Автор: Вульф А.М.  

Теги: общее машиностроение   технология машиностроения   металлургия   обработка металлов   металлы   режущие инструменты   издательство машиностроение  

Год: 1973

Похожие

Резание металлов и режущий инструмент

Основы резания материалов и режущий инструмент

Резание конструкционных материалов, режущие инструменты и станки

Режимы резания металлов. Справочник

Текст 
                    

6П4.6
УДК 621. 91
В88 Вульф А. М.
Резание металлов. Изд. 2-е, Л., «Машиностроение»
(Ленингр. отд-ние), 1973, 496 с.
. В книге изложены закономерности процесса резания металлов,
дано описание режущих инструментов применительно ко всем видам
обработки (точению, сверлению, фрезерованию, шлифованию и др.).
Значительное внимание уделено обрабатываемости высокопрочных
сталей и сплавов, применяемых в отечественном машиностроении.
Рассмотрены современные средства быстрого расчета оптимального
режима резания с учетом экономических факторов.
В отличие от предыдущего издания (1963 г.) в данной книге зако-
номерности процесса резания более полно поясняются на основе
металлофизики.
Книга предназначена для инженерно-технических работников
металлообрабатывающей промышленности. Она может быть также
полезна студентам машиностроительных вузов.
Табл. 64. Ил. 279. Список лит. 184 назв.
6П4.6
В
3126— 108
038(01) — 73
108 — 73
Рецензент д-р техн, наук В. Г, Подпоркин
© Издательство «Машиностроение», 1973 г.

ПРЕДИСЛОВИЕ
Директивами XXIV съезда КПСС по пятилетнему плану раз-
вития народного хозяйства страны на 1971—1975 гг. намечено
повысить производительность труда в промышленности на 36—40%
и получить за счет этого 80—85% общего прироста продук-
ции. Важнейшим условием выполнения этой задачи является не
только форсированное развитие машиностроения, но и улучшение
качества и тем самым значительное повышение ресурсов выпу-
скаемой продукции.
Для осуществления этой обширной программы инженерно-
технические работники должны своевременно получать новейшую
научно-техническую информацию в области профессиональных
знаний и фундаментальных наук.
В настоящем труде ставится задача осветить закономерности
резания металлов на основе физических представлений о про-
цессе, а также показать рациональные формы режущего инстру-
мента. Достижения в области резания металлов в большой мере
связаны с инструментальными материалами, обладающими разно-
образными физико-механическими свойствами. Надо знать их
специфические особенности и использовать с наибольшим успехом.
Для этого изложению законов резания предпосланы некоторые
элементарные сведения из физики твердого тела, имеющие непо-
средственное отношение к процессу резания.
Несомненно, что физика металлов будет занимать все большее
место в науке о резании металлов, и можно вполне согласиться
с проф. Ъ. Д. Кузнецовым, утверждавшим, что «зная свойства ка-
кого-либо металла и его поведение при каком-либо виде деформа-
ции, мы можем более или менее точно предсказать поведение дан-
ного металла и при резании'. Специалисту по резанию металлов
необходимо прежде всего хорошо знать свойства обрабатываемых
металлов, чтобы предвидеть протекание процесса резания при
тех или иных условиях» [48].
Сказанное особенно справедливо в нашу эпоху интенсификации
технологических процессов, когда высокопрочные и труднообра-
батываемые материалы и скоростные режимы резания получают
широкое распространение. Очевидно, что в этих условиях созна-
тельное управление производственным процессом невозможно без
понимания его теоретических основ. •
Многочисленные исследования советских и зарубежных уче-
ных достаточно пространно осветили механическую модель про-
цесса резания. Большинство исследователей рассматривает реза-
1*	3

ние металлов как процесс пластической деформации срезаемого
слоя, однако у одних деформационная теория построена на мето-
дах теории упругости (Гука), другие считают, что в процессе реза-
ния происходит большая пластическая деформация, сопровождаю-
щаяся значительным упрочнением металла. При этом рассматри-
вают резание металлов как процесс последовательного сдвига
элементов среза или как разновидность сжатия срезаемого слоя.
Изучая резание металлов как процесс большой пластической
деформации, ряд исследователей воспользовались идеями и мето-
дами математической теории пластичности. Однако при этом не
учитывали всей сложности процесса резания, где, помимо плас-
тической деформации срезаемого слоя металла, имеют место
и вязкое течение и разрушение его, развивающиеся в условиях
физико-химического взаимодействия обрабатываемых и инстру-
ментальных материалов. Это взаимодействие сопровождается
различными контактными явлениями и структурными изменениями.
Необходим более общий и широкий взгляд на резание метал-
лов как процесс разрушения, сопровождаемый пластическими
деформациями большей или меньшей интенсивности, изгибом
и вязким течением снимаемого слоя металла. Здесь сложные соот-
ношения между многочисленными параметрами резания познаются
пока качественно, но и это открывает перспективы более правиль-
ной ориентации в оптимальном решении вопросов производитель-
ности и экономичности процессов.
При современном уровне физических представлений о резании
металлов невозможно создать единую математическую модель,
учитывающую всю сложность напряженного состояния обрабаты-
ваемого материала в зоне резания. Подобная модель оказалась бы
слишком громоздкой и нереальной для практических решений.
Поэтому приходится прибегать к методам оптимальных решений,
построенным на так называемой рандомизации, когда действую-
щие факторы рассматриваются как случайные и потому учиты-
ваются статистически. На этом основан многомерный регрессион-
ный анализ, применяемый при многофакторном планировании
эксперимента. Он экономен, но может привести к неправильным
решениям, если создаются математические модели, охватывающие
лишь часть из множества переменных величин к тому же закорел-
лированных.
Учение о резании металлов — сравнительно молодая наука,
в которой научное обобщение пока еще не стоит на должной вы-
соте. Трудности выявления единых законов усугубляются неста-
бильностью системы — обрабатываемый материал, режущий ин-
струмент, станок и пр., в значительной степени влияющих на про-
цесс резания. И все же современные исследования позволяют
познать основные закономерности обрабатываемости металлов
и на их основе создать средства оптимальных решений при выборе
режимов резания, а также рациональных конструкций режущего
инструмента и станка.

Глава I
НЕКОТОРЫЕ СВЕДЕНИЯ
ИЗ ФИЗИКИ ТВЕРДОГО ТЕЛА
1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Резание металлов — очень сложный процесс, часто протекаю-
щий при высоких скоростях, температурах и давлении. Снимае-
мый слой металла подвергается значительным упругим и пласти-
ческим деформациям в результате взаимодействия его с режущим
инструментом. Это сопровождается структурными изменениями,
течением и разрушением снимаемого слоя, трением, большой усад-
кой стружки, образованием налипа, нароста на режущем инстру-
менте.
Большие изменения претерпевает обработанная поверхность
изделия и подповерхностный слой, где возникают остаточные
напряжения различных знаков и интенсивности, а также наклеп,
определяющие их геометрические и физико-механические свой-
ства и тем самым ресурсы изготовляемых машин и приборов.
Попытки одностороннего объяснения чрезвычайно сложного
процесса резания элементарными механическими схемами или
на основе математической теории пластичности нельзя признать
удачными. Здесь имеется еще достаточно дискуссионного и неяс-
ного, хотя в последнее время выполнены интересные исследования
механизма пластической деформации на микроскопическом и
макроскопическом уровнях,
Положение усложняется еще и тем, что процесс резания сопро-
вождается температурными и физико-химическими явлениями,
природа которых еще не выявлена настолько, чтобы можно было
принимать инженерные решения на основе теоретических расче-
тов. Однако грамотный технический анализ явлений на базе
физики твердого тела поможет специалистам правильно ориенти-
роваться в деле повышения производительности и качества про-
цесса резания.
Более того, на базе физики твердого тела не только облег-
чается решение практических задач, но и раскрываются широкие
перспективы плодотворного развития самой науки о резании
металлов, ибо «физика твердого тела — неисчерпаемый источник
идей, на которых базируется развитие важнейших отраслей тех-
ники» (акад. Л. А. Арцимович).
5

2.	ПОНЯТИЕ О КРИСТАЛЛЕ
Все металлы и их сплавы имеют кристаллическую структуру.
Кристаллы представляют собой тела в форме многогранников
с определенным внутренним строением, характеризуемым правиль-
ным расположением атомов, размещенных в узлах пространствен-
ной решетки. Последняя состоит из ряда параллельных кристал-
лографических плоскостей, отстоящих друг от друга на опреде-
ленных расстояниях.
Плотность расположения атомов различна в разных плоско-
стях кристалла; что вызывает анизотропное строение, которому
присущи в разных направлениях неодинаковые физико-механи-
ческие свойства — прочность, тепловое расширение, электрическое
сопротивление и пр.
- Как правило, чистые монокристаллы обладают высокой пла-
стичностью и низкой прочностью (серебро, алюминий). Чистые
кристаллы алюминия сохраняют упругость лишь до деформации
порядка 10"5, а затем при увеличении нагрузки пластически
деформируются. Мелкие кристаллы чистого теллура деформи-
руются при комнатной температуре под действием собственного
веса. Теоретические опенки предела упругости идеальных кри-
сталлов нередко в 102—103 превышают их экспериментальные
значения. Имеются кристаллические тела, которые почти не
обладают пластичностью, например кристаллы особо чистого
германия и кремния в условиях комнатной температуры при
наложении напряжений дают типичную картину хрупкого раз-
рушения.
В противоположность кристаллам аморфные тела являются
изотропными, имеющими одинаковые'свойства в разных направ-
лениях. Они могут быть и пластичными и хрупкими. Так, стекло
при комнатной температуре отличается хрупкостью, причем
считают, что это обусловлено концентрацией напряжений на
микротрещинах.
Отдельные зерна в виде кристаллов с неправильной огранкой
называются кристаллитами. Почти всякий чистый металл пред-
ставляет собой совокупность кристаллов, или поликристалл. При
этом в металле, как и всяком реальном кристаллическом теле,
кристаллы ориентированы различно, и, следовательно, средние
показатели физико-механических свойств в разных направлениях
могут быть одинаковыми (квазиизотропные металлы). Однако,
если в результате пластической деформации (например, при
прокатке листов) в структуре металла создается одинаково на-
правленная ориентация кристаллов (текстура), то появляется
типичная анизотропия свойств, чем пользуются нередко для
получения определенных физико-механических свойств металла
в необходимых направлениях. Это же имеет место и при резании
пластичных металлов, где снимаемый слой в результате его дефор-
мации приобретает форму стружки с резко выраженной тексту-
6

рой- При этодо, как правило, плоскостями скольжения являются
плоскости с наиболее плотным расположением атомов.
Атомы расположены в правильной последовательности, но
в решетке реального кристалла имеется ряд особенностей: заме-
Рис. 1. Решетки идеального (а) и реального (6)
кристаллов металла
чено, что она разделяется на блоки размером 10"4—10"6 см,
повернутые относительно друг друга на небольшие углы (рис. 1).
Кромех того, в кристаллах обнаружены свободные вакансии,
дырки (рис. 2), смещения атомов. Несовершенства (дислокации)
4 Рис. 2. Свободные места в решетке реальных
кристаллических зерен металла
кристаллического строения являются причиной того, что проч-
ность реальных металлов и сплавов значительно меньше теоре-
тической прочности, обусловленной взаимодействием электронов
с ионами в кристаллической решетке.
В современной физике металлов уделяется большое внимание
теории дислокаций, поскольку дефекты кристаллической решетки,
7

оказывая существенное влияние на характеристику электронной
структуры, определяют физико-механические свойства материа-
лов. В частности, отмеченные элементарные нарушения периоди-
ческой структуры облегчают протекание пластической деформа-
ции, играющей большую роль в процессе резания металлов.
3.	МЕХАНИЗМ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ
Деформацией называется процесс изменения формы тела под
действием внешних сил или каких-либо физико-химических
явлений (теплоты, электромагнитного поля, диффузии и др.).
Деформация может быть упругой, исчезающей после прекращения
действия силы, и пластической — остаточной, сохраняющейся
и после снятия нагрузки. Пластическая
Рис. 3. Схема двойнико-
вания
деформация заключается в сдвигах и
перемещенихя групп атомов относительно
друг друга. При этом происходит сколь-
жение, т. е. параллельное перемещение
частей кристалла вдоль одной или не-
скольких кристаллографических плоскос-
тей на дистанции, превосходящие по вели-
чине расстояние между атомами (пара-
метры кристаллической решетки 1—6 А)
в 1000 раз.
Скольжение в зернах часто осущест-
вляется вдоль очень большого числа
плоскостей, что заметно на полирован-
ной поверхности обрабатываемого металла
по многочисленным параллельным поло-
сам, расположенным в направлении
максимальных сдвигающих напряжений.
Так, скольжение происходит у стали,
меди, золота. У других металлов (цинк,
олово, свинец) при достижении предела текучести начинается не
скольжение в зернах, а перемещение зерен относительно друг
друга. У алюминия происходит и скольжение в зернах, и пере-
мещение самих зерен, что заметно отличает процесс деформации.
При пластической деформации происходит и так называемое
двойникование, заключающееся в сдвиге частей кристалла сим-
метрично относительно некоторой плоскости (рис. 3). Этот процесс
часто наблюдается в аустенитных сталях, а также у некоторых
цветных металлов и сплавов. При большой степени деформации
он сопровождается искривлением кристаллографических плоско-
стей и изменением межатомных расстояний.
Наряду с отмеченными явлениями при пластической деформа-
ции изменяется положение атомов также вследствие их теплового
движения. Тепловые колебания атомов при высокой температуре
играют значительную роль в пластической деформации металлов,
8

так как в этом случае у металла увеличивается способность к обра-
зованию плоскостей скольжения при незначительных касатель-
ных напряжениях.
Помимо температуры, пластичность металлов и сплавов зави-
сит от характера напряженного состояния, как это показано
на рис. 4. Чем ближе оно к состоянию объемного (гидростати-
ческого) сжатия, тем больше приодинаковыхтемпературныхиско-
ростных условиях пластичность металлов. С. И. Губкин объяс-
няет это явление тем, что объемное сжатие затрудняет межкри-
сталлитную деформацию, значительное проявление которой спо-
собствует разрушению. Следовательно, пластичность металла воз-
растает с уменьшением роли растягивающих напряжений. При
резании металлов в зоне пластической деформации элементарные
объемы металла подвергаются гидростатическому сжатию с нало-
жением напряжений сдвига.
7 ПЗС 2ПЬС ЗПЗС 4Л2С 5П1С 6П2С 7ПЗС 8П4С 9П5С
Рис. 4. Схема влияния главных напряжений на пластичность П и
сопротивление деформации С
Легкость, с которой осуществляется деформация металла,
сильно зависит от того, насколько направление действующих сил
совпадает с направлением плоскости возможного сдвига. Дефор-
мация облегчается, когда срезающая сила параллельна плоскости
сдвига. В гранецентрированной кубической решетке сдвиг про-
исходит в плоскости, перпендикулярной пространственной диаго-
нали куба. Плоскости подобного рода можно провести в четырех
разных направлениях и, следовательно, деформация осуще-
ствляется сравнительно легко, так как всегда какая-либо из
плоскостей кристалла окажется близко расположенной к направ-
лению действия сил. Труднее деформируются металлы с гекса-
гональной решеткой, так как здесь сдвиг может происходить
в единственной плоскости основания призмы.
Пластичность металла зависит от степени равномерности его
структуры. В нем могут быть - концентраторы и антиконцентра-
торы напряжений как микроскопического, так и макроскопиче-
ского характера. Микроскопические включения, прочность кото-
рых меньше прочности окружающего фона, например графито-
вые включения в феррите, будут концентраторами напряжений
и потому очагами первых линий сдвигов. Концентраторы напря-
жении ослабляют металл и, следовательно, графитовые или
какие-либо неметаллические включения должны ослаблять фер-
рит. В случае резания последнее обстоятельство способствует
дроблению стружки, как это, например, имеет место при обра-
9

ботке стали с повышенным содержанием серы, фосфора (авто-
матные стали) или чугуна; при этом трещины в стружке распро-
страняются от одного неметаллического включения к другому. На-
оборот, включения, которые более прочны по сравнению с матри-
цей, являются антиконцентраторами, так как увеличивают проч-
ность металла. К ним относятся, например, зерна цементита в фер-
рите, твердые межкристаллитные, интерметаллидные включения,
прочность которых выше прочности окружающего фона..
4.	ЯВЛЕНИЯ НАКЛЕПА
Как было указано, наблюдаются два вида пластической дефор-
мации; чаще имеет место деформация, обусловленная скольже-
нием. Она не является однородной; значительное смещение при
сдвиге происходит вдоль нескольких далеко отстоящих одна от
другой плоскостей скольжения, в то время как промежуточные
объемы почти не подвергаются деформации. При этом скольжение
начинается лишь тогда, когда напряжение сдвига в соответствую-
щем направлении достигнет определенной критической величины.
При двойниковании, наоборот, незначительные смещения (ме-
нее чем на постоянную решетки) испытывает каждая из многих
соседних кристаллографических плоскостей. По завершении про-
цесса деформации деформированная часть Кристалла оказывается
зеркальным отражением недеформированной части, что и было
причиной введения термина двойникование [40]. Оба
вида пластической деформации связаны с перемещением в кри-
сталлической решетке особого типа несовершенства структуры,
известного под названием дислокации. Ими обусловлены низкие
экспериментальные скалывающие напряжения сравнительно с рас-
считанными теоретически.
Дислокации
На рис. 5, а показана краевая дислокация. Схематически
изображен простой кубический кристалл, в котором верхний
атомный слой в левой части плоскости скольжения сдвинулся па
одно межатомное расстояние; в правой части плоскости сколь-
жения этого не произошло. Граница между этими двумя частями
называется дислокацией.
На рис. 5, б, в наглядно показано различие между предпола-
гаемым сплошным сквозным и действительным сдвигами при
наличии дислокаций.
Таким образом, дислокация представляет собой линейный
дефект кристаллической структуры, положение которого отме-
чается «лишней» вертикальной атомной плоскостью в верхней
половине кристалла (рис. 6). Вблизи дислокации искажение
структуры наибольшее. Простая краевая дислокация неогра-
10

Рис. 5. Краевая дислокация в плоскости скольжения ABCD(a),
предполагаемый сплошной сквозной сдвиг (б), действительный
пластический сдвиг при наличии дислокации (в).
В области ABEF атомы смещены более чем на половину постоянной
решетки; в области FECD атомы смещены менее чем на половину по-
стоянной решетки; EF — линия дислокации; A'F' — направление
скольжения
Рис. 6. Структура краевой дислокации.
Лишняя атомная плоскость совпадает с
верхней половиной оси у. В верхней поло-
вине кристалла Р имеет место сжатие, в
нижней половине Q — растяжение
Рис. 7. Движение дислокации в процессе сдвига; верхняя поверхность
образца смещается вправо
11

ниченно простирается в плоскости скольжения в направлении,
нормальном траектории скольжения.
Механизм перемещения дислокации и сопутствующее скольже-
ние схематически иллюстрируются на рис. 7. Когда атомы,
расположенные по одну сторону от плоскости скольжения, пере-
мещаются относительно атомов на другой стороне, то часть ато-
мов в плоскости скольжения будет отталкиваться своими соседями
по ту сторону плоскости скольжения, а часть притягиваться.
В первом приближении эти силы взаимно компенсируются и по-
этому внешняя сила, необходимая для перемещения дислокации,
будет очень малой. Таким образом, наличие дислокаций делает
кристалл очень пластичным. Перемещение через кристаллы крае-
вой дислокации можно уподобить перемещению складки по ковру;
складка перемещается легче, чем весь
ковер одновременно. Но при переме-
щении складки имеет место и некото-
рый сдвиг ковра в целом [40].
Другой простой тип дислокации —
I	J винтовая дислокация; она
J	/ схематически изображена на рис. 8.
/ Граница между смещенной и несме-
k	щенной частями кристалла распола-
Рис. 8. Схематическое изоб- гается параллельно направлению сколь-
ражение винтовой дислока- жения, а не перпендикулярно к нему,
ции	как при краевой дислокации. Винто-
вую дислокацию можно представить как
сдвиги частей кристалла по обе стороны разреза навстречу друг
другу на одно межатомное расстояние параллельно краю разреза.
Произвольную дислокацию можно считать состоящей из отрез-
ков, имеющих краевую и винтовую компоненты. Следовательно,
скольжение тончайших слоев металла при пластической дефор-
мации происходит не вдоль всей кристаллической плоскости,
а заключается в ряде последовательных смещений отдельных
участков решетки, облегчаемых наличием изъянов в строении,
т. е. смещением атомов и свободными местами (дислокационная
теория деформации).
При каждом смещении (сдвиге) искажаются кристаллогра-
фические плоскости решетки и образуется большое количество
обломков, способствующих восстановлению сцепления и тем
самым прекращению сдвига на соответствующем участке. Даль-
нейшее повышение нагрузки вызывает скольжение в следующей
плоскости и как следствие — такое же упрочнение и т. д. В ре-
зультате возрастает сопротивление деформации со стороны ме-
талла^ т. е. уменьшается способность его к дальнейшей пласти-
ческой деформации. Это явление называется упрочнением или
наклепом. Подобный наклеп вызывается лишь холодной дефор-
мацией; при высокой температуре (выше температуры рекристал-
лизации) он невозможен.
12

