируется в пределах от 0,5 до 3 кг)см2, увеличиваясь с возрастанием твердости детали. Для стали давление равно от 1,5 до 2 кг/см2. Вследствие малых удельных давлений и низких температур (несколько градусов) не происходит разрушения кристаллической структуры поверхностного слоя и получается весьма износоустойчивая поверхность.
Таблица 70
Режимы резания при отделке колеблющимися брусками
Обрабатываемый материал Величина хода бруска В ММ Число двойных ходов абразивов в минуту Средняя скорость движения абразивов V„ В MjMUH СР Скорость вращения детали V В MjMUH
Закаленная сталь ...» Разные металлы .... 3-5 2,5-6,5 450-600 350-1200 3,5 2-6 15—35 3-40
Детали, обработанные колеблющимися брусками, имеют зеркальную или темноматовую поверхность с едва заметной сложной сеткой от абразивных зерен.
Этот метод обеспечивает получение весьма высокого качества обработанной поверхности в пределах 11-го—14-го классов по ГОСТ.
Отделка колеблющимися брусками удаляет микронеровности обрабатываемой поверхности без изменения при этом макрогеометрии, полученной предыдущей обработкой, и, следовательно, не исправляет дефектов формы.
Нормально на отделку колеблющимися брусками поступают шлифованные детали с /7шах=2-нЗ мк. При этом съем металла составляет около 5 мк на диаметр. В случае более грубой поверхности съем металла может достигнуть 10—20 мк на диаметр. В таких случаях обработка производится в две операции: черновая — абразивом зернистостью до 320 и чистовая — абразивом более высокой зернистости.
ПОЛИРОВАНИЕ
Процесс полирования применяется в тех случаях, когда не требуется соблюдения точных размеров, а необходимо только получить чистую, блестящую поверхность. Наряду с ручным полированием шкурками применяется также полумеханическое и механическое полирование. При полумеханическом полировании рабочий вручную с легким нажимом приводит деталь в соприкосновение с поверхностью быстровращающе-гося' полировального круга. Механическое полирование производится на специальных станках.
Полирование проводят мягкими кругами посредством полировальных паст, содержащих поверхностно активные вещества. В отличие от рассмотренных выше методов окончательной обработки при полирова-439
нии пасту наносят не на металлический притир, а на мягкий круг, изготовленный из войлока, фетра, кожи или хлопчатобумажной ткани.
Перед полированием обычно производят подготовительное шлифование порошками наждака или искусственного корунда зернистостью от 60 до 150—220.
Полировальная паста состоит из полирующего порошка (абразива) и связующего вещества. Наилучшей является паста с венской известью. В процессе полирования круги периодически очищаются от старой пасты с помощью пемзы или куска керамикового круга.
Полированию подвергаются окончательно обработанные детали из черных и цветных металлов, как сырые, так и закаленные.
Полирование производится в несколько приемов. Припуск на всю обработку (включая грубое полирование) составляет от 0,12—0,2 до 0,3—0,5 мм на сторону. Давление круга на деталь должно находиться в пределах 2,5—5 кг/см2.
Полирование применяется в качестве декоративной отделки, а также является подготовительной операцией перед никелированием, хромированием и другими гальваническими процессами.
Средняя квадратическая величина неровностей при этом методе составляет Нск = 0,4-г-0,025 мк, т. е. соответствует 9-му—13-му классам точности по ГОСТ 2789-45.
ОТДЕЛКА ПОВЕРХНОСТЕЙ ДАВЛЕНИЕМ
Имеется несколько методов отделки поверхностей давлением. Их сущность заключается в том, что с обрабатываемой поверхности не снимается стружка, а происходит сглаживание поверхностных микронеровностей, оставшихся от предыдущей обработки, в результате чего металл выступающих частиц заполняет впадины поверхности. При отделке поверхностей давлением вследствие пластической деформации металла размер детали несколько изменяется.
Отделка поверхностей давлением производится с помощью роликов из закаленной стали или твердого сплава. При этом обеспечивается не только высокая гладкость и зеркальность обрабатываемой поверхности, но и уплотнение последней, кроме того, увеличивается твердость и износоустойчивость поверхности.
На фиг. 390 показана схема обкатывания валика роликом из твердого сплава, монтированным в специальной державке, закрепленной в супорте токарного станка.
Обкатывание производится при обильной смазке маслом в один или несколько проходов в зависимости от требуемой чистоты поверхности.
Точность обкатанных деталей диаметром около 50 мм достигает 0,035—0,04 мм. Максимальная высота неровностей поверхности составляет 2—15 мк.