Вследствие механического или физического воздействия на
твердое тело атомы его отклоняются от мест устойчивого равно-
весия, что вызывает в теле напряженное состояние, заключаю-
щееся в стремлении атомов вернуться в их исходное положение.
Под влиянием этих внутренних сил появляются остаточные напря-
жения; их характер зависит от расстояния между атомами. С уве-
личением последнего выше нормального возникают напряжения
растяжения и, наоборот, напряжения сжатия с уменьшением
этого расстояния. Нагрев обрабатываемой детали по понятным
причинам вызывает напряжения растяжения.
Склонность материала к упрочнению тем больше, чем меньше
отношение предела текучести к временному сопротивлению.
В процессе резания остаточные напряжения могут достичь боль-
ших значений: например, при обработке низколегированной
стали о = 49 кгс/мм2, высокопрочной о = 126 кгс/мм2, жаропроч-
ной о = 140 кгс/мм2.
Величина, а также характер поверхностных напряжений обра-
ботанных деталей зависит от многих факторов: рода обрабатывае-
мого материала, размера поперечного сечения среза, скорости
резания, геометрии режущего инструмента (особенно переднего
угла у), степени его затупления, смазочно-охлаждающих средств
(СОС) и др. Например, глубина наклепа уменьшается с увеличе-
нием скорости резания. Так, рентгенографически было установ-
лено, что с увеличением скорости резания с 7 до 240 м/мин степень
наклепа сократилась в три раза, а глубина наклепа уменьши-
лась с 0,34 до 0,19 мм с увеличением скорости резания от 13 до
435 м/мин. Это положение надо считать вполне закономерным,
так как с увеличением скорости резания уменьшается длитель-
ность пластического деформирования и соответственно снижается
наклеп. Опыты Б. И. Кравченко [43] показали, что при измене-
нии переднего угла у = +10° на у = (—10°) остаточные осевые
напряжения в поверхностном слое из растягивающих (а =
= +70 кгс/мм2) трансформировались в сжимающие о =
= —100 кгс/мм2.
Отмечается повышенное влияние на наклеп скорости резания
на высоком уровне и особенно при работе многолезвийного ин-
струмента, например фрезы, когда помимо динамического воздей-
ствия имеет место многократное перекрытие последовательных
зон деформации. Здесь наблюдались поверхностные напряжения
сжатия, уменьшавшиеся с увеличением подачи [120]. Отмечаются
значительные технические трудности при изучении свойств мате-
риалов в случае весьма больших скоростей деформирования,
имеющих место при современных форсированных режимах реза-
ния с повышенной температурой. В этом случае на поверхностях
контакта режущего инструмента со стружкой и поверхностью
резания происходит термически активируемое адгезионное взаи-
модействие (схватывание), сопровождаемое усиленным трением.
В зависимости от обрабатываемого материала оно начинается тем
13

скорее, чем ниже температура плавления материала Тил (примерно
при 0,3—0,7 Тпл). В результате усложняется напряженное состоя-
ние поверхности обрабатываемой детали, появляются признаки
разрушения — трещины, что представляет собой очень важную
физическую проблему.
В общем случае при резании металлов формирование поверх-
ностных остаточных напряжений связано:
1)	с пластическими деформациями в поверхностном * слое
изделия и объясняют это рассеиванием накапливаемой при
деформировании упругой потенциальной энергии;
2)	с действием температуры — температурным полиморфизмом
(способностью тел встречаться в различных кристаллических
формах);
3)	со структурными изменениями (с фазовыми превращениями),
сопровождаемыми изменчивостью физико-механических свойств.
Под влиянием температуры возникают растягивающие поверх-
ностные напряжения. В большинстве случаев наведение остаточ-
ных напряжений вызвано действием силового поля и можно пола-
гать, что характер остаточного напряженного состояния в поверх-
ностном слое изделий, обработанных резанием, связан с направ-
лением сил резания.
В зависимости от интенсивности и знака поверхностных напря-
жений обработанной детали изменяется ее прочность; она умень-
шается (особенно при циклической нагрузке)'при наличии растя-
гивающих напряжений. В практике известны примеры, когда
грубо обработанные детали покрывались крупными трещинами,
а затем разрушались. И, наоборот, при напряжениях сжатия
и гладком уплотненном поверхностном слое, хотя и увеличивается
хрупкость, но повышается циклическая прочность детали. По-
этому нередко прибегают к искусственному наклепу, уплот-
няющему поверхность изделия с помощью обкатки, обдувки
дробью и пр.
В последнее время предлагается новый метод получения
напряжений сжатия на поверхности детали прогревом поверхност-
ного слоя до температур, при которых возникают термопласти-
ческие деформации; в то же время поверхностный и более глубо-
кие слои удерживаются при сравнительно невысоких температу-
рах. Это можно получить при одновременном нагреве поверх-
ности детали токами высокой частоты и интенсивном охлаждении
жидкой или газообразной средами. Тогда на поверхности форми-
руются напряжения сжатия, проникающие вглубь на 200 мкм и
более. Равновесные растягивающие напряжения в более глубоких
слоях по своей величине значительно ниже и их область залега-
ния зависит от частоты тока. Изменяя частоту тока и интенсив-
ность охлаждения, можно менять эпюру остаточных напряжений
в широких пределах.
Для улучшения качества поверхности путем уменьшения
остаточных напряжений рекомендуется и такой прием: при чи-
14

стовой обработке после грубой изменяется направление скорости
резания и подачи на обратные. Ориентированные при обдирке
зерна возвращаются в исходное положение; обильное охлажде-
ние устраняет температурные напряжения.
Надо отметить еще одно важное обстоятельство. При обра-
ботке металлов параллельно происходят их упрочнение и «отдых»
(разупрочнение в зоне резания). С увеличением скорости резания
повышается предел текучести и металл приближается к абсолютно
упругому состоянию (атермический процесс). Но при этом повы-
шается температура резания и возрастает скорость отдыха (тер-
мический процесс). При некоторых условиях, например при тем-
пературе рекристаллизации (она приблизительно равна 0,4 темпе-
ратуры плавления металла) и выше, скорость отдыха настолько
велика, что упрочнение, получающееся вследствие пластической
деформации, может значительно снизиться и даже полностью
исчезнуть. Но при весьма больших скоростях деформации процесс
упрочнения может происходить быстрее процесса рекристал-
лизации, благодаря чему сопротивление деформации увеличи-
вается.
Естественно, что при интенсивном охлаждении значительно
усиливаются остаточные напряжения, поскольку при этом устра-
няется «отдых». Знак остаточных напряжений будет зависеть
от характера силового поля.
Металлы, кристаллы которых имеют сравнительно много пло-
скостей скольжения и потому обладают очень большой пластич-
ностью (свинец, медь), не удавалось перевести в хрупкое состоя-
ние даже при весьма высоких скоростях деформации. Например,
свинцовая пуля при ударе о’броню со скоростью v = 800 м/с
не дробится как хрупкое тело, а расплющивается, сохраняя
пластичность. Можно полагать, что для перевода в хрупкое состоя-
ние подобных металлов требуется еще более высокая скорость
деформирования.
Т. Карман утверждает [135], что каждый материал имеет
свою критическую скорость пластической деформации, при
которой материал разрушается мгновенно при приложении им-
пульсной нагрузки, в несколько раз большей сравнительно
со статической разрушающей. Это согласуется с расчетами
акад. Я. Б. Зельдовича, показывающими, что при скорости
удара 10—20 Км/с неизбежен взрыв соударяющихся тел и их
испарение [34].
Здесь в элементарной форме даны самые общие представления
о процессе разрушения металла в связи стемпературой и скоростью
пластической деформации, имеющие большое теоретическое и при-
кладное значение в области металлорезания и особенно при ско-
ростной обработке. Однако механизм разрушения очень сложен;
он связан с комплексом явлений деформационного упрочнения,
с эволюцией дислокационной структуры, изменением микрострук-
туры, включая и физические характеристики (электронное
15

строение, энергия дефекта упаковки, уровень и направленность
межатомных связей и др.), изменяющиеся в процессе пластичес-
кой деформации металлов разного химического состава при
различных условиях. Все это важно для понимания процессов
хрупкого разрушения, играющих большую роль при пласти-
ческой деформации и резании металлов.
5.	О ЯВЛЕНИЯХ РАЗРУШЕНИЯ
Проблема разрушения, широко изучаемая наукой в настоя-
щее время, охватывает сложный комплекс физических явлений,
определяющих прочность изучаемого объекта. Основное явление,
характеризующее природу разрушения, — образование и разви-
тие трещин, имеющих большое значение в металлообработке
в отношении производительности и качества процесса резания.
Появление микротрещин связывается с механизмами развития
дислокаций, заторможенного сдвига, вскрытия или пересечения
полос скольжения, взаимодействия двойников, структурными
изменениями под влиянием силового и температурного полей
в процессе пластической деформации и пр.
Нельзя согласиться с утверждением возможности разрушения
лишь после завершения пластической деформации при полном
использовании ресурса пластичности. Основным оказывается
механизм образования микротрещин в карбидных частицах,
действующих в ферритной матрице как мощный концентратор
напряжений, способный создавать зародыши разрушения уже
при 1% деформации. Более 90% общего числа микротрещин
связано с этим явлением [85].
Представление о микротрещине как источнике последующего
разрушения было развито советским ученым П. А. Ребиндером,
показавшим клиновидную форму трещины с устьем, сходящим
до межатомного расстояния. Такое представление помогает объяс-
нить ряд интересных явлений, происходящих в процессе резания
металлов. Например, при резании в условиях большой локальной
жесткости (при протягивании) удавалось снимать тончайший
слой металла режущей кромкой, радиус закругления которой р
многократно превосходил по величине толщину срезая. Очевидно,
пластически выдавливаемый металл, заполняя опережающую тре-
щину, образует острый клиновидный нарост, кромка кото-
рого снимает тончайший слой металла. Работа этой кромки облег-
чалась, поскольку скорость распространения трещины намного
превосходила скорость резания (движения зуба протяжки).
Скорость зарождения и развития микротрещин в пластически
деформируемом металле представляет самостоятельный интерес
с теоретической и технологической точек зрения. В окрестности
фронта трещины образуется малая область предразрушсния,
окруженная пластической зоной, величина которой определяет
собой характер разрушения (хрупкий, вязкий) и затрачиваемую
16

энергию. Последняя в основном диссипируется в пластической
зоне и лишь малая часть ее расходуется на разрыв межатомных
связей. Этим можно объяснить, что процесс распространения
трещины — прерывистый. Ее рост предваряется временной
задержкой, после которой следует разгон макротрещины с очень
высокой скоростью (до 3000 м/с). Так, в закаленных металлах
и хрупких материалах задержка доходит до 70 мкс. Это время
связано с формированием поля напряжений в окрестностях заро-
дившейся трещины и зависит от размеров образцов, скорости
упругих волн в материалах, роста приложенных напряжений,
.температуры и др.
Степень нарастания скорости распространения трещины опре-
деляется видом напряженного состояния; она мала для вязких
и высока для хрупких материалов. В закаленных сталях трещина
стартует сразу с высокой скоростью; время разгона—порядка
микросекунд. Вероятно это вызвано тем, что закаленная сталь
с мартенситной структурой пронизана большим количеством
микротрещин эндогенного характера как в самом мартенсите,
так и на границах его раздела с другими фазами. Этим можно
объяснить парадоксально повышенную стойкость хрупкого инстру-
мента с увеличением твердости обрабатываемой закаленной
стали [177].
Ряд исследователей рекомендуют наибольшую скорость тре-
щины рассчитывать в зависимости от модуля Юнга Е и плотности р
по формуле
Vn.ax = C У~,	(О
где С — постоянная, изменяющаяся в небольших пределах
(С^ 0,4-н0,6).
Практически наибольшая скорость развития трещины опре-
деляется не только модулем упругости и плотностью, но и прило-
женной нагрузкой, режимом нагружения и температурой. Во
всяком случае она является частью скорости продольных и попе-
речных волн, а следовательно, предельные значения скоростей
могут быть достигнуты в любом вязком материале. В табл. 1
показаны предельные зарегистрированные скорости трещин по
данным различных исследователей.
Как видно из таблицы, показатели роста трещин в хрупком
стекле и пластичной стали имеют близкие значения. Этому не
приходится удивляться, поскольку предельные скорости разруше-
ния определяются упругими параметрами [уравнение (1)]. Пла-
стическая деформация вызывает дислокационные эффекты, способ-
ные создать микротрещины, но она не служит их развитию. При
определенных условиях катастрофический рост трещины проис-
ходит вследствие прямого разрыва связей в устье трещины,
где напряжения по величине близки к теоретической прочности.
17

Таблица 1
Предельные зарегистрированные скорости трещин [87]
Материал	Скорость трещин в м/с	Скорость звука в м/с	Отношение скоростей
Стекло	1500—4000	5180—5450	0,27—0,72
Кремнистая резина	3,3—3,7	20,4	0,16—0,38
	7,9—16,1	54,9	0,18—0,35
Плексиглас	100,6	488	0,21
Органическое стекло	400	2 300	0,18
	1640	—	—
Целлулоид [(—5)4-(—10° С)]	600	1 200	0,5
Монокристаллы алмаза	5900—7200	12 000	0,37
	4400	12 000	0,37
	2000	12 000	0,17
Сталь	1800	5 030	0,36
	1500	3 030	0,39
	1000—1500	5 850	0,17—0,21
Закаленная сталь	2300	5 850	0,39
	4000—5000 '	5 580	0,71—0,9
Физики-исследователи считают, что стремительное движение
трещин питается упругой энергией среды и может возрасти до
максимального потока в 290(?—3000 м/с при импульсном режиме.
Подобный режим создается при резании металлов, где перед
кромкой режущего инструмента возникает концентрация дисло-
каций и в результате развивается опережающая трещина, быстро
возрастающая под влиянием распирающих сил. Эффект значи-
тельно усиливается при оптимальной геометрии режущего клина
и большой скорости его движения. И наоборот, под влиянием
поперечной сжимающей нагрузки, действующей на пути движения
трещины, развитие последней может приостановиться. Аналогич-
ные результаты получаются и при релаксации напряжений непо-
средственно в процессе деформации, т. е. рассеяния концентрации
напряжений у фронта трещины.
В связи с указанным возникает вопрос о закономерности
терминов вязкое и хрупкое разрушение. По-видимому, подобная
альтернативная постановка уместна лишь в теоретическом плане.
Практически трудно определить совокупность признаков, одноз-
начно определяющих вязкий или хрупкий характер разрушения и,
следовательно, невозможно наметить жесткую границу между
двумя процессами. Фактор хрупкости — трещина не является
изолированной системой. Ее автокаталитический стремительный
18

рост определяется запасом упругой энергии объекта и нагружаю-
щего устройства, а также скоростью подвода этой энергии к тре-
щине. Все это с лихвой может перекрыть затраты на пластиче-
скую деформацию при зарождении трещины и тогда разрушение
может быть охарактеризовано как сугубо хрупкое.
В более редких случаях, когда разрушение объекта происхо-
дит после сильной пластической деформации в результате исчер-
пания ресурсов пластичности, это разрушение можно условно
считать вязким. Поэтому надо полагать, что в системах с малым
запасом упругой энергии разрушение приближается к вязкому и,
наоборот/ — к хрупкому. Следовательно, термин хрупкость
металлов имеет более технологический, чем физический
смысл.
Многочисленные исследования [87 ] показывают, что микро-
трещины могут возникать на самых ранних стадиях пластической
деформации, особенно в поликристаллических материалах, где
возможны узколокальные силовые и температурные перегрузки,
а также соответствующие градиенты. С этим, в частности, необ-
ходимо считаться при проектировании режущего инструмента,
когда возникают сложные проблемы, связанные с сосуществова-
нием двух процессов — образования микротрещин и их развития.
Необходимо при этом учитывать также устойчивость системы с боль-
шим количеством трещин, когда рост отдельных трещин проис-
ходит за счет объединения многих других. Атомный масштаб
микротрещин значительно затрудняет и даже исключает прило-
жение обычной теории упругости. Эту область изучения считают,
одной из основных проблем современной физики прочности,
охватывающей ряд теоретических и прикладных наук и, в част-
ности, науку о резании, где процесс разрушения играет большую
роль.
До настоящего времени не уделялось должного внимания
весьма важным явлениям разрушения, сопровождающим процесс
резания и характеризующимся образованием трещин, в частно-
сти опережающих трещин, значительно влияющих на нагрузку,
стойкость инструмента и качество обработанной поверхности.
Некоторые исследователи отрицают существование опережающих
трещин, поскольку визуально они часто не. наблюдаются. Послед-
нее можно объяснить тем, что при мгновенном прерывании
процесса резания методом падающих резцов могло произойти «зале-
чивание» трещин упругим последействием на поверхностях реза-
ния, учитывая существующие напряжения сжатия в зоне реза-
ния. Правда, специальным подсвечиванием находят эти трещины
там, где обычные визуальные методы их не обнаруживали [183].
Основным законом роста хрупкой трещины является так
называемый закон нормальных напряжений, согласно которому
пробегающая трещина направляется перпендикулярно к действую-
щему в ее вершине результирующему, максимальному растягиваю-
щему напряжению. При переменных в пространстве и времени
19

упругих напряжениях трещины меняют свое направление, ото-
бражая таким образом на поверхности разрыва протекающие
в теле упругие процессы (фактография).
При высоких скоростях распространения трещин это отобра-
жение обладает высокой разрешающей способностью, т. е. позво-
ляет изучать быстро изменяющиеся процессы (прохождение крат-
ковременных импульсов или ультразвуковых колебаний), и на-
оборот, если известны * упругие волны, отклоняющие трещины,
оставляя след на поверхности разрыва (модулирование этой
поверхности).
В процессе резания в результате элементного характера
стружкообразования, скачкообразного изменения силы трения
и других условий имеют место импульсы упругопластического
характера. В зависимости от продолжительности импульса,
а при наличии колебаний от длины или периода волны, коэффи-
циента концентрации напряжений в устье трещины, силы удара
поверхность разрыва располагается под различными углами
к направлению удара. При очень сильном ударе поверхность
разрыва образует прямой угол с направлением удара.
Высказанные здесь соображения помогут физически объяс-
нить'ряд еще непонятных технологических явлений и тем способ-
ствовать повышению производительности и качества процесса
резания.
6.	НЕКОТОРЫЕ СВЕДЕНИЯ О ТРЕНИИ И ИЗНОСЕ
При работе режущего инструмента происходит значительное
трение между стружкой и обрабатываемым материалом, с одной
стороны, и инструментом—с другой. Трение оказывает огромное
влияние на ъесь процесс резания, так как оно в значительной
мере определяет деформацию снимаемого слоя и, следовательно,
нагрузку на инструмент, его стойкость и качество обработанной
поверхности.
Естественно ожидать, что интенсивность износа резца в про-
цессе резания должна быть тем выше, чем больше сила
трения.
Считают, что при сухом трении износ увеличивается пропор-
ционально квадрату коэффициента трения, однако известны
случаи, когда при сухом трении величина износа увеличивалась
в 100 000 раз при возрастании коэффициента трения лишь от
0,18 до 0,8. Вместе с тем наблюдались иногда и обратные
явления, когда при малом коэффициенте трения (у металлов с гек-
сагональной кристаллической решеткой) происходил значитель-
ный износ в результате взаимодействия материалов трущейся
пары с внешней средой.
Трение представляет собой чрезвычайно сложное явление,
определяемое совокупностью разнообразных механических и фи-
зико-химических процессов. Эти процессы могут протекать раз-
20

личным образом в зависимости от рода трущихся пар, окружающей
среды, температуры и многих других параметров.
Законы трения при резании еще более усложняются, поскольку
контактные процессы протекают при изменяющихся в большом
диапазоне нагрузках, скоростях, пластических деформациях и
других явлениях кинематического и динамического порядка.
Это способствует тому, что
поверхностное скольжение соп-
ровождается внутренним плас-
тическим течением и, следова-
тельно, при резании возможно
большое сопротивление движе-
нию стружки и поверхности
резания по инструменту, т. е.
очень высокие коэффициенты
внешнего трения.
В свете современного уче-
ния о трении и смазке значи-
тельный интерес представляют
классификация основных видов
внешнего трения и схема изме-
нения коэффициентов трения,
предложенные А. С. Ахматовым
[6 ]; они показаны на рис. 9.
Можно предполагать, что
при малых скоростях резания
всухую без смазочно-охлаждаю-
Рис. 9. Схема изменения коэффициента
трения ц и при различных режимах
трения:
щей среды трение стружки о
переднюю грань, трение поверх-
ности резания и обработанной
поверхности о задние грани
инструмента подчиняются за-
конам внешнего (кинетического)
трения. Однако при наличии
смазочной прослойки между
стружкой, инструментом и об-
рабатываемой деталью или при
I — трение ювенильных поверхностей;
// — трение окисленных физико-химичес-
ки чистых поверхностей; III — область
рубежного режима граничного трения;
IV — граничное трение; V — область ру-
бежного режима гидродинамического тре-
ния; VI — гидродинамическое трение.
В нижней части рисунка приведены схемы
строения граничных слоев
больших скоростях резания, когда между стружкой и перед-
ней гранью инструмента образуется тончайшая прослойка рас-
плавленного металла, закономерности трения значительно услож-
няются. Считают, что при толщине жидкостной прослойки не
менее 0,1 мкм получается жидкостное трение, подчиняющееся
закону Ньютона: сила трения пропорциональна градиенту ско-
рости F = T]Sg“, где F — сила трения; g— градиент скорости
жидкости в зазоре между пластинками; S — площадь участка
трения; т] — коэффициент пропорциональности, зависящий от
природы жидкой среды и температуры (коэффициент внутреннего
трения или вязкости среды).
21

При более тонкой смазочной прослойке имеет место граничное
трение, или граничная смазка. И, наконец, при отсутствии смазки
или при так называемой адсорбированной смазке (толщиной
в несколько молекул), приставшей к трущимся поверхностям
в силу молекулярного сцепления, трение подчиняется закономер-
ностям внешнего трения.
Сопротивление движению одного тела по другому в прошлом
объясняли наличием выступов — неровностей на поверхности
тела. При движении неровности зацепляются друг за друга и под-
вергаются упругим или пластическим деформациям. В этом случае
полагали, что сила трения равна произведению прочности (на
сдвиг) более слабого металла трущейся пары на величину площади,
на которой происходит сдвиг [30].
Трение гладких поверхностей объясняют схватыванием (адге-
зией) поверхностей, вызванным молекулярным притяжением частиц
тела, когда требуется применять значительную силу, чтобы разъ-
единить сцепленные подобным образом поверхности.
При наличии упругого и пластического контакта трущейся
пары, учитывая фрикционные свойства поверхностей, И. В. Кра-
гельский выражает коэффициент трения следующей формулой [47 ]:
/ =	+ Р +	(2)
где т0 — прочность на срез адгезионного соединения при отсут-
ствии нормального давления; Рг — фактическое давление на кон-
такте; Р — коэффициент, характеризующий повышение прочности
на срез при увеличении нормального давления; k — коэффициент,
зависящий от микрошероховатости поверхности и вида контакта
(упругого или пластического); R — радиус кривизны неровно-
стей; h—величина внедрения; а—коэффициент гистерезисных
потерь (~1 при пластическом контакте).
Первые два члена формулы (2) характеризуют адгезионную
составляющую коэффициента трения, последний — деформацион-
ную составляющую при пластическом контакте.
Общую гипотезу о механизме трения развивает Б. В. Деря-
гин [26]. Он считает, что оба фактора — сравнительно грубая
шероховатость и адгезионные силы молекулярного притяжения
способны вызвать только дополнительное увеличение силы тре-
ния, которое нарушает известный закон Амонтона о пропорцио-
нальности силы трения F нормальной нагрузке. Б. В. Дерягин
утверждает, что внешнее трение, подобно внутреннему — явление
молекулярное, вытекающее из дискретной атомно-молекулярной
структуры материи, т. е. трение в основном вызвано молекуляр-
ной шероховатостью, присущей всякой поверхности вследствие
атомного строения тел.
Из этого следует ряд полезных заключений. Например, в зоне
умеренных температур, когда тело еще не размягчается и, следо-
вательно, размах тепловых колебаний атомов меньше межатом-
22

них расстояний, коэффициент трения мало или совсем не будет
зависеть от температуры (если с температурой не меняются при-
рода и состояние трущихся поверхностей, например не происхо-
дит размягчения их или образования окисных пленок).
Таким образом, истинный коэффициент трения зависит от
молекулярной шероховатости, а также от сил атомно-молекуляр-
ного взаимодействия поверхностей трения. Отсюда понятно, по-
чему и для полированных поверхностей коэффициент трения сохра-
няет высокое значение. Учитывая силы атомно-молекулярного
взаимодействия, закон Амонтона выражают в обобщенном виде:
F =	+ AU	(3)
где Af0—равнодействующая сил молекулярного притяжения
между трущимися телами; р — коэффициент трения.
Согласно последней формуле, расчетный коэффициент тре-
ния р', равный
Р = -дг = И '““лг)’	^а)
не будет величиной постоянной; он увеличивается, как показывает
опыт, с уменьшением нормальной силы. Необходимо учесть, что
с изменением нормальной нагрузки будет изменяться площадь
действительного контакта и, следовательно, сила трения может
значительно отклоняться от некоторого среднего значения. Учиты-
вая, что равнодействующая сил молекулярного притяжения Af0
равна площади истинного контакта между трущимися поверхно-
стями So, помноженной на р0 — силу молекулярного притяжения,
действующую на единицу площади действительного контакта,
обобщенный закон трения выражается формулой
F = Р (N + SoPo).
Отмечаемое этим уравнением равноправное участие в формиро-
вании силы трения истинной площади трения и нормального
давления оспаривается некоторыми исследователями [30], но
все же сказанное о природе сил трения находится в согласии
с закономерностями трения, связанными с физико-механическими
свойствами трущихся пар и состоянием их поверхности, наблюдае-
мыми на практике. Например, с увеличением твердости трущихся
металлов уменьшается коэффициент трения. Чем чище поверхность
и пластичнее металл, тем больше площадь соприкосновения тру-
щихся поверхностей и тем интенсивнее должны проявляться
силы молекулярного сцепления — схватывания.
По данным автора, при исследовании коэффициента^трения
различных инструментальных материалов о сталь и чугун было
замечено, что более твердые и плотные режущие пластины имеют
пониженные коэффициенты трения. Исследование и опыт пока-
зывают, что коэффициент трения является не только показателем
фрикционных свойств исследуемых материалов, но еще в большей
23

степени выражением физико-механических свойств трущихся
металлов и, следовательно, их структурного состояния.
Строение кристаллической решетки оказывает решающее влия-
ние на фрикционные свойства и молекулярное схватывание (адге-
зию) моно- и полукристаллических металлов. Считают, например,
что металлы с гексагональной решеткой имеют низкие коэффициенты
трения и адгезию сравнительно с металлами с кубической гране-
и объемно-центрированной решеткой, так как гексагональные
металлы обладают наименьшим количеством систем скольжения.
Правда, антифрикционные свойства их высокоанизотропны: наи-
меньшие коэффициенты трения наблюдаются при скольжении
вдоль базисных плоскостей с наиболее плотной упаковкой ато-
мов [125]. И, наоборот, значительные поверхности контакта,
а тем самым и адгезия (схватывание) более значительна у метал-
лов с кубической гранецентрированной решеткой вследствие
наличия у них многих систем скольжения [124 ]. К этому надо
добавить, что адгезия уменьшается у трущейся пары с различными
кристаллическими решетками. Эффект взаимного притяжения
контактирующих поверхностей (поверхностная энергия), усиливаю-
щий их сцепление, и тем самым коэффициент трения ц тем значи-
тельнее, чем мягче контактирующие материалы. Величина р
и износ сплавов обычно ниже сравнительно с чистыми металлами;
то же наблюдается у двухфазных сплавов, содержащих мягкую
фазу, которая при скольжении действует как смазка. [126].
Износ трущихся поверхностей не всегда однозначно связан
с величиной коэффициента трения; здесь имеют место более слож-
ные закономерности.
Различают износ твердых тел в условиях упругого контакти-
рования неровностей, пластического деформирования поверхност-
ного слоя и микрорезания.
В случае упругого контактирования площадь фактического
касания поверхности трения составляет незначительную часть
номинальной площади контакта. При скольжении площадь фак-
тического контакта постепенно увеличивается, пока не устано-
вится в результате приработки шероховатость поверхностей,
оптимальная для данных условий трения; время приработки
зависит от удельной нагрузки. Используя микрогеометрические
и физико-механические характеристики трущейся пары можно
рассчитать фрикционные процессы при установившемся движе-
нии [25].
При трении твердых тел в условиях пластического контакта
их поверхностные слои находятся в сложном напряженном состоя-
нии и пластически деформируются. Здесь происходит зарождение,
движение и взаимодействие дислокаций, чем и обусловливаются
силы трения [45]. Особенности расположения дислокаций при
действии только нормальных усилий или сочетания нормального
и тангенциального усилий определяют различные по величине
силы статического (покоя) и динамического трения. При этом
24

сказывается и различие полей напряжений вокруг стационарной
и движущейся дислокаций, взаимодействие дислокаций с приме-
сями, а также диффузионные явления в зоне контакта.
Практически в условиях пластического контакта износостой-
кость трущихся материалов связывается не толькц с величиной
коэффициента трения, но и с их прочностными характеристиками
(произведением твердости и относительного удлинения при разрыве
и характером кривой усталости в условиях жесткого нагружения).
При микрорезании, когда имеется непосредственный контакт
острой режущей кромки и поверхности резания, решающим для
стойкости лезвия является соотношение твердостей трущихся
материалов. Утверждают [47], что при переходе от износа прп
упругом контактировании к износу микрорезанием интенсивность
износа может возрасти на несколько порядков. Это объясняет
появление борозд на режущей кромке инструмента.
Необходимо отметить, что процесс резания при некоторых
условиях (например, при торцевом точении) может происходить
с переменной скоростью—с ускорением или с замедлением.
При высоких скоростях скольжения и соответственно высокой
температуре на величину износа могут существенно влиять вели-
чина и знак ускорения. На участках разгона^возможны заметное
увеличение растягивающих напряжений и, наоборот, сжимающие
напряжения на участках замедления. Все это в результате контакт-
ного взаимодействия трущихся поверхностей может отразиться
на их износе. Подобный эффект вероятно будет лишь при очень
больших ускорениях.
7.	ТРЕНИЕ И ИЗНОС В СВЯЗИ
С ФИЗИКО-ХИМИКО-МЕХАНИЧЕСКИМИ
ЯВЛЕНИЯМИ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Иногда напряжения трения на поверхностях контакта режу-
щего инструмента со стружкой и поверхностью резания относят
к категории главных касательных напряжений (или октаэдриче-
ских), действующих на наклонных поверхностях напряженного
тела. На этом основании определяют предельные значения коэф-
фициентов трения при резании металлов (р, = 0,5->-0,577) по соот-
ношениям между главными касательными или октаэдрическими
напряжениями и пределом текучести обрабатываемых материалов
независимо от условий протекания процесса. Это не оправдано
с точки зрения природы явлений, происходящих при резании
металлов [70].
При трении чистых металлических поверхностей большую
роль играет химическое сродство между веществами трущихся
тел. Общеизвестно, что чем больше металлы отличаются по при-
роде, тем лучше они противостоят износу при взаимном относитель-
ном движении. Трение в однородных парах особенно резко воз-
25

растает при отсутствии защитных окисных пленок на трущихся
поверхностях. Так, в условиях высокого вакуума при тщатель-
ной очистке поверхностей Боуден и Хагес получили чрезвычайно
высокие коэффициенты трения: для никеля по никелю ц = 4,6
и меди по меди ц — 4,8.
При осуществлении процесса резания в нейтральной среде
(жидкого воздуха, газообразного водорода) значительно усили-
вается трение и вследствие этого образуются, нарост на резце
и задиры на обработанной поверхности. Например, в среде инерт-
ного газа усилие шлифования возрастало в 20 раз в результате
повышения трения на поверхностях абразивных зерен и связки.
Вместе с тем процесс резания можно облегчить при использовании
органических охлаждающих средств. Металл является катализа-
тором, разлагающим органические среды, чему способствует боль-
шая химическая активность чистых (ювенильных) вновь образуе-
мых поверхностей.
Скорость химических реакций значительно увеличивается при
высоких температурах и давлении и особенно при наличии сильно
деформированной поверхности. В результате реакций из органи-
ческой среды выделяются водород, кислород, азот и другие эле-
менты, поглощаемые металлом в зоне резания. Здесь атомы водо-
рода охрупчивают металл, снижая удельную работу резания,
и тем значительнее, чем пластичнее металл. При насыщении
металла углеродом и азотом повышается местная прочность в зоне
резания и тогда процесс резания не облегчается, а затруд-
няется.
Исключительная способность ювенильных поверхностей к хи-
мическим реакциям в обычных условиях (без нейтральной среды)
даже при комнатной температуре приводит к тому, что на поверх-
ности резания и стружки моментально образуются окисные пленки
(скорость образования моноатомного слоя окислов составляет
сотые и тысячные доли секунды). Толщина невидимых пленок
может быть ничтожно малой, например 10—ЗОА, по данным раз-
личных исследователей, но микротвердость их может достигать
пятикратной величины сравнительно с основным металлом.
В образовании окисных пленок могут принимать участие все
компоненты обрабатываемого сплава, а некоторые из них имеют
по нескольку окисловг как, например, железо, образующее соеди-
нения FeO, Fe3O4, Fe2O3. Исследования показали, что пленки FeO
и Fe3O4 снижают, a Fe2O3 увеличивают трение. Одни металлы
дают рыхлые пористые и даже летучие окисные образования,
другие металлы, наоборот, образуют плотные окислы, что соот-
ветственно отражается на их физико-механических свой-
ствах.
Температура образования окислов различна для разных метал-
лов. Например, упрочненный вольфрам окисляется только при
красном калении и при этом получается неустойчивая пленка.
Титан, наоборот, отличается большим сродством с кислородом
26

и имеет очень прочную окисную пленку, образующуюся только
при температуре от 600° С. Однако при температуре -^1000° С
она легко скалывается и теряет защитные свойства. У алюминия
очень прочная пленка образуется уже при комнатной температуре
и т. д. Наличием на поверхностях трущейся пары прочных защит-
ных пленок, вероятно, можно объяснить известное утверждение
Келя и Зибеля, что в условиях сухого трения при определенной
скорости интенсивность изнашивания уменьшается в 1000 раз
[137]. Если это справедливо, тогда можно понять, почему при
обработке некоторых металлов при определенной скорости реза-
ния (а, следовательно, и температуре) износ режущего инстру-
мента приостанавливается в течение длительного времени, хотя
условия работы при этом не способствуют образованию защитного
нароста.
Однако образование окисных пленок не всегда обеспечивает
снижение силы трения, а тем самым и износа трущихся поверх-
ностей. Износ часто определяется специфическими свойствами
окисных пленок и характером связи их с металлом. Эта связь
получается тем устойчивее, чем.ближе по своему химико-кристал-
лическому состоянию пленка и металл. Пленки подавляют силы
молекулярного взаимодействия трущихся ювенильных поверхно-
стей, заменяя их силами вандерваальсовского взаимодействия, ко-
торые слабее молекулярных в несколько сот раз. Известно, напри-
мер, что двухкарбидные титано-вольфрамовые сплавы обрабаты-
вают сталь успешнее, чем однокарбидные вольфрамовые. Это
объясняют тем, что окись титана имеет ту же кристаллическую
решетку, что и самый карбид титана (TiC) или смесь карбидов
TiC + WC, и потому окисные пленки прочно держатся на резце,
предохраняя его от усиленного износа. Между тем у карбидо-
вольфрамовых сплавов образующаяся окись вольфрама скорее
отпадает, так как она своей триклиннбй кристаллической решеткой
сильно отличается от гексагональной решетки карбидов воль-
фрама [128].
Очевидно, по этой же причине при современном высокоэффек-
тивном методе повышения износостойкости твердосплавных рез-
цов группы ТК на их поверхности, содержащей TiC, осаждаются
тончайшие пленки TiC, что обеспечивает прочную связь.
Исследования [182] показали, что свойства тончайших пленок,
образуемых на контактных поверхностях режущего инструмента
и стружки, зависят от раскисления стали при расплаве. Так,
углеродистые стали, раскисленные кальцием, обрабатывались
лучше, чем кремнистые раскисленные: уменьшались зона контакта
стружки и резца, силы резания и износ инструмента, при этом
толщина пленки зависит от температуры. Следовательно, техноло-
гическая родословная металла также важна для его обрабаты-
ваемости.
Повышенное трение часто вызывается тем, что в результате
перегрузки (так называемого критического давления) нарушается
27

сплошность пленки и происходит молекулярное сцепление отдель-
ных участков трущихся поверхностей. Это происходит также и
вследствие пластической деформации поверхностного слоя, сопро-
вождающейся разрушением пленки, что приводит к резкому уве-
личению коэффициента трения и значительному износу. Замечено,
что критическое давление, при котором резко возрастает трение,
зависит от физико-механических свойств металла; оно будет тем
выше, чем больше предел текучести и температура плавления
трущихся металлов.
Нагрев трущихся поверхностей оказывает значительное влия-
ние на коэффициент трения. По данным С. И. Губкина и его со-
трудников, максимум коэффициента трения наблюдается при
температурах —500 и —800° С и понижение его при 700° С. По-
добная картина наблюдалась автором и при трении твердого сплава
и минералокерамики о сталь при разных скоростях и, следова-
тельно, при разных температурах. К этому надо добавить, что
величина коэффициента трения заметно снижалась с увеличе-
нием плотности материалов трущейся пары. До настоящего вре-
мени нет точного объяснения указанного явления, но можно пред-
положить, что оно связано с образованием окисных пленок,
а также с температурными фазовыми превращениями сплавов
металлов, при которых изменяется физико-механическое состоя-
ние поверхности.
. Иногда в процессе резания в результате' воздействия высоких
контактных температур образуются металлические пленки, влия-
ние которых сильно напоминает влияние смазочных жидкостей.
Металлические пленки значительно снижают трение й уменьшают
износ трущихся поверхностей при условии, что по толщине они
превосходят обычный смазочный слой. При обработке стали ОХМ
минералокерамическим резцом с высокими скоростями резания
автор наблюдал на передней поверхности инструмента мельчай-
шие шарики расплавленного металла, свидетельствующие об обра-
зовании смазочной металлической пленки.
Согласно классификации А. С. Ахматова [6] основные виды
внешнего трения при резании разнообразных металлов и соответ-
ствующие значения коэффициентов трения ц можно расположить
в следующий ряд:
И
I	Трение ювенильных поверхностей	0,8—6,0
II Трение окисленных физико-химически чистых
поверхностей.................................. 0,4—0,8
III	Область рубежного режима граничного трения	0,2—0,6
IV Граничное трение . .	 0,015—0,4
V Область рубежного режима гидродинамического
трения........................................ 0,005—0,02
VI Гидродинамическое трение ...................0,01—0,2
28

8.	ДЕЙСТВИЕ СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИХ
СРЕДСТВ (СОС)
Пластические деформации и трение, возникающие в процессе
резания, вызывают очень высокие давления и температуры в зоне
контакта обрабатываемой детали, стружки и режущего инстру-
мента. В ряде случаев этот нагрев играет положительную роль,
смягчая обрабатываемый металл в зоне резания, на поверхности
контакта его с режущим инструментом и тем облегчая процесс
резания. Иногда, как это бывает при работе пил трения, быстро-
движущиеся (80—120 м/с) тонкий диск или лента "сильно раз-
мягчают и даже расплавляют (благодаря теплу, выделяющемуся
при трении) слой металла и выбрасывают его из прорези в виде
снопа искр; здесь отсутствует процесс резания.
Но обычно на поверхности контакта при постоянной нагрузке
создаются лишь тончайшие слои смазки и возникает физико-
химическое взаимодействие поверхности обрабатываемой детали,
стружки и инструмента с окружающей средой. Образуются физи-
ческие, химические, механические пленки в зависимости от содер-
жания СОС и режима резания. Эффективность СОС зависит от
степени их реактивности с обрабатываемым материалом, метода
подвода и количества СОС. Действие последних можно изобразить
следующей схемой.
Схема 1
К этому необходимо добавить моющее действие СОС для уда-
ления стружки и различного рода частиц — элементов разруше-
29