Для получения отверстия с высоким качеством поверхности практикуется продавливание через отверстие калиброванного закаленного шарика с помощью пресса. Этот метод применяется только при обработке сырых (незакаленных) деталей.
При практическом применении необходимо иметь в виду, что из-за упругих свойств обрабатываемого материала диаметр отверстия полу-440
чается несколько меньше диаметра шарика, поэтому для получения отверстия точного размера применяется шарик диаметром на 0,02— 0,04 мм больше размера предварительного отверстия.
Недостаток этого метода заключается в возможности искривления
оси за счет отжима шарика при прохождении твердых мест в случае
неравномерной толщины стенок, неоднородности металла и т. д.
После продавливания получается гладкая блестящая поверхность
с шероховатостью Яшах =14-5 мк, с точностью в пределах 10—20 мк.
Большие предварительно развернутые отверстия обрабатываются специальным инструментом для раскатки (фиг. 391), который представляет собой державку
Фиг. 391. Схема раскатывания вальцовкой.
Фиг. 390. Схема обкатывания валика роликом из твердого сплава.
с расположенными по цилиндру закаленными роликами, выступающими над телом державки. Ролики укрепляются в обоймах и могут само-устанавливаться в пределах 3°, катясь по наружной поверхности закаленной втулки. Инструмент закрепляется в шпинделе сверлильного или токарного станка. Во время работы инструмент или деталь вращаются и одновременно происходит их относительное перемещение вдоль оси отверстия.
До появления доводки брусками этот метод применялся для чистовой обработки цилиндров двигателей и иногда для чистовой обработки вкладышей подшипников, минометных стволов и других деталей.
ГЛАВА XXVIII
СТАНДАРТ НА ЧИСТОТУ ПОВЕРХНОСТИ
До недавнего времени чистота обработанной поверхности обозначалась на чертежах одним, двумя или тремя треугольниками. Однако такой метод обозначения — чисто субъективный и не характеризует точно чистоту обработанной поверхности, поэтому был поставлен вопрос о необходимости разработки стандарта для оценки чистоты (микрогеометрии) поверхности.
В 1945 г. был утвержден ГОСТ 2789-45 для оценки чистоты поверхности.
Таблица 71
Группы и классы чистоты по ГОСТ
Группы чистоты II сК в мк Классы чистоты
№ группы Наименование поверхности Обозначения № класса Обозначения 11 СК в мк
I Грубые V 12,5-100 1-й 2-й 3-й V I V 2 V 3 100-50 50—25 25—12,5
II Получистые VV 1,6-12,5 4-й 5-й 6-й W 4 W 5 W 6 12,5-6,3 6,3—3,2 3,2- 1,6
III Чистые WV 0,2—1,6 7-й 8-й 9-й WV 7 WV 8 VW 9 1,6-0,8 0,8—0,4 0,4-0,2
IV Весьма чистые WVV 0—0,2 10-й 11-й 12-й 13-й 14-й VVW 10 WW 11 VVVV 12 VWV 13 WW 14 0,2—0,1 0,1—0,05 0,05—0,025 0,025-0,012 0,012—0
442
В качестве основного критерия для оценки микрогеометрии по стандарту принято среднее квадратическое отклонение неровностей от средней линии профиля Нск- ГОСТ, однако, допускает оценку чистоты поверхности и по максимальной высоте неровностей Нгаах при условии пересчета значения /7шах в Нск.
Согласно ГОСТ 2789-45 чистота поверхности классифицируется по группам, классам и разрядам,
В табл. 71 приведены группы и классы чистоты по ГОСТ.
К первой группе (V) относятся грубо обработанные поверхности, т. е. поверхности, полученные в результате грубого точения, строгания, фрезерования и пр.
К второй группе (W) относятся получистые поверхности, т. е. полученные после получистового точения, фрезерования, строгания, расточки и пр.