ния (механического, структурного) с поверхностей инструмента
и из зоны резания.
Смазочно-охлаждающие средства делятся на группы.
К первой группе можно отнести охлаждающие газы, обладаю-
щие способностью не только отнимать тепло при снижении давле-
ния, но и химически воздействовать на зону резания (СО2, СС14).
Ко второй группе относятся жидкости с большой охлаждаю-
щей способностью, например: вода, водные растворы электроли-
тов и эмульсии. Во избежание ржавления обрабатываемых изде-
лий, станка и инструмента в воде растворяют 5—10% кальцини-
рованной соды, хотя последняя действует неблагоприятно на
окраску, шпаклецку станка и смазку подшипников. Некоторые
окисные добавки к воде, например мыло, эмульсии различных
масел, повышают смазывающие способности воды, что облегчает
процесс резания.
Особенно широко применяются эмульсии типа масло —вода.
Для устойчивости этих эмульсий со значительным содержанием
масла вводится эмульгатор в виде различного рода мыл. Эмуль-
сия представляет собой двухфазную дисперсную систему, состоя-
щую из двух жидкостей, из которых одна распределена в среде
другой в виде мелких капель, принимающих под действием поверх-
ностного натяжения сферическую форму, Для устойчивости та-
кой системы необходимо, чтобы жидкости не обладали способ-
ностью смешиваться друг с другом/Стабилизирующее действие
эмульгатора заключается в образовании на поверхности капель
адсорбционной пленки с достаточно высокой механической проч-
ностью. Эта пленка предохраняет капли от слипания.
При огромных давлениях (до 40 000 ат) на поверхностях контакта
стружки, поверхности резания и резца смазочно-охлаждающая
жидкость (СОЖ) все же проникает в зону контакта. Это объясняют
тем, что контакт не является сплошным и потому в силу капилляр-
ности СОЖ дает необходимый эффект. Этому способствуют также
вибрации в процессе резания, вызывающие разрывы контакта.
К третьей группе относятся минеральные масла, керосин,
а также растительные и животные масла и их смеси. Эти жидкости
обладают большим сродством с металлом (смачиваемостью) и,
следовательно, способностью уменьшать трение. Здесь также
весьма эффективны добавки поверхностно-активных веществ, на-
пример жирных кислот, металлических мыл и других органиче-
ских веществ, содержащих серу, фосфор, хлор и др.
Минеральные масла хуже охлаждают обрабатываемую поверх-
ность и инструмент, чем вода, но лучше их смачивают, так как
имеют меньшее поверхностное натяжение. Для получения чистой
обработанной поверхности хороши смеси минеральных масел
с растительными или животными жирами.
Исследования показали преимущество осерненных масел в от-
ношении их «режущих» способностей. Их применение дает возмож-
ность снизить мощность, потребляемую в процессе резания, и
30

увеличить стойкость инструмента в большей степени, чем это
достигается с помощью обычных (неосерненных) жидкостей.
В настоящее время применяются различные марки осерненных
масел, например: сульфофрезол В — веретенное масло с добав-
кой 1,5—2,5% серы, сульфофрезол Р — соляровое масло с добав-
кой 0,9—1,5% серы и др.
Растительные масла особенно пригодны для чистовых работ.
Их недостатком является способность сгущаться при продолжи-
тельном употреблении, при этом они отвердевают и выделяют
жирные кислоты, разъедающие сталь и медь. Растительные масла
должны быть хорошо очищены и не должны содержать смолис-
тых кислых и основных ключений. Они обладают большей, сравни-
тельно с минеральным маслом, смачивающей способностью и боль-
шей маслянистостью. Последнее объясняется присутствием в ра-
стительном масле поверхностно-активных веществ, молекулы
которых содержат резко полярные группы, т. е. группы, имею-
щие большое сродство с веществом одной из граничных фаз.
Подобные молекулы создают прочную адсорбционную пленку на
поверхности металла, облегчающую трение.
Адсорбция — самопроизвольно протекающий диффузи-
онный процесс поглощения газа, жидкости или растворенного
вещества (адсорбата) поверхностью твердого тела. У молекул
расположенных на поверхности твердого тела, межмолекулярные
силы не компенсированы со стороны газообразной или жидкой
среды, в результате чего происходит притяжение молекул адсор-
бируемого вещества. Различают физическую и химическую ад-
сорбцию (хемосорбция). Физическая адсорбция происходит под
влиянием сил Ван-дер-Ваальса и не сопровождается химическим
взаимодействием — связи менее црочные. Это процесс обратимый
(десорбция) в отличие от а б с о р б щи и, где имеет место диф-
фузия поглощенного вещества в глубь поглотителя с образованием
раствора.
К растительным маслам, употребляемым при чистовом реза-
нии металлов, относятся: -
1)	сурепное масло, добываемое из семян сурепицы; суррогат
сурепного масла представляет смесь технического неочищенного
сурепного масла с очищенным минеральным маслом;
2)	льняное масло;
3)	касторовое масло (вследствие высокой вязкости применяется
обычно в смеси с другими маслами).
Поверхность твердого тела покрыта адсорбционным слоем
газообразного, жидкого или твердого вещества, заметно влияю-
щего на процесс трения. Хорошо очищенные поверхности метал-
лов, лишенные этого слоя, с большим трудом перемещаются
относительно друг друга и при соответствующем давлении могут
даже срастись.
Продолговатые молекулы смазывающих веществ и особенно
молекулы с сильно полярными концами (у жирных масел) прочно
31

прикрепляются этими концами к Металлической поверхности,
образуя весьма устойчивый слой смаЗОчной пленки. При взаим-
ном перемещении смазанных металлических поверхностей контакт
происходит между этими слоями, в результате чего снижается
трение. Стабильная масляная пленка получается лишь при нали-
чии активных молекул, обладающих сильным сродством с метал-
лами. Опыт показывает, например, что пленка из чистого мине-
рального масла плохо пристает к металлической поверхности,
но то же масло с примесями жирных кислот может служить пре-
красной смазкой.
Работы П. А. Ребиндера показали, что смазочные свойства
жидкостей, т. е. способность адсорбироваться на поверхности,
тесно связаны со способностью жидкости проникать в мельчай-
шие микроскопические трещины и помогать при этом дисперги-
рованию — разрушению срезаемого слоя металла. Согласно
П. А. Ребиндеру удлиненные молекулы поверхностно-активных
веществ, проникая в трещины, ориентируются полярными кон-
цами нормально к стенкам трещины, оказывая давление силой
и перемещаются в глубь «тупика», вызывая расклинивающий
эффект. Одновременно смазывающая жидкость помогает внутри-
кристаллическому скольжению частиц металла, облегчая процесс
пластической деформации. Последнее подтвердилось опытами
П. А. Ребиндера, когда при весьма малых добавках поверхностно-
активных веществ к смазывающей жидкости заметно изменялся вид
срезаемой стружки. Элементная стружка скалывания превраща-
лась в сливную в виде сплошной ленты.
Адсорбирующие примеси в смазке тем успешнее облегчают
деформацию тела, чем в большей степени преобладают растяги-
вающие напряжения в этом теле. Таким образом, активные до-
бавки, облегчая процесс резания, не разрушают режущую кромку
инструмента, так как она подвергается в основном сжимающим
напряжением.
Замечено значительное влияние температуры на результа-
тивность поверхностно-активных веществ. Так, при ультразвуко-
вой обработке [50 ] при изменении температуры в пределах 7—77°С
повышение производительности процесса колебалось от 2 до 7
раз при использовании олеиновой кислоты. Или, наоборот, в ре-
зультате окисления при 400° С на воздухе или при ~500° С в ар-
гоне пропадала эффективность известной твердой смазки дисуль-
фида молибдена (MoS2). Снижение активности поверхностно-ак-
тивных добавок иногда вызывается экранирующим действием
окисных пленок, присутствующих на обрабатываемых металлах.
Зато резко выраженный эффект обнаруживается при испытании
в газовых средах, не содержащих кислород.
Обращается внимание на улучшение санитарно-гигиенических
условий труда при использовании СОС, необходимость воздержи-
ваться от применения вредных для здоровья средств, хотя бы
и повышающих производительность процесса.
32

В связи с более широким использованием трудно обрабатывае-
мых материалов и повышенными требованиями к смазывающим,
охлаждающим, моющим и другим технологическим свойствам
СОС, обеспечивающим производительность процесса резания,
качество обработки, безопасность и гигиенические требования,
создается новая группа сложных синтетических СОС. Чтобы удо-
влетворить конкретным условиям производства, различные син-
тетические СОС в своем составе содержат 8—12 компонентов-при-
саДок (антифрикционных, антикоррозионных, окислительных и
противоокислительных, бактерицидных, моющих и др.).
Теоретические исследования В. Н. Латышева [103] показали,
что в процессе резания смазочное химическое действие произво-
дят не исходные компоненты среды, а продукты их распада —
атомы и радикалы. Как уже было отмечено, ювенильные поверх-
ности в зоне резания отличаются большой химической реактив-
ностью: происходит эмиссия электронов с ювенильных поверх-
ностей. Так, при взаимодействии последних с молекулой воды
(основы большинства СОС) происходит реакция образования
сильнейшего окислителя — перекиси водорода. Это позволило
обосновать применение при резании металлов СОС с сильными
окисляющими свойствами [КМпО4, Н2О2 (СвНб/СО2)2О2] озони-
рованной воды с присадками ингибиторов коррозии. Установлена
корреляционная связь между строением кислородсодержащих
молекул СОС и стойкостью резцов: чем легче выделяется атомар-
ный кислород, тем меньше износ режущего инструмента. Это
видно из следующих данных:
Химическое соединение	Энергия, необходимая для разрушения	Повышение молекул в ккал/моль	стойкости в %
О2 н2о2 о,	117	25 50	75 24	100
Высокая эффективность кислородсодержащих СОС объясняется
их способностью к образованию на инструменте защитных окисных
пленок. Толщина пленок в зависимости от обрабатываемого ме-
талла составляет 40—1000 А.
Так были синтезированы:
СОЖ № 1 Эмульсол Т 10%, КМпО4 0,5%, остальное — вода
СОЖ № 2 ПАВ «Е» 10%, озон 0,05 мг/л, остальное — вода
СОЖ № 3 ПАВ «Е» 10%, йодистый калий 0,2%, остальное — вода
СОЖ № 4 ПАВ «БВ» 10% , перекись водорода 0,5%, остальное—вода
СОЖ № 5 ПАВ «Е» 10%, перекись бензоила 0,1%, остальное—вода
(ПАВ— поверхностно-ак-
тивные вещества)
2 А. М. Вульф
33

Применение указанных СОЖ при точении резцами T15KG,
ВК8 сплавов ЭИ617, ЭИ598, ВТ5 и др. способствовали уменьше-
нию износа инструмента в два раза сравнительно со стандартной
эмульсией, сил резания и шероховатости.
В дальнейшем будут показаны более конкретные СОС и ме-
тоды их применения при обработке различных металлов.
При рациональном использовании СОС можно увеличить стой-
кость инструментов в 1,5—10 раз и повысить производитель-
ность в 1,1—3 раза.

Глава II
ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
9.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Производительность всякого режущего инструмента в основ-
ном определяется его материалом, способностью сохранять про-
должительное время свои режущие свойства. Последние могут
быть потеряны не только под влиянием высокой температуры,
развивающейся в процессе резания и вызывающей потерю рез-
цом необходимой твердости, но и таких явлений, как адге-
зия (схватывание трущихся поверхностей), диффузия (взаимное
растворение материала трущихся тел) и абразивно-механическое
истирание режущей кромки и поверхностей резца.
Способность инструмента сопротивляться указанным явлениям
называется стойкостью; она измеряется временем, в течение
которого сохраняются режущие свойства инструмента при опре-
деленных условиях работы. Следовательно, инструментальные
материалы должны иметь такие важные для режущего инструмента
свойства, как красностойкость, теплопроводность, износоупор-
ность, достаточно высокие сопротивления изгибу и удару, а также
твердость. Во избежание преждевременного выкрашивания режу-
щей кромки необходимо, чтобы инструментальный материал
обладал также и достаточной вязкостью.
В табл. 2 приводятся сравнительные данные о физико-механи-
ческих свойствах различных инструментальных материалов, при-
меняемых в настоящее время. Как видно из таблицы, твердые
сплавы более теплостойки, чем быстрорежущие стали, а минерало-
керамика превосходит твердые сплавы по твердости и теплостой-
кости, но значительно уступает им в отношении теплопровод-
ности и прочности. Минимальное температурное удлинение и наи-
большая твердость и теплопроводность алмаза, а также эльбора
(КНБ) делают их лучшими инструментальными материалами
для тонкого и точного точения. Однако хрупкость и малая проч-
ность, адгезионная склонность алмаза к железным сплавам огра-
ничивают применение в качестве лезвийного инструмента, по-
этому алмазы используют лишь для обработки цветных металлов,
пластмасс и других малопрочных материалов. Алмазы п эльбор
(боразон)— превосходны для абразивного инструмента.
Весьма важной характеристикой хрупких по природе инстру-
ментальных материалов является сопротивление тепловому удару,
2*	35

Таблица 2
Физико-механические свойства инструментальных материалов
Свойства инструментальных материалов	Инструментальные материалы					
	Быстроре- жущие стали	Твердые сплавы	Керметы	Минерало- керамика	Алмазы	КНБ (эльбор)
Удельный вес в г/см3 (плотность) в кг/м3 '	8—8,8 103 (8-ь 8,8)	8,0—15,0 103 (8-ь 15)	4,4—4,7 103 (4,44-4,7)	3,6—4,0 103 (3,64-4)	—3,5 3,5-10s	—3,5 3,5-103
Твердость по Роквелу HRA Микротвердость по Виккерсу в кгс/мм2	HRC1 65—70	HRA 88—90 (1,34-1,4) 103	90—92	91—94 2,3-103	ю4	(84-10) 103
Предел прочности на изгиб при 20° С в кгс/мм2	200—600	75—260	30—60	25—60	—30	—30
Предел прочности на сжатие в кгс-м/мм2	250—400	350—590	260—280	130—300	200—600	—
Ударная вязкость в кгс-м/см2	1—6	0,25—0,6	—	0,05—0,12	—	—
Красностойкость в °C	600—700	800—1000	—	1200	700—800	1400—1500
Теплопроводность в ккал/м-с °C	0,004—0/006	0,004—0,021	0,006—0,020	0,001—0,005	0,033— 0,038	—
Температурное удлинение 10"6 °C	9—12	3—7,5	7,2—7,5	6,3—9,0	0,9—1,9	—
1 В остальных случаях везде HRA.

т. е. максимальному перепаду температуры, при котором мате-
риал сохраняет свою целостность. Эта характеристика выра-
жается условным коэффициентом, рассчитанным по формуле
е = ^,	W
где ств — сопротивление разрыву в кгс/мм2; % — теплопроводность
в ккал/м с° С; Е — модуль упругости в кгс/мм2; а — коэффици-
ент линейного расширения.
Согласно формуле (4) и данным табл. 2, можно утверждать,
что сопротивление тепловому удару минералокерамического ин-
струмента в несколько раз меньше, чем твердосплавного, и в де-
сятки раз меньше по сравнению с быстрорежущим инструмен-
том.
10.	ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ СТАЛИ
Углеродистая инструментальная сталь
(У7А—У13А) мало используется для изготовления режущего
инструмента ввиду ее недостаточной красностойкости (~270° С).
Из нее изготовляют инструменты небольших размеров, работаю-
щие при низкой скорости резания. Характерной особенностью
углеродистой стали является ее неглубокая прокаливаемость, это
свойство особенно ценно для инструментов, работающих на удар.
После закалки (при 750—840° С) и отпуска (~200° С) инструменты
из углеродистой стали хорошо шлифуются и доводятся, что обес-
печивает высокие остроту и чистоту режущей кромки, и поэтому
они могут быть успешно применены там, где необходимо полу-
чить высокое качество обработанной поверхности при малых
скоростях резания. Использование углеродистой стали для режу-
щего инструмента практически ограничивают марками У11А,
У12А, У13А.
Легированная инструментальная сталь
содержит в основном следующие легирующие элементы:
1)	хром, обеспечивающий глубокую прокаливаемость и повы-
шение твердости стали;
2)	вольфрам, способствующий повышению красностойкости и
износоустойчивости стали;
3)	ванадий, создающий наиболее стойкие и твердые карбиды;
он благоприятствует получению мелкозернистой структуры..
В табл. 3 показан состав наиболее удачных марок легирован-
ной инструментальной стали. Указанные стали отличаются не
столько эксплуатационными, сколько технологическими свой-
ствами, например склонностью к обезуглероживанию, карбидной
ликвации, деформации при закалке, количеством остаточного
аустенита. Сталь каждой марки, имеет свои преимущества- и не-
достатки. Так, основная марка стали для режущего инструмента —
сталь 9ХС обладает повышенной склонностью к. обезуглерожива-
нию и значительной твердостью в отоженном состоянии, что
•37

Таблица 3
Состав легированной инструментальной стали
Марка стали	с	Сг	W	Мп	V
Х05	1,2	0,5	—	—	—
9ХС	0,85—0,95	0,95—1,25	—	0,3—0,5	—
Х6ВФ	1,0	6,0	1,0	—	0,5
9ХВГ	0,9	0,7	1,2—1,6	0,9	—
Х12	1,0—1,3	11,5—13	—	—	—
Х12Ф1	1,2—1,45	11 — 12,5	—	—	0,7—0,9
Х12ТФ	1,4—1,6	11—12,5	Ti=0,1-=-0,15	—	0,2—0,4
затрудняет ее обрабатываемость, но имеет относительно меньшую
карбидную ликвацию. В этом отношении более благоприятна
сталь 95ХГСВФ.
Стали Х12, Х12Ф1 характеризуются высокой твердостью,
износоустойчивостью и красностойкостью и потому успешно
используются для штампов и резьбонакатных роликов. Для повы-
шения прочности режущей кромки приходится прибегать к спе-
циальной технологии ковки, чтобы избежать карбидной неодно-
родности и ликвации, способствующих хрупкости инструмента.
Для оценки карбидной неоднородности сталей в СССР принята
10-балльная система. Балл I соответствует совершенно равномер-
ному распределению карбидов; баллы II—IV — строчечному рас-
пределению; балл V характеризует появление разорванной сетки,
а баллы VI—X — сплошной сетки карбидов различной степени
сплошности; последние стали применять нельзя. Положительно
оценивается сталь Х6ВФ; она отличается сравнительно высокой
красностойкостью и прочностью и для ряда инструментов может
^заменить быстрорежущие стали.
Быстрорежущие стали нормальной про-
изводительности Р9, Р12, Р6МЗ, Р6М5 и Р18, широко
используемые для режущего инструмента, имеют состав, приве-
денный в табл. 4.
Марки сталей Р9 и Р18 имеют почти одинаковые высокие
красностойкость 600—650° С и твердость (до HRC 64), хотя по
содержанию вольфрама они значительно различаются. Это объяс-
няется тем, что красностойкость создается растворением ограни-
ченного количества карбидов легирующих элементов (Fe3W3C
или ге3Мо3С). Карбиды титана,, ниобия, тантала, частично ва-
надия и др. настолько устойчивы, что они при нагреве не раство-
=Я В аустените и поэт°му также не способствуют красностой-
38

Таблица 4
Состав быстрорежущих сталей (в %)
Марка стали	С	W	V	Сг	Мо
Р6МЗ	0,8	6,3	2,2	1 3,4	3,3
Р9	0,85—0,95	8,5—10	2,0—2,6	3,8—4,4	—
Р12	0,8—0,9	— 12	1,5—1,9	3,1—3,6	<0,5
Р6М5	0,8—0,9	—6	1,7—2,1	3,9—4,4	—5
Р18	0,70—0,80	17,5—19	1,0—1,4	3,8—4,4	—
Р9М4	0,85	—9	—2	3,3	—4
Примечание. Молибден — самая эффективная добавка, обеспечиваю- щая высокотемпературную прочность и повышенное сопротивление ползучести.					
Сталь Р18 сравнительно с Р9 содержит больше избыточных
карбидов и благодаря этому обладают большей «холодной» изно-
соустойчивостью, что делает ее более эффективной для инструмен-
тов, работающих с малой скоростью резания (протяжек метчиков
и др.). Сталь Р18 имеет большую прочность, если карбидная
фаза хорошо раздроблена предварительной ковкой. Иначе сталь
Р9, имеющая мелкозернистость, будет прочнее, к тому же она
легче деформируется в горячем состоянии, что весьма важно
при изготовлении режущего инструмента прокаткой, например
сверл. Сталь Р9, содержащую твердые карбидй ванадия, труднее
шлифовать и потому при форсированной заточке инструмент
из этой стали легче испортить. Широкому распространению стали
Р9 способствуют также и то, что она (в 2 раза дешевле по сравнению
со сталью Р18).
Для обработки высокопрочных нержавеющих и жаропрочных’
сталей и сплавов в машиностроении все более широко применяются
новые марки быстрорежущих сталей повышенной производитель-
ности. Они отличаются более высокими режущими свойствами по
сравнению с обычными сталями Р18 и Р9 благодаря повышенной
легированности. Химический состав их дан в табл. 5.
Теплостойкость быстрорежущей стали увеличивается с по-
вышением содержания кобальта. Одновременно увеличивается и
твердость после отпуска (до HRC 65—66 в стали с 5% Со и до
HRC 67—68 в стали с 10% Со против HRC 63—64 для сталей Р9 и
Р18). Однако при этом заметно уменьшается прочность при изгибе
(оп = 160-?-220 кгс/мм2) по сравнению с ан = 315-4-340 кгс/мм2
для стали Р18 без кобальта. Кроме того, кобальтовые стали имеют'
повышенную чувствительность к обезуглероживанию, что проис-
ходит при нагреве для отжига и под закалку. Указанные недо-
статки приводят к выкрашиванию режущих кромок инструмента,
если не обеспечены условия спокойной работы его без ударов и
39

Таблица 5
Высоколегированные марки быстрорежущей стали
Марки	। Химический состав					
	С	w	V '	Со	С г	Мо
Р18Ф2	0,85—0,95	17,5—19	1,8—2,4	—	3,8—4,4	До 0,5
Р14Ф4	1,2—1,3	13—14,5	3,4—4,1	—	4,0—4,6	» 0,4
Р9Ф5	1,4—1,5	9,0—10,5	4,3—5,1	—	3,8—4,4	» 0,4
Р18К5Ф2	0,85—0,95	17,5—19	1,8—2,4	5,0—6,0	3,8—4,4	» 0,5
Р10К5Ф5	1,45—1,55	10,0—11,5	4,4—5,5	,5,0—6,0	4,0—4,6	» 0,3
Р9КЮ	0,9—1,0	9—10,5	2,0—2,6	9,5—10,5	3,8—4,4	» 0,3
вибраций. Хрупкость проявляется в меньшей степени при содержа-
нии кобальта до 5%.
Особенно большой износостойкостью обладают комплексные
карбиды железо-ванадия — самые твердые составляющие быстро-
режущей стали (HV 1700—2100 против HV 1150—1200 для слож-
ного карбида вольфрама). Поэтому режущие инструменты из вы-
сокованадиевой стали труднее шлифуются, но их можно эффек-
тивно использовать при обработке высокоуглеродистых и высоко-
хромистых сталей, сильно изнашивающих режущие кромки ин-
струмента. Ввиду несколько пониженной прочности (аи = 240-н
-е-270 кгс/мм2) высокованадиевые стали более производительны
при чистовой обработке.
Наилучшими режущими свойствами обладают инструменты
с повышенным содержанием кобальта и ванадия как наиболее
теплостойкие и износостойкие, хотя им присущи недостатки ко-
бальтовых и ванадиевых сталей, т. е. несколько пониженная
шлифуемость, повышенная чувствительность к обезуглероживанию
и несколько меньшая прочность сравнительно с марками Р9 и Р18.
Для обработки жаропрочных аустенитных сплавов и высоко-
прочных сталей при тяжелых режимах резания предпочтительны
стали Р18Ф2К5, Р9Ф2К5, Р9Ф2К10, Р10Ф5К5. В этой группе
лучшей шлифуемостью обладает сталь Р18Ф2К5, но более произ-
водительны стали Р14Ф4 и Р10Ф5К5, Р18Ф2М. Наилучшие тех-
нологические свойства по термической обработке и шлифуемости
имеет сталь Р18Ф2М; она наиболее дешева и потому является
сталью универсального применения, как и сталь Р18, но превос-
ходит ее по производительности.
В последнее время уделяется большое внимание быстрорежу-
щим сталям с повышенным содержанием молибдена и особенно
кобальта, что способствует образованию более мелких карбидов,
которые более полно переходят в твердый раствор аустенита;
температура закалки несколько снижается и, следовательно,
40

закалка облегчается. Уменьшается опасность образования отпу-
щенных поверхностных слоев при шлифовании инструмента.
Недостатки — тенденция к обезуглероживанию при термообра-
ботке и сниженный интервал температур аустенизации — преодо-
леваются точным контролем температур.
Рис. 10 наглядно иллюстрирует прочностные свойства различ-
ных марок быстрорежущей стали.
Значительное количество кобальта способствует повышению
растворимости карбидов в аустените и тем увеличивает «горячую»
твердость, что дает заметный эффект при высоких температурах
Рис. 10. Прочность~при .изгибе и ударная вязкость различных марок бы-
строрежущей стали:
1 — прочность на изгиб; 2 — ударная вязкость
резания. Например, резцы из сталей В18М4К25 и В14М7К25 при
!точении высокопрочных аустенитных сталей показали повышенную
’в десятки раз стойкость сравнительно с Р18.
В США для обработки высокопрочных материалов успешно
применяют быстрорежущие стали с повышенным содержанием
углерода (до 1,25% С вместо 0,8—0,9%), кобальта и молибдена
(1,15% С, 4,25% Сг, 2,25% V, 5,25% W, 6,25% Мо, 12% Со).
Снижается температура закалки, твердость после закалки HR.C 70.
Стойкость трехкратная. Но с повышением концентрации карбидов
уменьшается вязкость стали.
На основе опыта ВНИИ рекомендует стали нормальной про-
изводительности марок Р6М5, Р6МЗ и повышенной производи-
тельности Р6М5К8 и Р9М4К8.
41

Термическая обработка быстрорежущей стали
Качество режущего инструмента и, в частности, его прочность и
стойкость зависят не только от химического состава стали, но
и в значительной степени от правильной термической обработки.
Последняя заключается в основном в отжиге, закалке и отпуске
при определенных температурах.
Отжиг применяется для устранения в инструменте внутренних
напряжений, образовавшихся в результате предшествовавшей
механической обработки, иначе имеется опасность образования
трещин и изменения размеров и формы инструмента при закалке.
Отжиг улучшает структуру материала инструмента, делает ее
более равномерной и тем улучшает качество дальнейшей термиче-
ской обработки.
Быстрорежущая сталь отжигается путем медленного и равно-
мерного нагрева до 800—860° С с последующей выдержкой при
этой температуре в течение времени, достаточного для прогрева
сердцевины тела инструмента. Затем сталь равномерно охла-
ждается в печи или в какой-либо другой среде, обеспечивающей
медленное остывание.
Закалка происходит при высоких температурах и самый про-
цесс нагревания под закалку выполняется ступенчато. Сначала
подвергают инструмент медленному нагреву до 840—860° С.
Быстрый нагрев здесь не рекомендуется во Избежание образования
трещин из-за плохой теплопроводности быстрорежущей стали.
Затем, чтобы предотвратить обезуглероживание поверхности ин-
струмента, необходимо продолжать нагрев быстро вплоть до
температуры (1280—1300° С), но не выше в зависимости от марки
стали. Интервал закалочных температур и отпуска значительно
снижается для новых быстрорежущих сталей. Например, реко-
мендуется для сталей Р6М5 и Р6М5К5 1200—1230° С, для сталей
Р12 и Р9М4К8 соответственно 1240—1250 и 1215—1235° С при
2—3-кратном отпуске при 550—560°- С.
Несмотря на высокую температуру нагрева, правильно зака-
ленная быстрорежущая сталь имеет мелкозернистую структуру,
состоящую из легированного мартенсита (—50%), высоколегиро-
ванного аустенита (—30%) и сложных карбидов (—20%). Необ-
ходимо подчеркнуть, что режущие свойства инструмента зависят
не от рода охлаждающей среды, а от температуры закалки.
Отпуск рекомендуется почти для всех инструментов из быстро-
режущей стали, чтобы избавиться от аустенита, обладающего
большой мягкостью и очень низкой теплопроводностью. При этом
увеличивается стойкость инструмента. Отпуск'4 желателен еще и
потому, что он уменьшает опасность появления трещин, особенно
у инструментов с острыми кромками и углами. Охлаждение после
отпуска необходимо производить в печи или свободно на воздухе,
но не в масле. Длительный трехчасовой отпуск необходим для вы-
деления из аустенита мельчайших карбидов. При этом понижается
42

легированность аустенита и обеспечивается возможность превра-
щения его в мартенсит. Стойкость инструмента заметно повышается
после многократного отпуска. Переход от однократного отпуска
с длительной выдержкой к многократному с короткими выдерж-
ками (30—60 мин) дает возможность получать относительно мень-
шее количество троостита и более полный распад аустенита.
Описанный выше типичный способ термической обработки при-
ходится видоизменять также в зависимости от формы инструмента.
Так, при закалке профильных резцов из быстрорежущей стали,
когда оплавление кромок нежелательно, инструмент нагревают
только до температуры 1100—1200° С, но при этом отпуск произ-
водится при температуре^не выше 225—275°кС, чтобы, уменьшая
внутренние напряжения в инструменте, в то же время сохранить
его твердость. Вместе с тем необходимо отметить, что температура
закалки, обеспечивающая наиболее высокую красностойкость,
не совпадает с температурой, способствующей получению макси-
мальной прочности. Это особенно важно для мелких инструментов,
которые обычно выходят из строя вследствие поломки до наступле-
ния нормального износа. Поэтому рекомендуется инструмент ма-
лого размера (1—3 мм) закаливать при более низкой температуре.
В этом случае с повышением прочности одновременно уменьшается
деформация инструментов.
Исследования А. П. Гуляева показали, что остаточный аусте-
нит в структуре быстрорежущей стали можно устранить частично
или почти полностью не только нагреванием, но и сильным ох-
лаждением стали до весьма низких температур, например в «сухом
льду» — углекислом газе при температуре —(75-4-80° С). В этом
случае аустенит также превращается в мартенсит, в результате
чего повышаются твердость и износоустойчивость инструмента.
Необходимо применять обработку холодом сразу же после за-
калки до отпуска, так как выдержка закаленной стали при ком-
натной температуре и особенно ее отпуск делают остаточный
аустенит более стойким.
В отечественной промышленности иногда применяются литые
режущие инструменты из легированной стали. По своим режущим
свойствам они мало уступают кованым инструментам из быстроре-
жущей стали; некоторые из них, например литые резцы из молибде-
нованадиевой стали (0,7% С, 3,9% Сг, 1,28% V, 2,04% W и
8,1% Мо), подвергнутые после отливки отпуску с последующей
обработкой при низкой температуре (в жидком воздухе), а также
непосредственно в литом состоянии, показали более высокие ре-
жущие свойства по сравнению с коваными резцами из стали Р18.
Литые инструменты дешевле кованых, так как при их изготовле-
нии значительно сокращаются потери быстрорежущей стали на
отходы, сводится к минимуму механическая обработка и устра-
няются трудоемкие операции (отжиг и закалка). Сообщается
(VDI—Z. 1971, 113, N 13) о появлении быстрорежущей стали,
изготовленной методом порошковой металлургии горячим прессо-
43

ванием (1220° С) порошка, полученного из обычного расплава
быстрорежущей стали в среде инертного газа, сжатого воздуха
и водяного пара, и прессованием в вакууме смеси мелкозернистых
порошков (1 мкм) исходных материалов. В последнем случае
легко регулируется состав быстрорежущей стали при равномерном
распределении мелких карбидов.
Методы повышения стойкости инструмента
В результате неудачной заточки инструмента вследствие пере-
грева происходит вторичная закалка его поверхности, при кото-
рой тончайший поверхностный слой приобретает мягкую аусте-
нитную структуру. С помощью дробеструйной обработки этому
слою можно вновь вернуть мартенситную структуру и тем восста-
новить необходимую поверхностную твердость. Но на практике
чаще прибегают к специальной обработке инструмента, имеющей
целью или удаление дефектного поверхностного слоя, или упрочне-
ние поверхностного слоя различными средствами. Для удаления
испорченного поверхностного слоя прибегают чаще всего к до-
водке инструмента и реже к травлению или электрохромированию.
О доводке, повышающей стойкость инструмента и выравнива-
ющей его режущие кромки, подробнее будет сказано дальше.
Доводка фасонного инструмента, имеющего сложный профиль,
весьма затруднительна, и в таких случаях можно удалить дефект-
ный слой травлением или электрополированием.
Травление заключается в том, что инструмент, предварительно
обезжиренный, погружают на 10—15 мин в ванну с разбавленным
раствором серной и азотной кислот и небольшим количеством
медного купороса. После травления и последующей промывки
инструмент нагревают до 50—160° С для удаления водорода, вы-
зывающего хрупкость режущих кромок. Практикой установлено,
что стойкость инструмента заметно повышается лишь при наличии
достаточной первоначальной твердости (НВ 250).
Электрополирование осуществляется следующим образом.
В ванну с электролитом, содержащим раствор фосфорной и серной
кислот, погружается инструмент и присоединяется к аноду источ-
ника постоянного тока. Катодом является свинцовая пластинка.
При прохождении тока через инструмент и электролит происходит
так называемое электролитическое травление, при котором быстрее
растворяются выступы, следовательно, протравленная поверхность
не только освобождается от дефектного слоя, но, кроме того,
становится чище и ровнее, поэтому электролитическое травление
называют электролитическим полированием.
Хромирование заключается в том, что поверхность инструмента
покрывается тонким слоем хрома, обладающего высокой твер-
достью, износоустойчивостью, а также большой химической стой-
костью. Для этого предварительно доведенный инструмент погру-
жают в ванну со специальным электролитом, содержащим соли
44

хрома, и присоединяют его к отрицательному полюсу источника
постоянного тока. Анодом служит свинцовая пластинка. Под
воздействием тока соли хрома разлагаются, и на поверхности ин-
струмента быстро (через несколько минут) образуется тонкий слой
хрома толщиной в 2—10 мкм твердостью до HRC 70.
Производственный опыт показывает, что стойкость хромирован-
ных инструментов, снимающих тонкую стружку (сверл, развер-
ток, протяжек, метчиков и пр.) увеличивается в 2—4 раза, а при
резании мягких цветных металлов и сплавов — даже в 5—8 раз.
При резании в тяжелых условиях, когда имеют место большие
силы резания и высокая температура, не рекомендуется хромиро-
вание, так как с нагревом уменьшается твердость хрома и при
температуре ~500° С она меньше твердости закаленной быстро-
режущей стали. К тому же при значительных нагрузках проис-
ходит отслаивание хрома. В литературе отмечается эффективность
нового метода упрочнения — соединения электролитического хро-
мирования с обычной цементацией, в результате чего в поверхност-
ном слое образуются карбиды хрома, глубоко проникающие в ме-
талл и прочно с ним связанные.
Более удачным по сравнению с гальваническим хромированием
считается диффузионное газовое и твердое термохромирование.
В отличие от гальванического хромирования, которое произво-
дится после закалки, заточки и доводки инструмента, диффузион-
ное хромирование предшествует термической обработке инстру-
мента. Оно дает весьма износостойкую поверхность, но процесс
очень длителен и кропотлив. Правда, в последнее время рекомен-
дуют ускорение этого процесса с помощью ультразвука.
Электроупрочнение режущего инструмента осуществляется
с помощью специальной установки, представляющей собой раз-
рядный контур с двумя электродами, из которых один (анод)
является цементирующим веществом, а в качестве второго (катода)
служит упрочняемый инструмент. Оно заключается в томг что
участки передней и задней поверхностей инструмента, примыка-
ющие к режущей кромке, насыщаются элементами электрода,
а возможно и нитридами вследствие реакции обрабатываемого
материала инструмента с ионизированным азотом воздуха, про-
исходящей при разрядах. При этом образуется тонкий упрочнен-
ный слой в 20—60 мкм.
В качестве упрочнителей применяются твердые сплавы, гра-
фит, феррохром, отбеленный чугун и др. На графике, построенном
по опытным данным автора (рис. 11), показана стойкость резцов,
упрочненных различными элементами. Как видим, упрочнение
повышает стойкость инструмента в 2—7 раз, причем наиболее
устойчивые результаты дал упрочнитель Т15К6.
В литературе [101, 129] отмечаются положительные результаты
высокотемпературной механической обработки (ВТМО) быстро-
режущей стали. Сущность ее заключается в том, что в процессе
охлаждения в закалочной среде инструмент подвергается дефор-
45

мации с высокой скоростью 15—60 м/с (взрывом, искровым раз-
рядом, ударом дробью, электромагнитным импульсом). Механиче-
ское воздействие производится в первый момент охлаждения и
образования неустойчивого аустенита, который под воздействием
ударных нагрузок интенсивно переходит в мартенсит. В резуль-
тате такой обработки красностойкость инструмента не повышается,
но его твердость и прочность возрастают до HRC 72—73 и проч-
ность до аи = 350 кгс/мм2.
Подобного результата достигают также путем диффузионного
борирования токами высокой частоты на специальной установке
при помощи обмазки (50% карбида бора и 50% криолита при
связке этилсиликатовой); стойкость инструмента Р18 повышалась
в 10—12 раз.
11.	ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
В 1926 г. были изготовлены первые металлокерамические
твердые карбидо-вольфрамовые сплавы, полученные методом по-
рошковой металлургии (методом спекания); они представляют
собой как бы каркас из кристаллов карбида вольфрама, заполнен-
ный цементирующим материалом — твердым раствором карбидов
вольфрама в кобальте с весьма небольшой концентрацией кобальта.
Эти сплавы обладают большой твердостью даже при высоком
нагреве, что делает их тепло- и износоустойчивыми и дает воз-
можность с их помощью обрабатывать весьма твердые материалы
вплоть до закаленных сталей, отбеленных чугунов, камней и др.
Начиная с 1931 г. твердые сплавы качественно улучшаются
благодаря изменению их состава и технологии. Появляются дйух-
карбидные вольфрамо-титановые и трехкарбидные вольфрамо-ти-
46

тано-танталовые сплавы с кобальтом в качестве связки. В СССР
для обработки резанием применяются три группы сплавов.
1.	Вольфрамо-кобальтовые типа ВК (ВКЗ, ВК4, ВК6, ВК8,
ВКЮ, ВК12, ВК15). С увеличением содержания кобальта в сплаве
уменьшается твердость и износостойкость, но увеличивается проч-
ность. Поэтому сплавы ВК20, ВК25, ВКЗО успешно применяют
не для режущего инструмента, а для штампов вырубных, стой-
кость которых повышается в 30—40 раз сравнительно со сталь-
ными, что обеспечивает значительную экономию, хотя стоимость
их в два—пять раз выше.
Большей износостойкостью отличаются мелкозернистые сплавы
ВКЗМ, ВК6М, ВК8М и несколько большей прочностью на изгиб
крупнозернистые ВК4В, ВК6В, ВК8В:
Марка сплава	кгс/мм2
вкзм	по
В64В, ВК6	135
ВК6(В)ВК8	140
ВК8 (В)	155
ВК15	165
ВК20	190
ВКЗО	200
Исследования показали [49] уменьшение прочности и изно-
состойкости твердых сплавов с укрупнением зерна основной
фазы WC свыше 3—5 мкм. Заметно падает прочность сплавов
типа ВК при нагреве свыше 600° С.
2.	Двухкарбидные титано-вольфрамо-кобальтовые типа ТК
(Т5КЮ, Т5К12В, Т14К8, Т15К6, Т30К4 и др.).
3.	Трехкарбидные тантало-титано-вольфрамо-кобальтовые типа
ТТК (ТТ7К12, ТТ10К8А, ТТ10К8Б 3% TiC + 7% (ТаС+
+ NbC) + 82% WC +'8% Со), ТТ20К9 и др.
С увеличением содержания TiC физико-механические свойства
твердых сплавов типа ТК заметно изменяются: увеличивается
твердость, но уменьшается сопротивление изгибу (аи) и ударная
вязкость сплава (ак). Двухкарбидные и трехкарбидные сплавы
имеют более высокую теплоустойчивость (—900—1000° С) сравни-
тельно с однокарбидным —800° С и менее подвержены адгезии.
Плотность характеризует пористость и тем самым прочность
сплава.
Режущие свойства твердосплавного инструмента определяются
не только химическим составом, но и его структурой, т. е. размером
зерен, пор и их формой. При спекании твердых сплавов не весь
газ, поглощенный его частицами, вытесняется в процессе рекри-
сталлизации. Часть этого газа остается внутри выросшего зерна
и образует внутрикристаллические поры, которые не могут быть
ликвидированы последующим спеканием. Подобные поры дости-
гают размеров от долей микрона до 2 мкм. Острые углы пор яв-
ляются участками концентрации внутренних напряжений, спо-
собствующих возникновению внутренних микротрещин, в значи-
47