Таблица 72
Разряды чистоты по ГОСТ
Класс Разряд чистоты Класс Разряд чистоты
ЧИ- СТОТЫ № Обозиачеиие НСК в мк чистоты № Обозначение Нск в мк
1-й 2-й 9а 96 9в 0,4—0,32 0,32—0,25 0,25-0,2
— — — 9-й VVV 9а VW 96 WV 9в
За V За V 36 V Зв 25 20
3-й 36 20—16 16—12,5 10а 106 10в 0,2-0,16 0,16—0,125 0,125-0,1
Зв 10-й VWV 1оа WVV106 VVVV Юв
4а VV 4а W 46 W 4в 12,5-10,0 10,0-8,0 8,0—6,3
4-й 46 11а 0,1-0,08
4в 11-й VVVVНа
116 Ив VVVV 116 0,08 —0,063 0,063—0,05
5а VV 5а W 56 VV 5в 6,3-5,0 5,0-4,0 4,0-3,2 VVVV 11в
5-й 56 5в 12а 126 12в 0,05-0,04 0,04—0,032 0,032- 0,025
12-й VVVV VVVV 126 VVVV 12b
6-й 6а 66 VV 6а W 66 3,2—2,5 2,5—2,0
6в W 6в 2,0—1,6 13а 0,025-0,02
1,6-1,25 1,25—1,0 1,0-0,8 13-й VVVV 13a
7-й 7а 76 7в WV 7а WV 76 WV 7в 136 13в VVW136 VWV 13b 0,02-0,016 0,016—0,012
0,8-0,63 0,63-0,5 0,5-0,4
8-й 8а 86 8в VVV 8а WV 86 VW 8в 14-й 14а 146 WW 14a VWV 146 0,012—0,006 0,006-0
443
К третьей группе (VW) относятся в основном шлифованные поверхности, а также поверхности, полученные тонким точением, протягиванием и развертыванием.
К четвертой группе (WW) весьма чистых поверхностей относятся поверхности, обработанные притиркой, доводкой брусками, отделкой колеблющимися брусками и т. д.
Поверхности черные, но ровные по стандарту, обозначаются значком Всего в стандарте 14 классов чистоты поверхности. Кроме основной шкалы, предусмотрена дополнительная шкала разрядов чистоты (см. табл. 72).
Дополнительная шкала (разряды чистоты) получается путем деления каждого класса, начиная с 3-го, на три разряда. Исключение составляет 14-й класс, который делится на два разряда. Шкалу разрядов нужно применять лишь в тех случаях, когда чистота поверхности в пределах шкалы классов недостаточна.
На фиг. 392 показаны границы, в которых на производстве укладывается микрогеометрия при различных видах механической обработки
Таблица 73
Классы точности и чистоты, а также глубина деформированного слоя при различных методах обработки
Вид операции Качество обработки
Класс точности Класс чистоты по ГОСТ 2789-45 Глубина деформированного слоя в мк
Тонкое точение • 1—2-й 7—9 15-20
Развертывание . . • 2-й 6—9 15-20
Протягивание 2-3-й 6-8 10—20
Тонкое фрезерование плоскостей . . 2-й 7-9 15-25
Тонкое фрезерование тел вращений . 2-3-й 6—9 15—20
Тонкое строгание 3-й 5-7 10—15
Тонкое шлифование 1—2-й 9-10 15-25
Притирка 1-Й и выше 10-14 3-5
Доводка брусками (хонинг) Отделка колеблющимися брусками 1-2-й 8-12 10—15
(суперфиниш) Микро-геометрии не изменяет 11-14 2-5
Полирование • Обкатывание роликом ....... 1—5-й 2-3-й 9—13 6-9 2—5
Калибрование шариком Раскатывание роликами 1—2-й 3-й 7—9 5-7 | 50—100
В заключение в табл. 73 приводятся классы точности и чистоты, а также глубина деформированного слоя при различных методах окончательной обработки поверхностей1.
1 Энциклопедический справочник „ Машиностроение", т. 7, Машгиз, 1948. 444
ЛИТЕРАТУРА
1. Аваков А. А., Некоторые вопросы стойкости резца. Сборник трудов Тбилисского института инженеров железнодорожного транспорта, № 3—4, Тбилиси 1948.
2. Беспрозванный И. М., Физические основы учения о резании металлов, Оборонгиз, 1941.
3. Беспрозванный И. М., Износ режущих инструментов, „Вестник металлопромышленности” № 1—2, 1944.
4. Беспрозванный И. М., Даниелян А. М., Панкин А. В. и Резников Н. И., Скоростные и сверхскоростные методы обработки металлов резанием, „Вестник инженеров и техников” № 2, 1946.
5. Беспрозванный И. М., Основы теории резания металлов, Маш-гиз, 1948.
6. Б а р а н е ц И. Ф., Шлифовальный круг и его выбор, Машгиз, 1947.
7. Б е л е ц к и й Д. Г., Тонкое точение, Оборонгиз, 1946.
8. Белецкий Д. Г., Микрогеометрия поверхности при токарной обработке, Машгиз, 1947.
9. Бурштейн И. Е.,Мануйлов Л. К., Ч е р и и к о в С. С., Протягивание, Машгиз, 1947.
10. Вульф А. М., Резание металлов, Машгиз, 1944.
11. Вульф А. М., Шифрин А. Ш., Ш а ц м а н И. М., Скоростное точение, 1948. ,
12. Трудов П. П., Вывод стойкостных зависимостей на основе изучения износа режущего ин трумента, „Вестник металлопр >мышленности” № 8 ~9, 1 н40.