тельной степени нарушающих стабильность материала и ускоря-
ющих его разрушение.
С указанными недостатками борются с помощью различных
технологических приемов при изготовлении твердых сплавов (вы-
сокотемпературное восстановление вольфрамового ангидрида, ин-
тенсифицированный мокрый размол смесей, карбонизация воль-
фрама при высокой температуре, пластифицирование и пр.).
Как правило, при обработке хрупких металлов (чугун, бронза
и др.) используют однокарбидный сплав, наименее теплостойкий.
Он используется иногда с успехом и при обработке специальных
труднообрабатываемых сталей, поскольку сплав обладает наиболь-
шей прочностью и виброустойчивостью. Так, поданным А. Я. Мал-
кина при определенных условиях резания твердый сплав ВК8
выдерживал амплитуду колебаний в четыре раза большую, чем
сплав Т5К8, и в восемь раз большую сравнительно с Т15К6.
При черновой обработке рекомендуются ВК — сплавы с боль-
шим содержанием кобальта (ВК8, ВК12). При обдирке стали тоже
применяют двухкарбидные и трехкарбидные сплавы, так как они
менее склонны к адгезионному схватыванию (Т5К10, Т5К12В)
и более прочны, хотя и менее износостойки.
Для чистовой обработки применяют сплавы ВКЗ, ВК4 (для
чугуна) и Т30К4 (для стали) как содержащие меньше кобальта и
обладающие вследствие этого наибольшей износостойкостью при
наименьшей прочности. Отметим, что твердость и прочность зави-
сят и ют температуры, при которой используется твердый сплав
(рис. 12, а). Графики на рис. 12, б показывают, что усталостная
прочность различных твердых сплавов с нагревом до 200° С по-
вышается, а затем значительно уменьшается с дальнейшим повы-
шением температуры и по-разному для различных твердых спла-
вов. В процессе резания, и особенно при грубой обработке, имеют
место удары, вибрации, и поэтому циклическая прочность яв-
ляется ценной характеристикой режущего инструмента.
Современные исследования и практика показали высокие ре-
жущие свойства твердых сплавов марок ВКЗМ, ВК4, ВК6М при
обработке нержавеющих, жаропрочных и титановых сталей и
сплавов. Трехкарбидные сплавы титантанталовой группы ТТ7К12,
ТТ20К9, сравнительно хорошо сопротивляющиеся перепадам тем-
ператур и трещинообразованиям, ТТ10К8А и ТТ10К8Б дали
наилучшие результаты при обработке трудно обрабатываемых
жаропрочных аустенитных сталей.
Твердые сплавы в металлообработке все более вытесняют дру-
гие инструментальные материалы. На передовых отечественных
предприятиях более 80—90% всех резцов имеют режущие эле-
менты — пластины из твердого сплава. Твердосплавные пластинки
специальных профилей для режущего инструмента изготовляют
из пластифицированных заготовок по следующей технологии:
в состав из различных карбидов и кобальта вводят 4-процентный
раствор каучука в бензине, смесь прессуют под давлением
'48

Рис. 12. Влияние температуры на твердость инструментальных материалов по Виккерсу (а)
и предел выносливости твердых сплавов (6).
а — минералокерамика А12О3; Gj —А12О3 -]- 0,5% шпинели; а2 — А12О3 4- 3% силиката; b —твер-
дый сплав; bt — 5% TiC; b2 — 16% TiC; С — твердый сплав (Ct — 15%'Со, С2 —6 % Со); d —
быстрорежущая сталь (РЮ); е — высокоуглеродист ая сталь

300 кгс/см2 и производят первое спекание при 600° С для удаления
каучука. Затем смесь парафинируют и подвергают механической
обработке, оставляя припуск на усадку, вторично нагревают до
700° С для удаления парафина и вновь спекают при 1350—1400° С.
Для твердых сплавов марок ВК6М, ВКЮМ, ВК15М, ВК20М
готовят мелкозернистую смесь из зерен размером —0,1 мкм при
пористости пластин 0,01 и менее.
Свойства твердых сплавов можно изменять, варьируя химиче-
ский состав или величину исходного зерна. С увеличением содер-
жания кобальта увеличивается вязкость, снижаются твердость и
износостойкость. С уменьшением величины зерна при постоянном
содержании кобальта увеличивается твердость, уменьшается вяз-
кость. Качество твердых сплавов можно определить коэрцитивной
силой; последняя возрастает с измельчением зерна и увеличением
износостойкости; ею учитывается также наличие различных
фаз.
За рубежом применяют твердые сплавы марок, аналогичных
применяемым в СССР. Фирмой «Форд» предложен мелкозернистый
кермет с равномерным распределением карбидов титана в никеле-
молибденовой массе (80% TiC, 10% Ni, 10% Мо), отличающийся
большой твердостью, прочностью и ударной вязкостью. Это обес-
печивает надежность эксплуатации инструмента.
Еще более прочный, высокомодифицированный вольфрамо-
карбидный сплав бакстрон (Baxtron) с исключительно мелкозер-
нистой структурой выпущен фирмой «Дюпон» [130 ]. Его твердость
HRA 91,8 при 20° С и HRA 87,2 при 800° С, прочность на изгиб
достигает аи 400 кгс/мм2.
Особенно высокую твердость HRA 97 имел твердый сплав
в составе 60% нитрида тантала + 40% диборида циркония [131 ]
и 70% боридов титана + 30% ТаС.
В последнее время появились полутвердые сплавы на карбидо-
титановой основе со стальной связкой. В отожженном состоянии
при твердости HRC 30—40 они хорошо обрабатываются резанием.
После закалки в масле при 950° С твердость повышается до
HRC 70—75; в таком состоянии резцы имеют 7—8-кратную стой-
кость по сравнению с резцами из быстрорежущей стали.
В литературе отмечают полутвердый сплав в составе: смесь
мелких порошков карбидов вольфрама, железа, никеля, графита
с пластификатором (последний перед спеканием удалялся нагре-
вом до 400° С). При определенном сочетании составляющих эле-
ментов достигалась высокая прочность до аи = 475 кгс/мм2.
Так как практически невозможно создать твердый сплав одно-
временно вязкий и очень твердый, то предлагается наносить на
поверхность твердого сплава тончайшую пленку из карбидов
титана или нитридов титана при температуре —900° С.
Нанесение карбидов титана (TiC) или нитридов титана (TiN)
может осуществляться различными путями. Наибольшую извест-
ность получил способ осаждения из газовой фазы различного
50

состава, содержащей водород, тетрахлориды титана и углеводо-
роды. Опытным путем нашли, что оптимальной является толщина
слоя 5—8 мкм. Слой состоит из чистого TiC высокой плотности
с размером зерен до 0,5 мкм. Между слоем и основой, состоящей
из твердого сплава, располагается промежуточная зона с пони-
женной концентрацией углерода. Высота неровностей (Ra) по-
верхности TiC слоя тем меньше, чем выше чистота поверхности
твердосплавной подложки TiC. Слой TiC повышает износостой-
кость твердого сплава особенно значительно при высокой темпе-
ратуре; уменьшаются адгезионные явления и снижается сила ре-
зания, улучшается коррозио- и окалиностойкость. Скорость
окисления на воздухе после 10-часового нагрева при температуре
700° С пластинок твердого сплава без покрытия в 8—10 раз больше
сравнительно с покрытием пленкой TiC. Возможно двукратное
увеличение скорости резания или увеличение стойкости в 1,5—
5 раз.
Отмечается, что покрытие TiC не дает преимуществ при обра-
ботке стеллитов, стеклопластиков, жаропрочных сплавов и ма-
териалов, реагирующих с TiC, например А1 и TiC [160—179].
Применение пластин с покрытием TiC дает возможность значи-
тельно уменьшить количество используемых марок твердого
сплава. Так, фирма «Крупп» вместо 20 марок твердых сплавов
оставила лишь три марки.
12.	МИНЕРАЛОКЕРАМИЧЕСКИЕ И КЕРАМИКО-
МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ
МАТЕРИАЛЫ
Новый инструментальный материал — минералокерамика
(А12О3) вызывает большой интерес благодаря своим выдающимся
режущим свойствам, определяемым высокими твердостью, красно-
стойкостью и износостойкостью. Исходным материалом для ин-
струментальной минералокерамики является технический глино-
зем, получаемый из гидрата глинозема прокаливанием при тем-
пературе 1100—1200° С. Он представляет смесь двух модификаций
у — А12О3 с плотностью 3,65 и а — А12О3 с плотностью 3,96 (ко-
рунд). Полное превращение у-глинозема в a-форму достигается
прокаливанием технического глинозема при температуре 1400—
1600° С.
Прокаленный глинозем с помощью виброизмельчителя подвер-
гается тонкому помолу до размера частиц в основной массе (до
80%) не более 1 мкм при максимальном размере зерен не более
2 мкм. Формирование режущих пластин осуществляется прессо-
ванием увлажненного порошка или литьем пластифицированной
массы под давлением. Затем пластины подвергаются сушке и по-
следующему спеканию. Добавка к микропорошку а — А12О3
51

окиси магния MgO в количестве 0,5—1,0% содействует получению
плотного и мелкокристаллического материала с образованием
шпинели (MgOAl2O3), препятствующей росту кристаллов, и яв-
ляющейся хорошим цементирующим средством.
Минералокерамический инструмент при больших достоинствах
имеет существенный недостаток — малую прочность (ои = 30ч-
ч-40 кгс/мм1 2) г. Для успешной эксплуатации его необходимо при-
менение новых методов и идей в практике обработки резанием.
Новое заключается в использовании режущих пластин без
переточки. Рабочие-станочники должны получать совершенно го-
Рис. 13. Минералокерамические режущие пластины
товые резцы — пластины с необходимыми геометрическими пара-
метрами и простые, надежные державки, обеспечивающие мини-
мальное время для смены пластин. После затупления пластина не
перетачивается; она заменяется новой, так как переточка стано-
вится нерентабельной при дешевом и недифицитном инструмен-
тальном материале. Экономичность возрастает при использовании
многолезвийных поворотных пластин, предложенных впервые
автором [13] в 1952 г. (рис. 13).
В последнее время успешно применяют керамико-ме-
таллические поворотные пластины, состоящие
из различных компонентов. Наиболее известны композиции из
окиси алюминия А12О3 и сложных карбидов вольфрама и молибдена
[А12О3 + 20ч-40% (Мо2С + WC + TiC) ], полученные спеканием,
1 В последнее время удалось повысить прочность минералокерамики, что
способствовало расширению ее практического применения при обработке различ-
ных металлов.
52

как и твердые сплавы или минералокерамика. По своим физико-
механическим свойствам они занимают положение между твердыми
сплавами-и минералокерамикой: чуть менее твердые (HRA 91—92),
менее теплостойкие, но более прочные и потому более устойчивые
сравнительно с минералокерамикой, дают более высокую произ-
водительность, чем твердые сплавы, и большую надежность в ра-
боте сравнительно с А12О3.
В зарубежной практике успешно используют, помимо указан-
ных керметов, и ряд других соединений минералокерамики, ме-
таллов, их карбидов и окпслов.
13.	СВЕРХТВЕРДЫЕ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ
МАТЕРИАЛЫ
Алмазы. Естественные и синтетические ал-
мазы, обладая большой твердостью, износостойкостью, низким
коэффициентом трения, особенно хороши и производительны при
тонком точении и растачивании цветных металлов, пластмасс
и т. п. При этом допускается температура резания не свыше
750—850° С во избежание потери инструментом своей твердости
(алмаз превращается в графит). Надо добавить, что алмазные
кристаллы обладают большой анизотропией и при надлежащей
кристаллографической ориентации можно повысить стойкость
инструмента на 200—1000%. В литературе [132] приводится
пример того, как алмазный резец весом в 19 карат до полного
использования перетачивался 105 раз, прослужив в общей слож-
ности 16 лет.
В 1958 г. впервые в промышленном масштабе было освоено про-
изводство синтетических алмазов. Первоначально их получали
из графита при огромных давлении (—200 000 ат) и температуре
(—4000° С), соответствующих их природным условиям образова-
ния в недрах земли на большой глубине. С помощью катализато-
ров — жидких металлов (Cr, Mo, Со, Fe, Ni) и др. удалось умень-
шить давление до 50 000—120 000 ат и температуру до 1200—
2000° С. В зависимости от температуры меняется форма кристаллов
(кубическая, октаэдрическая и др.), а также их цвет от черного
при низких температурах до зеленого, желтого, светлого с повыше-
нием температуры.;
Октаэдрические кристаллы с длиной ребра до 550 мкм обра-
зуются в течение нескольких минут; при двойной длине требуется
выдержка в несколько часов. В зависимости от размера значи-
тельно колеблется прочность зерна от асж = 900-^-1400 кгс/мм2
при площади поперечного сечения S = 32 10"4 мм2 до 400—
900 кгс/мм2 при S = 700 10"4 мм2. Эта прочность значительно
уменьшается при наличии микроскопических поверхностных и
внутренних трещин.
Зерна синтетического алмаза легче расщепляются под нагруз-
кой в сравнении с естественными, образуя более острые кромки,
53

что способствует их успешному применению в качестве абразив-
ного инструмента. Алмаз как режущий инструмент обладает высо-
кой степенью жесткости — самым большим модулем упругости
(в 2—3 раза выше, чем SiC и В4С), высокой теплопроводностью
(в 2,5—9 раз более, чем твердые сплавы), непревзойденной изно-
состойкостью.
Кубический нитрид бора (КНБ). По аналогии с технологией
алмазов в СССР синтезирован (при температуре 1360—2000° С)
и давлении 60—90 тыс. ат и другой материал — КНБ (эльбор,
боразон). Новый материал почти не уступает алмазу по твердости
(HV 8000—10 000), но значительно превосходит его по теплостой-
кости 1400—1500° С. Это дает возможность использовать эльбор
в качестве абразивного инструмента при обработке различных
высокопрочных сталей и сплавов вплоть до жаростойких, обеспе-
чивая экономичность и качество обработки при высокой стоимости
инструмента. Эльборовые резцы можно успешно применять при
тонком точении и растачивании закаленных сталей, что совершенно
недоступно для работы с алмазными резцами.
Поликристалл КНБ, используемый для резцов, представляет
собой агрегат сросшихся сложным, образом кристаллов КНБ,
разделенных незначительным количеством продуктов кристалли-
зации маточного раствора. Размер зерен существенно зависит
от давления при выращивании и вязкости растворителя. Наблю-
даемая нестабильность режущих свойств эльбора вероятно свя-
зана с получаемой структурой. Она может быть двух типов —
мелкозернистая и с направленной дендритной кристаллизацией.
По прочностным свойствам эльбор несколько уступает синтетиче-
скому алмазу (аи = 25-4-30 кгс/мм2).
14.	МЕТОДЫ КРЕПЛЕНИЯ РЕЖУЩИХ ПЛАСТИН
ч
Производительность режущего инструмента в значительной
мере зависит от метода и качества крепления режущих элементов
к державкам, а также от материала последних. Материал и размер
державки следует выбрать такими, чтобы обеспечить достаточную
прочность и жесткость против деформации под действием сил реза-
ния, вызывающих вибрации и даже разрушение режущего инстру-
мента. Поэтому рекомендуется (особенно при тяжелых условиях
резания) применять для державок, углеродистую инструменталь-
ную сталь марки У8А или качественную легированную сталь
марок 45Х, 9ХС, 7X3, Х12.
В последнее время для державок стали рекомендовать спе-
циальные материалы, поглощающие вибрации в процессе реза-
ния, например твердые сплавы или прессованные из железного
порошка и обогащенные медью пластины, подвергнутые синтерн-
процессу (прессованию с нагревом до 1000° С) и др. Любопытно
отметить, что серый чугун средней твердости обладает коэффи-
54

циентом рассеяния энергии колебаний в 10 раз большим, чем
среднеуглеродистая незакаленная сталь, и в 20 раз большим,
чем закаленная углеродистая.
Рис. 14. Державки для механического крепления режущих пластин:
а, б — крепление прихватом; в, г — то же клином; д — то же косой
тягой; е — то же качающимся штифтом; ж — то же эксцентриком;
з — то же рычажным механизмом; и — то же малогабаритным при-
хватом.
1 — державка; 2 — подкладка; 3 — многогранная пластина; 4 — струж-
коломатель; 5 — штифт; 6 — прихват; 7 — крепежный винт; 8 — пру-
жина; 9 — крепежный штифт; 10 — регулировочный винт; 11 — втулка;
12 — клин; 13 — косая тяга; 14 — планка; 15 — качающийся штифт;
16 — эксцентриковая втулка; 17 — эксцентрик
Режущие элементы обычно припаивают к стержням различ-
ными припоями (красная медь, никель-марганцовистая латунь,
медно-никелевые сплавы, медно-цинко-никелевые припои и др.).
Недостатком_напайки являются напряжения, возникающие в пла-
55

стинах твердого сплава или мипералокерамнческпх, так как коэф-
фициенты линейного расширения материалов стержней, режущих
пластин и припоя различны. Для уменьшения этих напряжений
иногда рекомендуют пластины твердого сплава напаивать не
в гнезде оправки, а на передней или задней поверхности ее.
На некоторых заводах успешно применяют эпоксидный клей
для скрепления минералокерамических пластин с металлическими
державками. Подобное соединение имеет прочность на срез 60—
100 кгс/см2; при подогреве до 120° С прочность возрастает до
300 кгс/см2.
Исследования и практика показали, что механическое крепле-
ние твердосплавных или минералокерамических пластин обхо-
дится дешевле и обеспечивает большую стойкость инструмента
в сравнении с напаянными. Поэтому для механического крепления
пластин все чаще пользуются державками различных конструк-
ций. Некоторые из них показаны на рис. 14.
Однако в тех случаях, когда механическое крепление нена-
дежно из-за малых размеров и хрупкости режущих элементов
(алмазных, эльборовых), лучшую стойкость инструмента дает
зачеканка режущих элементов в гнездах державок через пласти-
ческую среду или припайка. Эффект получается тем большим, чем
теплопроводнее и выше демпфирующие свойства припоя и самой
державки. По той же причине при механическом креплении режу-
щих элементов стойкость инструмента заметно повышается с по-
мощью твердосплавных, латунных, медных и других прокладок
в державках, являющихся демпфирующими элементами.

Глава 111
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗЦА
И ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ
15.	ОБЩИЕ ПОНЯТИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Виды обработки резанием определяются типом применяемого
режущего инструмента и траекторией движений, совершаемых
инструментом и обрабатываемой заготовкой. В процессе резания
различают следующие виды движений.
1.	Главное рабочее движение, осуществляемое с наибольшей
скоростью (вращение детали при точении, вращение сверла при
сверлении, фрезы при фрезеровании и т. д.).
Рис. 15. Свободное и несвободное резание при точении:
1 — обрабатываемая поверхность; 2 — обработанная поверхность;
3 — поверхность резания
2.	Вспомогательное рабочее движение — подача (перемещение
суппорта станка с резцом при точении, перемещение сверла вдоль
оси, перемещение обрабатываемой детали при фрезеровании и т. д.).
Оба эти движения определяют траекторию относительного рабо-
чего движения.
3.	Условно вспомогательное движение (перемещение инстру-
мента или обрабатываемой детали при подготовке к процессу
резания).
На рис. 15, а показано свободное резание при точении, когда
слой металла срезается одной главной режущей кромкой, а на
57

рис. 15, б—несвободное резание; в последнем ^случае в ра-
боте участвуют две режущие кромки — главная и вспомога-
тельная.
На обрабатываемой детали различаются: обрабатываемая по-
верхность /, с которой срезается слой металла; обработанная
поверхность <?, полученная после среза слоя металла; поверхность
резания 2, образуемая на обрабатываемой детали непосредственно
главной режущей кромкой.
Путь перемещения поверхности резания относительно режущей
кромки инструмента в направлении главного рабочего движения
называется скоростью резания. Она измеряется в метрах в минуту
или метрах в секунду и берется максимальной, если точки режущей
кромки работают с различными скоростями. В зависимости от
диаметра заготовки или инструмента D (в мм) и числа оборотов п
(в об/мин) скорость резания v определяется по формуле
nDn ,
и = -Тобо м/мин-
Путь перемещения за одну минуту инструмента или обрабаты-
ваемой детали во вспомогательном рабочем движении называется
минутной подачей и обозначается sM (в мм/мин). При точении
обычно имеют дело с подачей на один оборот изделия (s в мм/об).
Различают несколько видов подач: продольную — вдоль оси изде-
лия; поперечную — нормально оси изделия и косую. Очевидно
S — мм/об.
Глубина резания t — расстояние между обрабатываемой и
обработанной поверхностями. При точении она определяется как
полуразность диаметров изделия до и после обработки резцом
за один проход (рис. 15, б):
/ D—Dx
I =---Fj—1 мм»
где/) — диаметр изделия до обработки в мм; Dx — диаметр
изделия после обработки в мм.
Толщиной среза а называется расстояние между двумя после-.
довательными положениями поверхности резания,, а ширина*
среза b определяется как расстояние между обрабатываемой и
обработанной поверхностями, измеренное по поверхности резания.
Если обозначить угол между проекцией режущей кромки резца
и направлением подачи через гр (угол в плане), то согласно рис. 15, б
а = s sin ср; b =	.	(5)
Sin ф	4 '
58