13. Трудов П. П., Обработка закаленных статей резцами с пластинками из твердых сплавов, „Станки и инструмент” № 3, 1947.
14. Глебов С. Ф., Теория наивыгоднейшего резания металлов, 1933.
15. Г р а н о в с к и й Г. Й., Расчет и конструирование протяжки, 1947.
16. Грановский Г. И., Фасонные резцы, Машгиз, 1947.
17. Гуляев А. 11., Металловедение, Оборонгиз, 1948.
18, Даниелян А. М. Динамик; фрезерования, ОНТИ, 1936.
19. Д а н и е л я н А. М„ О рациональных скоростях при цилиндрическом фрезеровании, 194о.
20. 1ание тяи А. М., Факторы, влияющие на качество поверхности при цилиндрическом фрезеровании, „Ве.тлик машиностроения” № 10, 1940.
21. Даниелян А. М., Износ инструмента и тепловые явления при резании металлов, Машгиз, 1946.
22. Даниелян А. М., Влияние различных факторов на износ резцов из твердых сплавов, 1947.
23. Даниелян А. М., Скоростное и сверхскоростное резание металлов, изд. 1947.
24. Д ь я ч е н к о П. Е„ Качество поверхности деталей авиационного мотора, 1946.
25. Дьяченко П. Е., Суперфиниш в машиностроении, 1942.
26. Дьяченко П. Е., Меха изм образования неровностей на обработанной поверхности, „Станки и инструмент” № 3, 1947.
27. Ер е м и и Б. Ф., Протяжки, Машгиз, 1947.
28. Зверев Е. К., Влияние геометрии и профиля режущей кромки иа скорость резания, „Вестник машиностроения” № 11—12, 1940.
445
29. Зорич И. К., Накатывание резьбы плоскими плашками, Оборонгиз, 1941.
30. Каменкович С. Л., Режущий инструмент высокой производительности, 1947.
31. Каширин А. И., Исследование вибраций при резании металлов, 1944.
32. Клушин М. И., Скоростное резание металлов, Машгиз, 1947.
33. Клепиков В. Д., Шевинг-процесс, Машгиз, 1946.
34. К о в а н В. М., Технология машиностроения, Машгиз, 1944.
35. К онвисаров Д. В., Износ металлов, ОНТИ, 1937.
36. Криво у хов В. А., Резание металлов, ОНТИ, 1938.
37. Крив оу хов В. А., Деформирование поверхностных слоев металла в процессе резания, Машгиз, 1945.
38. Кривоух ов В. А., Работа отечественных ученых в области резания металлов, „Станки и инструмент" № 3, 1948.
39. Коше лен ко Т. М., Основы учения о резании металлов, ОНТИ, 1940.
40. Кузнецов В. Д., Физика твердого тела, т. II и III, Томск 1937.
41. Ларин М. Н., Основы фрезерования, Машгиз, 1947.
42. Ларин М. Н„ Исследование оптимального заднего угла, „Станки и инструмент” № 6—7, 1943.
43. Ларин М. Н., Исследование торцевого фрезерования, Оборонгиз, 1910.
44. Левицкий М. Л., Температура при резании металлов, „Техническая физика”, т. X, 1940.
45. Левин Б. Г. и А. М. Ф р ат к и н, Скоростной метод нарезания оезьбы, Машгиз, 1948.
46. Маслов Е. Н., Зуборезное дело, Машгиз, 1945.
47. Можаев С. С., Аналитическая теория спиральных сверл, 1948.
48. Малкин А. Я., Исследование стойкости долбяков, „Станки и инструмент* № 4, 1938.
49. Над ей нс кая Е. П., О применении сверхскоростей при резании металлов, „Вестник машиностроения* № 3, 1940.
50. Одинг И. А., Прочность металлов, ОНТИ, 1937.
51. Панкин А. В., Циклограмма и прибор для исследования и рационального использования станков, 1929.
52. П а н к и н А. В., Основные вопросы наивыгоднейшего резания металлов, Машгиз, 1948.
53. Панкин А. В., Теория резания профессора Зворыкина и „новая* теория Мерчента М. Е., Сборник трудов Тбилисского института инженеров железнодорожного транспорта № 3—4, Машгиз, 1948.
54. Попов А. А., Абразивные инструменты, Машгиз, 1948.
55. Резников Н. И., Теория резания металлов, ОНТИ, 1934.
56. Резников Н. И., Геометрия резцов в связи с их заточкой, ОНТИ, 1936.
57. Резников Н. И., Учение о резании металлов, Машгиз, 1947.
58. Рудник С. С., Теория резания металлов, 1932.
59. Руднике. С., Победитовые резцы, 1934.
60. Рождественский Л. А., Исследование скоростного фрезерования, научный отчет, 1945.
61. Розенберг А. М., Динамика фрезерования, 1945.
62. Розенберг А. М., Экспериментальное исследование процесса образования металлической стружки, Томск 1929.
63. Розенберг Е. М., Трение и износ немазанных тел, „Трение и износ в машинах*, сборник 1, 1941.
64. Саввин Н. Н., Резание металлов и инструмент, 1934.
65. Семенченко И. И., Режущий инструмент, т. I, ОНТИ, 1936.
66. Семенченко И. И., Режущий инструмент, т.п, Машгиз, 1938.
67. Семенченко И. И., Режущий инструмент, т. IV, Машгиз, 1944.
68. Соколовский, Основы технологии машиностроения, т. I, 1938.
69. Соколовский, Курс технологии машиностроения, ч. 2-я, 1949.
70. „Суперфиниш*, под ред. А. В. Панкина, Оборонгиз, 1940.
71. С емко М. Ф., Теплота резания и стойкость инструмента, 1937.
72. Ч е т в е р н к о в С. С., Металлорежущие инструменты, Машгиз, 1946.
446
73. Фельдштейн Э. И., Методы определения обрабатываемости, Машгиз, 1946.
74. Ш т е й н б е р г И. С., Устранение вибраций, возникающих прн резанин металлов на токарном стайке, Машгиз, 1947.
75. Ш а л ь б р о х X. н Ланге М., Измерение температуры резания при помощи показывающих температурных красок, „VDI-Zeitschrift“ № 1/2 от 9/1 1943.
76. Палнцш н X е л ь м е р ди ч, Температурное поле токарного резца „VDI-Zeitschrift“ от 4/IX 1943.
77. Щеголев, Конструирование протяжек, 1936.
78. Шлезингер Г., Качество поверхности, Машгиз, 1947.
79. Цинкаленко Б. П., Эталоны для контроля чистоты поверхностей изделий, Оборонгиз, 1940.
80. Лазаренко Б. Р. и Лазаренко Н. И., Физика искрового способа обработки металлов, 1946.
81. Эрлих Д. И. и Юнкин П. П., Протяжное дело в автотракторном производстве, 1936.
82. Скоростные методы обработки металлов, МОНИТОМАШ, изд. Машгиза, 1949.
83. Скоростные методы обработки металлов. Опыт заводов, МОНИТОМАШ, нзд. Машгиза, 1949.
84. Скоростные методы обработки металлов, ЛОНИТОМАШ, изд. Машгиза, 1948.
85. Режимы скоростного резания при точении и фрезеровании черных металлов твердосплавным инструментом, Бюро технических нормативов, 1949.
86. Министерство станкостроения СССР. Режим резании металлов инструментами из быстрорежущей стали, Машгиз, 1950.
87. Министерство станкостроения СССР. Режимы скоростного резания металлов. 1. Машгиз, 1950.
88. Материалы Всесоюзного научно-исследовательского инструментального института, 1949: 1) Резцы, оснащенные плотниками твердого сплава; 2) Фрезы, оснащенные пластинками твердого сплава; 3) Сверла, оснащенные пластинками твердого сплава.
89. Энциклопедический справочник „Машиностроение", т. 7, Машгиз, 1948.
90. Энциклопедический справочник „Машиностроение", т. 3, Машгиз, 1948.
91. Справочники Комиссии по резанию металлов: 1) Справочник по режимам резания на фрезерных станках, Машгиз, 1942; 2) Справочник по режимам резания при обработке отверстий, Машгиз, 1942; 3) Справочник по режимам резания прн протягивании, Машгиз, 1942; 4) Справочник по режимам резания при нарезании резьбы, Машгиз, 1942; 5) Режим резания при работе резцами из малолегированной быстрорежущей стали, Обороигиз, 1941.
92. ГОСТ на резцы, сверла, фрезы, зенкеры и развертки.
93. Акты комиссии по испытанию профилографа системы К. Л., 1940.