Величинами подачи s и глубины резания t или соответственно
толщиной а и шириной среза b определяется площадь поперечного
сечения снимаемого слоя металла
(площадь поперечного сечения
среза)
f = ts = ab мм2. (6)
В действительности площадь
среза f будет несколько меньше,
если учесть гребешки, остаю-
щиеся на поверхности изделия
после прохода резца. На рис. 16
показана площадь среза при рис Щ.рпределениедействительной
работе резцом С круглой режу- площади поперечного сечения среза
щей кромкой, имеющей радиус
закругления г. Как видим, действительная площадь среза
fz = ts — пл. АВС;
(7)
пл. АВС = пл. ABNM — (пл. АМС + пл. MCN +
+ пл. BCN);	(8)
пл. ABNM = sr;
пл. АМС пл. BCN = г2 a = г2 arcsin ;
1	2г ’
ллг'лг MNCK s 1/ 2 s2
ПЛ. MCN =-------- = ~2~ у г Т'
Подставляя в уравнение (8) значения ABNM, АМС, BCN,
MCN, получим
пл. АВС = sr — ^j/r2 —	+ г2 arcsln.	(9)
В результате имеем
/д = ts — sr —	----V + r2arcsin .	(10)
Высота гребешка будет равна
h~r — ]/г2-4 •	(И)
При работе резца с прямыми режущими кромками и углами
в плане <р и (рп когда радиус закругления весьма мал и его вели-
чиной можно пренебречь, имеем соответственно
2 (ctg <p + ctg <Pi) ’	(12)
h =	5	= s Ф tg <Pi	zj3)
ctgcp + ctgq»! tgcp + tgcpi'	V ’
59

На основании уравнений (11), (13) можно сделать следующий
вывод: высота остаточных гребешков на поверхности изделия,
а следовательно, и шероховатость обработанной поверхности
изделия зависит от величины подачи s и радиуса закругления
вершины резца г, а также углов ф и фх; с увеличением г и умень-
шением scp и обработанная поверхность будет более гладкой,
так как в этом случае уменьшается высота остающихся гребешков.
В действительности гребешки на обработанной поверхности
могут быть и большими по величине по сравнению с их номиналь-
ными значениями ввиду значительных упругих и пластических
деформаций обработанной поверхности изделия в процессе ре-
зания.
Теоретически гребешки должны отсутствовать, а практически
будут ничтожно малы при углах в плане, равных нулю, если при
этом ширина режущей кромки превышает величину подачи,
например при работе резцами с зачищающими кромками. В обыч-
ных подсчетах, не требующих особой точности, определяют
только номинальную площадь среза.
16.	ГЕОМЕТРИЯ РЕЗЦА
Элементы резца. Резец состоит из двух основных частей:
головки — рабочей части с режущими кромками и тела, служа-
щего для закрепления резца
в специальной державке или
суппорте (рис. 17).
Передней называется по-
верхность, по которой сходит
стружка; от правильного на-
клона ее в значительной степени
зависит успех работы резца.
Задними (главной и вспомога-
тельной) называются поверх-
ности резца,, обращенные к по-
верхности резания (главная) и
к обработанной поверхности
(вспомогательная).
Пересечение передней и
задних поверхностей образует
две режущие кромки; различают
главную режущую кромку, выполняющую основную работу
резания, и вспомогательную. Место сопряжения главной и
вспомогательной режущих кромок образует вершину резца; эту
вершину обычно закругляют для большей стойкости резца, а
также для повышения чистоты обработанной поверхности.
Геометрию режущего инструмента целесообразно рассматри-
вать двояко — статически и кинематически:
60

1) как геометрического тела, параметры которого необходимо
знать при изготовлении и заточке;
2) в процессе резания, когда при неизменной форме инстру-
мента геометрические параметры могут изменяться в зависимости
от режима резания и установки инструмента относительно обра-
батываемой детали.
Углы резца как геометрического тела. Для определения углов
резца как геометрического тела воспользуемся рис. 18, где пред-
ставлен в горизонтальном положении прямой проходной правый
резец и три взаимно перпендикулярные плоскости: опорная хоу,
продольная yoz и поперечная xoz. Опорная плоскость хоу обычно
совпадает с так называемой основной плоскостью, параллельной
продольной и поперечной подачам резца.
Рис. 18. Координатные плоскости резца
Положение передней поверхности резца вполне определяется
углами наклона ее в двух секущих плоскостях: продольной,
параллельной yozt и поперечной, параллельной xoz. В этом случае
имеем (рис. 19) следующие углы. Угол поперечного наклона перед-
ней поверхности ух — угол между передней поверхностью резца
и опорной плоскостью в поперечном сечении (разрез по Б—Б).
Угол продольного наклона передней поверхности уу — угол между
передней поверхностью резца и опорной плоскостью в продоль-
ном сечении (разрез по В—В). Угол поперечного наклона главной
задней поверхности ах — это угол между главной задней поверх-
ностью резца и плоскостью, нормальной опорной и проходящей
через главную режущую кромку в поперечном сечении. Угол про-
дольного наклона главной задней поверхности ау определяется
аналогично предыдущему, но в плоскости продольного сечения.
На практике основные углы резца обычно измеряют в главной
секущей плоскости, перпендикулярной проекции главной режущей
кромки на опорную плоскость (разрез по А—А), так как-в этой
плоскости при некоторых условиях (X = 0) стружка скользит по
61

резцу. Основные углы имеют названия: передний угол у, задний
угол а, угол заострения р (угол между передней и задней поверх-
ностями резца).
Различают положительный передний угол (+у), когда режущая
кромка занимает наивысшее положение на передней поверхности
резца, и отрицательный передний угол (—у), когда режущая
кромка расположена ниже всех других точек на передней поверх-
ности (при X = 0).
Очевидно, во всех случаях имеем а + р + у = 90°.
Рис. 19. Углы резца как геометрического тела
Соответственно в сечении Г—Г имеем вспомогательный перед-
ний угол Yi, вспомогательный угол заострения Pi и вспомога-
тельный задний угол ах.
В плоскости плана располагаются (рис. 19):
1)	главный угол в плане ср— наименьший угол между попе-
речной плоскостью и. проекцией главной режущей кромки на
опорную плоскость;
2)	вспомогательный угол в плане <рх—наименьший угол
между поперечной плоскостью и проекцией вспомогательной ре-
жущей кромки на опорную плоскость;
3)	угол при вершине в плане 8 — угол между проекциями
главной и вспомогательной режущих кромок на опорную пло-
скость. Очевидно, ср + 8 + ср! = 180°.
Большое значение имеет угол наклона главной режущей
кромки X — угол между главной режущей кромкой и опорной
плоскостью. Различают положительный угол наклона (+Х),
когда вершина резца занимает низшее положение на главной режу-
62

щей кромке резца, и отрицательный угол наклона (—X) при наи-
высшем положении вершины резца (рис. 20).
Аналогично определяется и угол наклона вспомогательной
режущей кромки
Зависимость между углами резца. У фасонных резцов секу-
щие плоскости, нормальные к проекции режущей кромки на основ-
ную плоскость в ее различных точках, не будут параллельны
между собой и, следовательно, передние углы, измеренные в этих
плоскостях, будут различными по величине. Очевидно, в таком
случае расположение передней грани необходимо определять
углами поперечного и продольного наклона уЛ и уу. Последние
определяют собой углы установки резца при заточке его главных
углов у, а, измеряемых в главной секущей плоскости. Необходимо
знать взаимосвязь между указанными углами, чтобы обеспечить
Рис. 20. Углы наклона главной режущей кромки
правильную заточку инструмента; это необходимо также и для
анализа некоторых явлений в процессе резания.
На рис. 21 изображены резец в плане (рис. 21, а) и его разрезы
тремя плоскостями: продольной /—2 (рис. 21, в), поперечной 3—4
(рис. 21, б) и плоскостью 2—3, нормальной проекции главной
режущей кромки 1—3 (рис. 21, г). Соответственно показаны углы
уу, Ух и угол наклона главной режущей кромки X (рис. 21, б).
Как видно из рисунка, точка 2 лежит ниже точки 3 на расстоя-
нии а (рис. 21, г), причем точка 3 находится ниже точки 1 на рас-
стоянии b (рис. 21, б). Таким образом, точка 2 лежит ниже точки 1
на величину с = а 4- Ь. При этом
47,^ = ^,
где а - A tg у; b --- В tg X; с = С tg уу.
Далее имеем
А С cos ср; В --= С sin ср.
В результате получаем
to-л, - a + b - Ccos(ptgy4-Csin(ptgX _
^Уу- с —	с	—
= cos ср tg у 4- sin ср tg X.	(14)
63

Уравнение выражает зависимость между передним углом и
углами уу, ф и %. При положительном угле X изменился бы знак
на обратный у члена правой части уравнения, содержащего ве-
Рис. 21. Геометрия резца
личину X. Очевидно, принимая последнюю за алгебраическую
величину, получим в общем виде
tg Уу = cos ф tg у — sin ф tg X.	(15)
Аналогичным путем получим уравнение для угла поперечного
наклона передней поверхности резца ’
tg Yx = sin ф tg у + cos ф tg X.	(16)
Умножая уравнение (15) на cos ф, уравнение (16) на sin ф
и складывая их, получим значение переднего угла
tg У = tg ух sin ф + tg cos ф.	(17)
Умножая уравнение (15) на sin ф, а уравнение (16) на cos ф
и вычитая из второго первое, получим значение угла наклона
главной режущей кромки X
tg X = tg Ух cos ф — tg уу sin ф.	(18)
В процессе резания, особенно с большими подачами, небезынте-
ресно знать величины задних углов резца и ау в плоскостях,
параллельных подачам,— продольной и поперечной, т. е. в попе-
речном и продольном сечениях резца. Имеем:
при угле X = О
tga^^JKEL;	(19)
Sin ср	' '
64

при X =(= О
tgat=-- tg«c°s“	(20)
& x sin (ф — (О)	v '
где tg со = tg a tg X (принимается за алгебраическую величину).
Аналогично при X = О
tga	(21)
ь У	COS ф	v 7
при X =£ О
,	щ a cos со	/опч
tg a = —Ц---------- .	(22)
У COS (ф — со)	' 7
Для переднего угла ух у вспомогательной режущей кромки
(рис. 19, разрез Г—Г) аналогично уравнению (17) можно написать
tg Yi == tg sin q>x + tg cos фъ
где yXi, уУ1 — углы поперечного и продольного наклона передней
поверхности у вспомогательной режущей кромки резца.
Очевидно, уХ1 = —7г/1 = тогда
tg 7i = tg уу cos фх — tg ух sin срх.	(23)
Подставляя значения ух и уу из уравнений (15) и (16), после
преобразования получим
tg Yi = tg у cos (срх + ф) — tg X sin (срх + ф).	(24)
Таким же образом можно вывести зависимость между углом
наклона вспомогательной режущей кромки Хх и углами у и X,
воспользовавшись уравнением (18). Имеем
tg Xх = tg X cos 8 — tg у sin 8,	(25)
где 8 — угол при вершине резца в плане.
Углы резца выбираются с учетом физико-механических свойств
как обрабатываемого материала, так и материала самого инстру-
мента, а также жесткости системы СПИД. С увеличением твердости
обрабатываемого материала и хрупкости инструмента необходимо
упрочнять последний путем уменьшения переднего угла у, доводя
его величину до отрицательных значений при обработке весьма
твердых металлов (закаленная сталь, отбеленный чугун).
На практике при заточке металлокерамических и минерало-
керамических резцов часто прибегают к заточке упрочняющих
фасок вдоль режущих кромок, стружкозавивательных канавок,
стружкодробильных выступов или изменяют углы в плане с уче-
том жесткости системы.
В табл. 6 и 7 даны геометрические параметры режущей части
твердосплавных резцов и резцов из быстрорежущей стали.
3 А. М. Вульф	65

Таблица 6
Значения углов для резцов из быстрорежущей стали
Обрабатываемый материал	Передний угол	Задний угол
	в п	эад
Сталь и стальное литье:		
ов — 40 кгс/мм2	30	8—12
о в — 40-г 50 кгс/мм2	25	8—10
ов = 704-80 кгс/мм2	10	6—8
ов = 90-е-100 кгс/мм2	5	5—7
Хромоникелевая сталь ав = 704-80 кгс/мм2	15	5—7
Хромистая сталь ав —- 70-7-80 кгс/мм2	5	5—7
Серый чугун:		
НВ 160—180	12	6—8
НВ 220—260	6	6—8
Ковкий чугун		
. НВ 140—160	15	6—8
НВ 170—190	12	6-8
Медь, алюминий, баббит	25—30	8—12
Бронза и латунь средней твердости	10	8
Бронза твердая	5	6
Вольфрам	20	15
Ниобий	20—25	12—15
Молибденовые сплавы	30	10—12
Таблица 7
Значения углов твердосплавных резцов
Обрабатываемый материал	Передний угол	Задний угол
	в п	)ад
Медь, алюминиевые, магниевые сплавы, латунь	25	8—15
Чугуны мягкий, мягкая нержавеющая сталь	15	8—12
Сталь сгв= 80-7-120 кгс/мм2, ковкий чугун, бронза	10	8—12
Чугун НВ 220 кгс/мм2, латунь, твердая марган- цовистая сталь (12% Мп)	0—5	8—12
Чугун отбеленный, сталь закаленная	10	8
Высокопрочные стали ов= 160-ь 230 кгс/мм2	0- (-5)	6—8
66

17.	УГЛЫ РЕЗЦА В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
В процессе резания отвод стружки, трение и степень пласти-
ческой деформации снимаемого слоя, а тем самым нагрузка на
резец и стойкость его зависят от взаимного расположения резца
и обрабатываемой детали, а также от их относительного движения.
Поэтому в системе ориентирования целесообразно установить сле-
дующие параметры.
1.	Направление траектории относительного рабочего движе-
ния, касательной к поверхности резания и проходящей через рас-
сматриваемую точку режущей кромки. Эта траектория совпадает
с плоскостью резания 2, касательной к поверхности резания и про-
ходящей через главную ре-
жущую кромку или через
рассматриваемую точку ре-
жущей кромки (рис. 22).
Наклон этой плоскости вли-
яет на степень взаимодейст-
вия задней грани инструмента
и поверхности резания.
2.	Нормальная плоскость,
перпендикулярная к траек-
тории относительного рабо-
чего движения и проходя-
щая через рассматриваемую
Рис. 22. Координатные плоскости в про-
цессе резания:
/ — основная плоскость; 2 — плоскость ре-
зания

точку режущей кромки.
В этой плоскости распола-
гаются силы резания, нор-
мальные к поверхности реза-
ния и, . следовательно, ее
положение влияет на степень взаимодействия снимаемой
стружки и передней поверхности инструмента.
3.	Основная плоскость /, параллельная продольной и попереч-
ной подачи; в этой плоскости определяются углы инструмента
в плане.
Главные углы измеряются в главной секущей плоскости, про-
ходящей через данную точку режущей кромки, нормально проек-
ции ее на основную плоскость. Наибольшее значение имеет угол
резания б — угол между передней поверхностью резца и траекто-
рией относительного рабочего движения. Величина этого угла
в большой степени влияет на деформацию срезаемого слоя, на-
грузку, стойкость инструмента. Передний угол ур в процессе ре-
зания определяется как угол между передней поверхностью
резца и нормальной плоскостью. Всегда бр + ур = 90°.
Задний угол ар — угол между задней поверхностью резца и
траекторией относительного рабочего движения; при наличии
угла ар уменьшается трение между поверхностью резания и резцом,
что предохраняет инструмент от преждевременного затупления.
3*
67


Угол наклона главной режущей кромки X в процессе резания
определяется как угол между главной режущей кромкой и нор-
мальной плоскостью. Соответственно угол наклона вспомогатель-
ной режущей кромки — угол между вспомогательной режущей
кромкой и нормальной плос-
костью.
В плоскости плана рас-
полагаются:
1) главный угол в плане
Ф — угол между проекцией
режущей кромки на основ-
ную плоскость и направле-
нием подачи;
5)
Рис. 23. Изменение заднего и переднего углов в зависимости от уста-
новки резца

2) вспомогательный угол в плане фх — угол между проекцией
вспомогательной режущей кромки на основную плоскость и на-
правлением, обратным подаче.
Изменение углов в зависимости от установки резца. В про-
цессе резания при точении в зависимости от формы изделия,
конструкции инструмента, режима резания меняется относитель-
ное взаимное расположение поверхности резания и режущих гра-
ней инструмента, в результате чего изменяются углы резания.
Нетрудно убедиться в том, что углы передний у, задний а и угол
резания б будут изменяться в процессе резания при подъеме и
опускании резца относительно линии центров изделия, а также
в зависимости от величины подачи.
На^рис. 23 показаны резец и изделие в плане и разрезы их попе-
речной (рис. 23, а) и продольной (рис. 23, б) плоскостями. Пункти-
ром изображено положение резца на уровне линии центров,
68

а сплошными линиями — положение выше линии центров на ве-
личину h. Как видим, угол продольного наклона передней грани
в процессе резания уур увеличился, а продольный задний угол о^р
соответственно уменьшился на одну и ту же величину т, равную
h
т = arcsin ,
~2
и, следовательно,
Т//Р = ъ +(26)
(Хур = <Ху т.	(27)
Угол поперечного наклона передней поверхности в процессе
резания уХр увеличился, а задний поперечный угол алр (на рисунке
не показан) уменьшился на величину р, соответствующую углу
подъема винтовой линии и равную
н= arct§ >
где s — подача в мм/об; D — диаметр изделия в мм.
Следовательно,
Тхр = Ъ + И,	(28)
«хР = “х — И-	(29)
Действительный передний угол в процессе резания ур, рас-
положенный в главной секущей плоскости, также изменяется
и может быть рассчитан по формуле
tg YP = tg yvp sin ф -’г tg cos ф.
Подставляя значения y%p и y^ из формул (28) и (26), получим
tg YP = tg (Yx + И) sin ф 4- tg (уу + т)cos ф.	(30)
В обычных условиях работы угол р весьма мал, и его значением
можно пренебречь; тогда
tg YP = tg Yx sin ф + tg (yy + t) cos ф.	(31)
Задний угол при продольной подаче резца ахр, измеренный
в вертикальной плоскости, совпадающей с направлением подач&,
может быть определен по формулам (19) и (29)
аАр И = arctg (-arctg ,	(32)
а при поперечной подаче резца по формулам (21) и (27) при X = 0
аг/Р = ау — т = arctg (-^-) — arcsin .	(33)
Т
Таким образом, нетрудно убедиться в том, что передний угол yp>
а следовательно, и угол резания 6р может заметно измениться при
69

достаточно большом подъеме резца над линией центров станка,
а также при большой подаче резца и тем значительнее, чем меньше
диаметр изделия.
При поперечной подаче по мере продвижения резца к центру
изделия диаметр обрабатываемой поверхности непрерывно умень-
шается, и, следовательно, угол т будет соответственно расти.
Тогда передний угол ур, согласно формуле (30), увеличивается,
а задний угол о^р, согласно формуле (33), уменьшается и может
стать даже отрицательным по величине при весьма малом диаметре,
что может вызвать аварию в работе. Вот почему при работе от-
резными резцами следует устанавливать резец строго по центру.
Очевидно, при опускании резца ниже центра изделия имеет место
обратная картина, т. е. передний угол
ТР будет уменьшаться, а задний ар
Шбг	увеличиваться. При растачивании от-
Рис. 24. Изменение углов	Рис. 25. Спиральная поверхность
резца при растачивании	резания
верстий (рис. 24), наоборот, с подъемом режущей кромки резца
передний угол ур уменьшается/а задний угол ар увеличивается.
Это обстоятельство заставляет иногда корригировать форму резца,
чтобы обеспечить нормальные углы в процессе резания.
Как уже было отмечено, при вращении изделия и продольной
подаче поверхность резания представляет собой винтовую поверх-
ность (при X = 0) и при поперечной подаче — поверхность архи-
медовой спирали (рис. 25). В этих случаях чем больше подача,
тем значительнее будут отклоняться от вертикали плоскости реза-
ния, касательные к соответствующим поверхностям резания и
проходящие через режущую кромку. Поэтому при достаточно боль-
ших подачах необходимо у резцов обеспечить повышенные зна-
чения задних углов. Для иллюстрации этого на рис. 26 дана схема
затылования зуба фасонной фрезы. Здесь подача резца к центру
за один оборот фрезы весьма велика и составляет s = hz, где h —
падение задней поверхности зуба фрезы в мм; z— число зубьев
фрезы.
Следовательно, угол между касательной к окружности и спи-
ральной поверхностью резания можно рассчитать по формуле
s   hz
2пг	2пг ’

где г — средний радиус пути точки контакта режущей кромки
резца и задней поверхности зуба фрезы.
В этом случае задний и передний углы в процессе резания
составят
ар = а — р,; уР = у + р.
(34)
При обработке профильных изделий в форме эллипса, квадрата,
многогранника, а также кулачков
цессе резания. Это хорошо
видно на примере обработки
кулачков (рис. 27), где для со-
хранения нормальных углов в
процессе резания приходится
непрерывно перемещать резцы,
что достигается с помощью ка-
чающихся резцедержавок и
специальных копиров.
углы резко изменяются в про-
Рис. 27. Изменение углов резапия
при точении кулачков
Рис. 26. Схема затылования зуба
фрезы
Углы наклона главной и вспомогательной режущих кромок Хр
и ХР1 в процессе резания также изменяются. Например, с учетом
подъема резца на величину Л, соответствующую углу т (arcsin т =
2/г \
= а также подачи s и соответствующего ей угла подъема
траектории относительного рабочего движения ^arctg р = SZj)>
имеем согласно уравнениям (18), (26), (28)
tg Ч = tg Y.vp cos ср — tg у^р sin ср	tg (Y.v •| p) cos cp —
— tg (y^ -I- t) sin cp.	(35)
При снижении резца относительно линии центров станка со-
ответствующий знак меняется на обратный.
С изменением угла наклона режущей кромки Хр изменяются
направление схода стружки и силы резания, а также качество обра-
ботанной поверхности.
71

Необходимо отметить большую роль в процессе резания самой
режущей кромки. Острота лезвия, зазубренность его, влияющие
на стойкость инструмента, шероховатость и наклеп обработанной
поверхности зависят не только от качества заточки, но и от струк-
туры инструментального материала, а также геометрии резца
(угла заострения). Надо полагать, что режущая кромка будет тем
Рис. 28. Профили режущих кромок и средняя высота
шероховатостей режущей кромки в зависимости от угла
заострения резца из стали 9ХС
острее и чище, чем прочнее инструментальный материал, равно-
мернее его структура и мельче зернистость. Измерение тщательно
доведенных резцов из различных инструментальных материалов
с углом заострения р = 70° показали значения радиуса скругле-
ния режущей кромки от р = 30 до р = 2 мкм.
Отмечается [134 ] и значительное влияние зернистости абразив-
ного затачивающего круга на величину р. Например, при умень-
шении зернистости круга от 125 до 32 радиус скругления режущей
кромки уменьшался от р = 15 до р = 5 мкм (при угле заострения
затачиваемого резца р = 90°). При р = 60° получали соответ-
ственно р = 7 и р = 2 мкм. Практика показывает резкое умень-
72

шение безвибрационной зоны работы станка с увеличением р
и г по мере затупления резца.
Следует обратить внимание на то, что на самой вершине резца
острота лезвия значительно меньше (больше р) остроты главной
режущей кромки. Зазубренность режущей кромки возрастает
с увеличением хрупкости инструментального материала и уменьше-
нием угла заострения р (рис. 28, а), а так как в этом случае сни-
жается прочность режущей кромки, то последняя при заточке
больше выкрашивается. На рис. 28, б дана кривая изменения за-
зубренности режущей кромки из стали 9ХС в зависимости от угла
заострения р, причем за величину зазубренности принято среднее
значение высоты неровности на 1 мм длины режущей кромки.
Исследования показали целесообразность доводить радиус
закругления режущей кромки до значения р = Юн-12 мкм при
чистовой обработке, р = 15н-25 мкм при грубом непрерывном
резании и р = 25н-50 мкм при прерывистом точении, а при весьма
тяжелых условиях даже до р = ЮОн-150 мкм.