94. С о к о л о в с к и й А. П., Курс технологии машиностроения, часть II, Машгиз, 1949.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие....................................................... 3
Роль отечественных ученых в создании науки о резании металлов ... 5
Материалы, употребляемые для изготовления режущих инструментов 9
Углеродистая инструментальная сталь ............................... 9
Легированная инструментальная сталь......................... П
Быстрорежущая сталь........................................ 12
Твердые сплавы............................................. 15
Часть первая
Обработка металлов точением и строганием
Глава 1. Резцы..................................................... 19
Основные элементы резца........................................... 19
Поверхности и координатные плоскости ............................. 22
Углы резца........................................................ 23
Углы резца в процессе резания..................................... 25
Влияние кинематики движения на изменение углов резца.............. 26
Влияние установки резца относительно линии центров станка на изменение углов резца.............................................. 28
Влияние установки резца на изменение углоз в плане .............. 31
Назначение углов резца .......................................... 31
Резцы нестандартной конструкции.................................. 38
Классификация резцов....................................... . • 42
Геометрические параметры резцов, оснащенных пластинками твердого сплава........................................................... 64
Глава //.Элементы резания при точении............................... 69
Свободное и несвободное резание .... ............................. 76
Глава III. Процесс резания и образования стружки.................... 77
Процесс образования стружки..................................... 77
Виды снимаемой стружки............................................ 84
Нарост на резце................................................. 86
Центр давления стружки на переднюю грань резца.................. 88
Обработочное отвердение металлов................................ 89
Глава IV. Сопротивление резанию при точении....................... 93
Работа резания ............................................... 93
Силы действующие на резец..................................... 95
Экспериментальные методы определения сил, действующих на резец 97
Влияние различных факторов на величину усилия резания....... 104
448
Формулы усилия резания ............... ...... 115
Формулы для определения усилия резания по данным экспериментальных исследований ......................................... 117
Практическое приложение законов усилия резания............... 119
Глава V. Тепловые явления при резании металлов................. 123
Методы определения температуры при резании металлов.......... 125
Сравнение методов искусственной и естественной термопар .... 130
Температурное поле резца .................................... 132
Распределение температуры в системе стружка — резец....... . 133
Влияние различных факторов на температуру резания при точении . 136
Общее уравнение температуры резания при точении стали 40ХН . . 140
Глава VI. Износ инструмента и критерий затупления.............. 142
Глава VII. Скорость резания при точении........................ 152
Зависимость между скоростью резания и стойкостью резца....... 152
Влияние обрабатываемого материала на скорость резания........ 156
Влияние материала резца на скорость резания ................. 159
Влияние элементов поперечного сечения стружки на скорость резания 160
Влияние 'геометрии резца на скорость резания................. 161
Влияние охлаждения на скорость резания....................... 165
Влияние типа резца на скорость резания ...................... 167
Обобщенная формула для скорости резания .................... 168
Глава VIII. Методика расчета наивыгоднейшего режима резания . , 172
Глава IX. Строгание............................................ 183
Элементы резания............................................. 183
Усилие резания и скорость, допускаемая резцом при строгании . . . 187
Часть вторая
Сверление, зенкерование и развертывание
Глава X. Инструмент для обработки отверстий ...................... 188
Сверла......................................................... 188
Зенкеры........................................................ 200
Развертки...................................................... 203
Глава XI. Закономерности резания при сверлении.................... 209
Процесс образования стружки и основные факторы резания .... 209
Сопротивление резанию при сверлении............................ 212
Методы измерения осевого усилия и крутящего момента при сверлении 212
Влияние различных факторов на величину крутящего момента н осевого усилия............................................... 213
Влияние диаметра сверла и подачи на М и Р...................... 215
Мощность, потребляемая при сверлении........................... 217
Технологически допустимая подача при сверлении................. 218
Характер износа и признаки затупления сверла .................. 221
Температура резания при сверлении ............................. 222
Стойкость сверл и скорость резания ............................ 223
Влияние различных факторов на скорость, допускаемую сверлом . . 224
Формула для скорости резания при сверлении..................... 227
Глава XII. Закономерности резаиия при зенкеровании и развертывании ......................................................... 231
449
Часть третья
Фрезерование
Глава XIII. Фрезы................................................. 238
Глава XIV. Зуборезный инструмент.................................. 250
Глава XV. Закономерности резания при фрезеровании................. 262
Процесс образования стружки и основные факторы резания....... 262
Число одновременно работающих зубьев фрезы................... 267
Суммарное сечение стружки, снимаемой всеми одновременно работающими зубьями фрезы....................................... 269
Объем и вес снимаемой стружки при фрезеровании................. 274
Основное (технологическое) время .............................. 274
Сопротивление резанию прн работе цилиндрической фрезой....... 275
Влияние различных факторов на величину усилия фрезерования . . . 278
Расчет усилий резания, крутящих моментов и мощностей........... 282
Цилиндрическая фреза с прямыми зубьями....................... 282
Цилиндрическая фреза со спиральными зубьями.................. 290
Торцевое фрезерование........................................ 295
Износ фрез и критерий затупления............................... 299
Температура резания при фрезеровании........................... 300
Скорость резаиия при фрезеровании.............................. 301
Влияние различных факторов на скорость резания при фрезеровании 304
Влияние подачи .............................................. 304
Влияние ширины фрезерования.................................. 304
Влияние глубины резания...................................... 305
Влияние числа зубьев фрезы................................... 306
Влияние диаметра фрезы....................................... 306
Влияние угла наклона спирали ................................ 308
Формула скорости резания для фрез других типов............... 309
Часть четвертая Резьбонарезание
Глава XVI. Резьбонарезной инструмент........................... 310
Резьбовые резцы............................................. 310
Метчики..................................................... 313
Плашки ..................................................... 322
Крутящие моменты н скорости резания при работе метчиками и плашками..................................................... 329
Резьбовые фрезы............................................. 333
Часть пятая
Скоростное резание металлов
Глава XVII. Влияние скорости на основные факторы резания ... 335
Глава XVIII. Пути осуществления скоростного и сверхскоростного резания....................................................... 338
Глава XIX. Влияние переднего угла............................... 344
Глава XX. Практические данные по скоростному резаиию.......... 348
Скоростное фрезерование .................................... 348
Скоростное точение ......................................... 353
Скоростное нарезание резьбы................................. 356
Заточка инструмента при скоростном резании металлов......... 357
450
Часть шестая Протягивание
Глава XXI. Устройство различных типов протяжек................... 361
Основные элементы режущих протяжек для внутреннего протягивания 361
Выглаживающие (уплотняющие) протяжки.......................... 366
Протяжки для наружного протягивания........................... 367
Глава XXII. Закономерности резания при протягивании................ 371
Схемы резания при протягивании.................................. 371
Элементы резания при протягивании............................... 377
Усилие резания при протягивании ................................ 379
Скорости резания при протягивании ......................... ... 382
Часть седьмая
Шлифование
Глава XXIII. Основные понятия о шлифовании...................... 385
Составные части шлифовального круга.......................... 385
Круглое внешнее шлифование в центрах......................... 390
Круглое внутреннее шлифование..........;..................... 396
Бесцентровое шлифование...................................... 397
Плоское шлифование........................................... 399
Выбор шлифовального круга.................................... 400
Правка шлифовальных кругов................................... 402
Глава XXIV. Закономерности резания при шлифовании............... 404
Усилие резания и мощность при шлифовании..................... 404
Стойкость шлифовального круга и скорость вращения детали .... 407
Охлаждение при шлифовании.................................... 408
Глава XXV. Режимы резания металлов на базе закономерности износа инструмента........................................... 410
Часть восьмая
Чистовая обработка металлов
Глава XXVI. Общие сведения...................................... 418
Основные понятия............................................. 418
Оценка чистоты поверхности и приборы для измерения шероховатости ...................................................... 422
Сравнительные методы оценки чистоты поверхности.............. 430
Формулы для определения высоты неровностей................... 431
Глава XXVII. Методы чистовой обработки металлов................. 433
Тонкое точение .............................................. 433
Притирка .................................................... 434
Доводка брусками (хонингование).............................. 435
Отделка колеблющимися брусками (суперфиниш).................. 438
Полирование................................................ 439
Отделка поверхностей давлением............................... 440
Глава XXVIII. Стандарт на чистоту поверхности................... 442
Литература...................................................... 445
Технический редактор Е. Н. Матвеева Корректор Ц. И. Будницкая Обложка художника А. В. Петрова
Сдано в произв. 11/IV 1950 г. Подпис. к печати 6/Х 1950 г. Тираж 7000 экз. Т-07727 Печ. л. 28l/4 (1 вкл.) Уч.-изд. л. 32 Бум, л. 14,25 Бумага 60Х92'/тб- Заказ № 2063
1-я типография Машгиза, Ленинград, ул. Моисеенко, 10
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
«МАШГИЗ»
Москва, Третьяковский проезд, 1
Обработка металлов резанием
Айзеншток И. Я-, Основные вопросы механики процесса резания металлов, 1950. 84 стр., ц. 3 р. 60 к.
Басов М. И., Высокопроизводительные способы изготовления резьбы, 1949. 174 стр., ц. 8 руб.
Белецкий Д. Г., Технология чистовой обработки, 1949. 336 стр., ц. 10 р. 40 к.
Горелов В. М., Обработка металлов резанием. Учебное пособие для мастеров, 1950. 204 стр., ц. 9 р. 50 к. в пер.
Дружинский И. А., Методы фрезерования пространственно-сложных поверхностей, 1950. 128 стр., ц. 5 р. 10 к.
Клушин М. И., Исследование процесса резания металлов, 1950. 164 стр., ц. 6 р. 50 к.
Костюков Я. X., Динамика фасонного фрезерования, 1950. 143 стр., ц. 5 р. 80 к.
Меламед В. И., Обработка деталей на металлорежущих станках (справочное руководство), 1949. 260 стр., ц. 17 р. 60 к.
Оглоблин А. Н., Справочник токаря, изд. 2-е, испр. и доп., 1950. 344 стр., ц. 10 руб.
Попов П. И., Скоростное фрезерование серого чугуна, 1949. 68 стр., ц. 3 р. 35 к.
Рабинович И. А., Шлифование плоскостей н плоскошлнфовальные станки, 1950. 252 стр., ц. 12 р. 50 к.
Редченко А. Г., Расточка корпусных деталей станков, 1949. 80 стр., ц. 3 р. 65 к.
Режимы резания металлов инструментами нз быстрорежущей стали (для одноинструментной обработки), 1950. 340 стр., ц. 16 руб.
Режимы скоростного резания при точении н фрезеровании черных металлов твердосплавным инструментом (для одноинструментной обработки), 1950. 131 стр., ц. 8 руб.
Резницкий Л. М., Обработка резанием закаленных сталей, 1949. 178 стр., ц. 11 р. 90 к.
Русецкий А. Л. н др., Скоростное резание металлов на Кировском заводе, 1949. НО стр., ц. 4 р. 90 к.
Скоростное резание металлов, вып. I (опыт Уральских заводов), 1950. 240 стр., ц. 11 р. 10 к.
Слонимский В. И., Теория и практика бесцентрового шлифования, 1949. 176 стр., ц. 13 руб.
Фукс С. И., Твердые сплавы и их применение при скоростном резании, 1950. 79 стр., ц. 3 р. 15 к.
Щеголев А. В. и др., Скоростное фрезерование, 1949. 224 стр., ц. 14 р. 15 к.
Продажа производится в книжных магазинах.
Книги высылаются также по почте наложенным платежом (без задатка) всеми республиканскими, краевыми и областными отделами «Книга — почтой».
Род обработки. ГQynnQ VWV VW W
Класс 14 13 12 11 10 9 в 7 6 5 4 3 2 1
Квалитет по среднему ква-дратическому отклонению 8 микронах 0,012 0,025 0,05 0,1 0,2 0,4 0,8 1,6 3,2 6,3 12,5 25 50 100
в микро-дюймах 0,5 1 2 4 в 16 32 63 125 250 500 1000 2000 4000
Точен ио и строгание Обдирочное
Чистовое
Тонкое в
Растачивание Обдирочная
Чистовая
Тонкая
Развертывание Чистовое
Отделочное
Цилиндра ческае Фрезерование Обдирочное <хххх?
Чистовое
Торцевое фрезерование Обдирочное
Чистовое
Отделочное
Шлифование Гоубое
Чистовое
Тонкое
Протягивание Чистовое
Отделочное
Лаппингпроцесс Грубый
Чистовой
Отделочный
Притирка Чистовое
Отделочное 83^3$
Доводка брусники Предварительный
Окончательный
Отделка колеблющимися брусками Чистовой
Тонкий
Аппаратура для оценки чистоты поверхности Микроинтеррерометр Линника '////////ZX/7/У /7//к ррДвойной микроскопринникарр\\^
°Р11ЛО метры
и другие интегральные метадь^^/р^//р^/^
Фиг. 392. Чистота при различных видах обработки.
Даниелян 2063.
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр. Строка Напечатано Должно быть По чьей вине
68 6-я снизу от 0,5 до 20 мм от 0,5 до 2,0 мм Тип.
125 19-я сверху пять групп: семь групп: Ред.
201 17-я снизу десятками десятыми долями Авт,
/ м Ли / м
229 6-я Sz]/ ~CMD*" &гV cmdXm м
298 26-я сверху Нэф = Сл' • 10 '5B°’9Ss°’72 п Z?>i4zr-0’14 кет Нэф — CN • 10-5 -/?°’9 Sr°’72-fl- 2 ./'’14. £,-0.14 квт U
41 - D0’25 41
8-я снизу с' . ,,0,4 . ^0,15 , (0,1 . ?(i,i M>MUH- “ у-0,2 s0,4.fi0,l ,^0,15.20.1 н
312 Ю-я Т = 60 мин. Т — 120 мин. »
355 7-я сверху 7’г = 92 • t s. Рг = 92 • t • ,s°’7R. Тип.
355 Табл., 3-я Рг Tln и
графа в го-
ловке
Поправка
На стр. 189 фиг. 147, угол при вершине сверла обозначен <р; следует читать 2<р.
А. Н. Даниелян, 2083.