Глава IV
ЭЛЕМЕНТЫ ФИЗИКИ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ
18.	МЕХАНИЗМ ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ
Процесс превращения срезаемого слоя в стружку является
предметом внимания очень многих исследователей, поскольку он
показывает существо процесса резания, его физику и, следова-
тельно, основные закономерности науки о резании, ее теорию.
Хорошая теория является лучшей практикой; она освещает пути
повышения производительности процесса резания, его экономич-
ности, качества обработанной поверхности и тем самым ресурса
машин.
Первым, кто отметил большое значение явлений, происходящих
в процессе резания в связи с образованием стружки, и тем зало-
жил фундамент науки о резании металлов, был русский ученый
проф. И. А. Тиме [83]. Он пишет:
«С первого взгляда может показаться странным и непонятным, что могут пред-
ставлять собою интересного и нового эти, по-видимому, однообразные массы стру-
жек и опилок, образующих в машиностроительных фабриках груды малоценного
мусора. Между тем, при тщательном наблюдении мы замечаем, что эти груды му-
сора состоят из весьма разнообразных по величине, форме, виду и строению стру-
жек, подчиняющихся известным одним и тем же физическим законам и представ-
ляющих для науки поле для новых обширных и чрезвычайно интересных иссле-
дований».
Эти исследования были выполнены многими отечественными,
а также зарубежными учеными, показавшими, что стружка —
продукт весьма сложного процесса, течение которого определяется
многими факторами. Для познания этого процесса прибегали
к различным методам:
1)	визуальное наблюдение отполированной боковой поверх-
ности обрабатываемого образца;
2)	наблюдения сетки, нанесенной на боковую отполированную
поверхность, и измерения ее искажения в результате пластической
деформации срезаемого слоя (метод координатной сетки);
3)	киносъемка процесса резания и сопровождающих его яв-
лений;
4)	изучение микрошлифов зоны резания;
5)	поляризационно-оптическое изучение напряжений в зоне
резания;
6)	измерения твердости и расчета напряжений в зоне резания;
74

7)	микроскопическое (электронно-микроскопическое) исследо-
вание стружки и зоны резания;
8)	рентгеноструктурный анализ.
Тиме показал, что в зависимости от обрабатываемого материала
и других условий резания процесс образования стружки проте-
кает различно, вследствие чего вид стружки изменяется. Он уста-
Рис. 29. Стружки
скалывания (а, б)
и надлома (в)
новил в основном два типа стружки: скалывания и надлома при
резании соответственно пластичных и хрупких металлов. Стружка
скалывания, состоящая из элементов, более или менее связанных
между собой, и стружка надлома в виде раздельных элементов
схематично показаны на рис. 29. Перемещаясь, резец оказывает
давление на слой металла толщиной а и создает впереди в металле
сложное упругонапряженное состояние, переходящее затем по
мере его движения в пластическую деформацию. Последняя от-
75

четливо распространяется в зоне, ограниченной поверхностью АМ9
расположенной под некоторым углом Ф. Эту поверхность Тиме
назвал плоскостью скалывания и соответственно угол Ф — углом
скалывания. Вдоль этой плоскости происходит сдвиг элемента
стружки. По мере дальнейшего движения резца образуются все
новые элементы, и срезаемый деформированный слой металла
в виде стружки толщиной а1ь шириной Ьг отходит, перемещаясь
в направлении, нормальном плоскости скалывания. Здесь толщина
стружки аг больше толщины среза а (а± > а), ширина стружки Ьг
больше ширины среза b > &), а длина стружки Lc меньше
длины среза L (Lc < L).
При обработке вязких металлов образующиеся элементы
стружки тесно связаны между собой и согласно Тиме
«. . .снятая стружка имеет вид изогнутой пилы. Внутренняя поверхность
стружки — зазубренная, а внешняя — гладкая вследствие сильного трения
о переднюю поверхность резца. Последнее обстоятельство и является причиной
того, что элемент стружки приобретает трапецеидальную форму, а сама стружка
завивается». . . «Чем толще снимаемый слой и чем более угол резания, тем скалы-
вание в плоскости AM более совершенное, и строение стружек более ясное и от-
четливое. При очень большом угле резания связь между элементами нередко
столь незначительна, что они отделяются поодиночке в виде маленьких параллеле-
пипедных тел (рис. 29. б). Напротив того, с уменьшением толщины снимаемого
слоя и угла резания скалывание происходит менее совершенным образом и струж-
ки получаются более или менее сливного сложения. Наружная выпуклая поверх-
ность их всегда гладкая, внутренняя — вогнутая, зазубренная, но при тонких
стружках и малом угле резания зубчики так тонки, что внутренняя поверхность
принимает настоящий бархатистый вид».
Эта краткая характеристика, взятая из «Мемуаров о строгании
металлов» [83], наглядно рисует виды стружек при обработке
вязких металлов. Как видим, Тиме рассматривает резание металлов
как процесс последовательного скалывания элементов стружки и
при этом в зависимости от степени пластичности обрабатываемого
материала, угла резания, толщины среза, скорости резания и дру-
гих параметров стружка скалывания называлась сливной и эле-
ментной.
При обработке хрупких материалов (чугуна, бронзы, пластмасс
и др.) образование стружки происходит совершенно иначе, от-
лично от вязких металлов. Тиме пишет:
«. . .вначале при вдавливании резца происходят веете явления, которые пред-
шествуют скалыванию элементов. Затем неожиданно происходит одновременный
разрыв и перелом большого элемента Э (рис. 29, в). Поверхности разрыва и над-
лома этих элементов неровные, зернистого строения, вследствие чего обработан-
ная поверхность получается неровной, покрытой впадинами, углублениями.
Иногда металл имеет еще в достаточной степени вязкость, так что элементы,
будучи связаны между собою на верхней поверхности, образуют настоящую
стружку. Но такие стружки, состоящие из элементов надлома, которым мы дали
название стружки надлома, существенно отличаются по виду и строению от
стружки скалывания».
В своем труде Тиме [83] полемизирует с французским исследо-
вателем Tresca, утверждавшим, что в процессе резания проис-
76

ходят сжатие снимаемого слоя и удаление его путем сдвига вдоль
плоскости резания. Последующие исследования зоны резания
позволили уточнить физическую картину процесса резания.
Первоначально об упругонапряженном состоянии обрабатывае-
мого материала судили по эпюрам напряжений, полученным
расчетно-оптическим методом (фотоупругости) при обработке цел-
лулоида (рис. 30).
Напряжения рассматриваются в вертикальных плоскостях A/W,
расположенных на определенном расстоянии I от режущей кромки.
Например, для резцов с углом резания б = 90° и б = 60° при
I— где а—толщина срезаемого слоя, замечаем следующее:
в точке т (рис. 30, а) имеют место максимальные напряжения
сжатия oz, действующие в горизонтальном направлении, а
77

в точке О они меняют знак — переходят в растягивающие напря-
жения.
На рис. 30, б показаны напряжения в вертикальном направле-
нии. Здесь у резца с углом 6 = 60° возникают только растягива-
ющие напряжения оу, а при 6 = 90° на участке пО небольшие
растягивающие напряжения переходят в сжимающие на
участке СО,
На рис. 30, в представлена эпюра скалывающих напряжений xzy.
Здесь намечается та же тенденция, что и в отношении а2 и ау,
т. е. с увеличением угла-резания б изменяется знак напряжений
и при том максимум х2у располагается все выше по мере удаления
рассматриваемой плоскости сечения NN от режущей кромки.
Принимая направление максимальных значений xzy за направ-
ление пластических сдвигов в срезаемом слое, можно считать, что
положение плоскости сдвига должно определяться некоторым
углом Ф, который был принят впервые И. А. Тиме, а затем и дру-
гими исследователями за угол сдвига. В действительности процесс
резания протекает более сложно. Здесь, помимо гидростатиче-
ского сжатия и сдвига элемента среза, происходит также отрыв
не только стружки надлома, но и сливной стружки, ее изгиб,
а при некоторых условиях и течение ее, т. е. пластическая дефор-
мация приобретает разнообразные формы в зависимости от кон-
кретных условий.
19.	ПЛАСТИЧЕСКАЯ ДЕФОРМАЦИЯ МЕТАЛЛА
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Выше были даны упрощенные представления о деформации
срезаемого слоя, происходящей вдоль одной плоскости сдвига.
В действительности положение значительно сложнее. Пластиче-
ская деформация, т. е. сдвиговые процессы происходят в опре-
деленной зоне и согласно пластической механике линии этих
сдвигов можно выразить кривыми, пронизывающими зону реза-
ния (рис. 31, а). Линия AM'— условная граница упругонапря-
женного металла; здесь начинаются и постепенно возрастают пла-
стические сдвиги вплоть до кривой AM, где деформация и наклеп
достигают наибольшего значения, происходит сдвиг элемента
среза и начинается зона III наклепанной, упругонапряженной
стружки. Первоначально линии сдвигов проходят вдоль плоскости
резания и выходят наружу на обрабатываемую поверхность.
Постепенное возрастание пластической деформации внешне вы-
ражается наплывом, т. е. переходной поверхностью М'М", сопря-
гающейся по касательной к внешней поверхности стружки. При
отсутствии последней, т. е. при резком переходе срезаемого слоя
к стружке (как показано пунктиром) были бы неизбежны большие
отрицательные ускорения, поскольку скорость стружки истр
значительно меньше скорости срезаемого слоя (скорости резания у)
в соответствии с усадкой стружки.
78

Рис. 31. Напряженно-деформированное состояние обрабаты-
ваемого материала в зоне резания
79

С увеличением скорости резания зона пластической деформа-
ции II уменьшается и превращается в узкую полоску вдоль пло-
скости сдвига, а угол сдвига Ф увеличивается вплоть до величины
ф = 45° при очень больших скоростях, когда деформация не успе-
вает произойти и усадка стружки отсутствует (рис. 31, б).
В этом случае зона I упругонапряженного состояния прибли-
жается к режущей кромке А. Здесь показаны касательные напря-
жения хгу и нормальные оу. Последние действуют как растягива-
ющие у режущей кромки (точка Л) и по мере удаления быстро
затухают, а затем через нуль переходят в напряжения сжатия.
Учитывая, что пластические деформации протекают с различ-
ной интенсивностью по толщине снимаемого слоя металла, можно
ожидать здесь некоторого градиента скоростей движения отдель-
ных слоев, особенно заметного при обработке вязкопластичного
металла. Это обстоятельство влияет на текстуру стружки и ее
отвод (завивание).
Как было указано, пластическая деформация начинается на
левой границе зоны II и постепенно увеличивается. Когда напря-
жение достигнет значений предела текучести наклепанного ме-
талла, происходит сдвиг элемента на конечной, правой границе
пластической зоны. Затем напряжение снижается и начинает
формироваться новый элемент стружки; так получается элемент-
ная стружка скалывания. Если при резании касательные напря-
жения или деформация не достигнут предельных значений на
конечной границе переходной зоны, то образуется непрерывная
сливная стружка (деформация прекращается прежде чем будет
достигнута предельная энергия деформации).
Большинство исследователей принимает процесс резания
пластичных металлов как процесс последовательного простого
сдвига элементов среза. Деформация простого сдвига заключается
в перемещении точек деформируемого тела лишь в направлении,
параллельном одной оси г, на расстояния, пропорциональные
оси у (рис. 31, в). В результате происходит усадка стружки.
Усадка стружки
Один из признаков стружки скалывания — усадка в резуль-
тате пластической деформации. Усадкой £ называется отношение
толщины стружки (рис. 32, а) к толщине среза а (поперечная
усадка) или отношение длины пути L, пройденного резцом, к длине
снятой стружки Lc (продольная усадка). Величина £ является
одной из основных характеристик процесса резания. Ее вели-
чина — различная для разных металлов, показана на рис. 32, б
в зависимости от скорости резания.
При обработке хрупких металлов, когда образуется стружка
надлома, усадка ее весьма мала или отсутствует. Здесь сказывается
слабое сопротивление отрыву сравнительно с сопротивлением
сдвигу. Очень малая усадка и даже так называемая «отрицатель-
80

Рис. 32. Усадка стружки (а), вели-
чина усадки стружки для разных
металлов в зависимости от скорости
резания (б) и план скоростей (в).
1 — сталь 10; 2 — медь; 3 — дюралю-
миний Д1; 4 — свинец; 5 — железо
Армко; 6 — латунь Л62; 7 — сталь
12ХНЗ; 8 — сталь У12;	9 — олово,
титановый сплав ВТ1; 10 — кадмий (по
данным М. Ф. Полетика)
81

ная» усадка может быть и при обработке некоторых весьма проч-
ных материалов, например жаростойкого и титанового сплавов.
Это получается вследствие малой пластичности их и резко выра-
женного элементного характера стружки. На величину усадки
влияют и другие параметры: передний угол у, толщина среза а,
скорость резания v, СОС и пр. Согласно рис. 32, а имеем:
aL = I cos (у — Ф); а = I sin Ф;
тогда усадка
г_ _ COS (у — Ф)  cos (Ф — V)
a	sin Ф	sin Ф •
Как видим, усадка стружки уменьшается с увеличением
углов у, Ф. Она характеризует степень пластической деформации
срезаемого слоя металла. При этом считают, что имеет место пло-
ская пластическая деформация и потому принимают, что срезае-
мый слой в такой же мере утолщается, в какой он укорачивается.
В действительности это не всегда бывает так. Наряду с деформа-
цией сдвига происходит гидростатическое сжатие металла в зоне
резания и тогда с утолщением одновременно стружка уширяется
и укорачивается при постоянном объеме снятого металла. В этом
случае действительная усадка £д с учетом уширения определяется
по уравнению
11=1.^ 	W
где £пр — продольная усадка, равная отношению длины среза
к длине стружки; b — ширина среза в мм; Ьг — ширина стружки
в мм.
В практических расчетах уширением стружки пренебрегают,
так как оно заметно лишь при срезании достаточно толстых стру-
жек при малом отношении — и особенно при свободном резании.
На рис. 33 схематично показано, чем различается свободное и
несвободное резание. В первом случае работает один участок режу-
щей кромки Л0х; сдвиг элемента стружки происходит вдоль одной
плоскости АО^ММ^ при этом стружка свободно утолщается и
расширяется, и одновременно происходит значительное укороче-
ние ее. При несвободном резании работают две режущие кромки —
главная AOl и вспомогательная OjB; сдвиг осуществляется вдоль
поверхности АС^ВЛ^М. У вершины резца С\ происходит сложная
объемная деформация в результате наложения сопротивлений двух
поверхностей сдвига у главной и вспомогательной кромок. Стружка
расширяется лишь в одну сторону и к тому же отклоняется вбок
под влиянием сил, действующих на вспомогательной кромке OJ3.
Металл у вершины 0± упрочняется и в меру уменьшения пластич-
ности углы сдвига вдоль ширины стружки увеличиваются к вер-
шине (\. В результате усадка стружки при несвободном резании
уменьшается сравнительно со свободным резанием; соответственно
уменьшаются силы резания. Однако при обработке менее пластич-
82

ного металла может получиться и обратный результат, как это
показывают исследования ряда экспериментаторов. Противоречия
вызваны тем, что при обработке различных металлов в зависимости
Рис. 33. Элементы стружкообразования при^свободном (а) и несвободном (б) реза'
от режимов резания в разной степени проявляются упруго- и
вязкопластические деформации и особенно явления разрушения,
играющие значительную роль в процессе резания.
Относительный сдвиг
Усадка стружки в определенной степени характеризует сте-
пень пластической деформации стружки, но не всегда. Отсутствие
усадки, когда £ = 1, не означает отсутствия пластической дефор-
мации. Она в действительности может иметь место и выражаться
действительным сдвигом элемента стружки.
На рис. 34, а показаны пластическая зона резания АММ'А'
и деформированный элемент стружки AMmrn' (рис. 34, б). Здесь
Дх—толщина элемента, As—абсолютная величина сдвига.
Мерой интенсивности деформации считается относительный сдвиг
е =	. Согласно рис. 34, в имеем
e = -^- = ctgO4- tg (Ф-у).
(38)
Значительный интерес представляет скорость деформации
в процессе резания удеф. Она намного превосходит скорость де-
формирования усдв, которая согласно плану скоростей (рис. 32, в)
резания v, стружки устр и деформирования усдв будет равна
sin 6
усдв— sin (6-1-Ф)
(39)
83

Практически исдв мало отличается от скорости резания v.
Но скорость деформации идеф имеет очень высокие значения:
*40>
V
где е— величина относительного сдвига; /деф — время перемеще-
ния резца на расстояние Ах.
Рис. 34. Расчет относительного сдвига
Так, например, при условиях: Ф = 30°, у = 0°, Ах = 0,02 мм,
v = 100 м/мин = 10б мм/мин имеем
_ е _ [ctg(D + tg (Ф — Y)] 10б _ 1 9г 1П7
--------------------------------------— 1,25 • 10 .
0.02
Как видим, резание металлов является динамичным процессом
и можно полагать, что прочностные характеристики металлов,
полученные при статических испытаниях, не будут достаточно
точно описывать поведение металлов в процессе резания и особенно
при очень больших скоростях деформирования (при сверхвысоких
скоростях резания). В последнем случае приходится считаться
с явлениями разрушения, происходящего не только в результате
исчерпания ресурса пластичности срезаемого слоя металла, но
и по причине динамичности процесса. Это связано со скоростью
распространения волны пластической деформации с, зависящей
в основном от физико-механических свойств обрабатываемого
металла, в частности от модуля пластичности D и плотности ме-
талла р согласно уравнению
84

где
jj  do   изменение напряжения
d&	изменение деформации
Утверждается [136], что при очень больших скоростях с
под воздействием встречных волн-пластической деформации (пря-
мых и отраженных от граничной зоны сжатия и растяжения)
возможно моментальное разрушение металла.
Акад. Я. Б. Зельдович, исследуя явления разрушения в зави-
симости от скорости удара, теоретически приходит к выводу,
что указанная зависимость претерпевает изменение вблизи не-
которого порогового значения скорости удара (10 000—20 000 м/с),
когда происходит взрыв— испарение соударяющихся масс [34].
Практически этот вывод не был подтвержден из-за невозможности
достижения указанных скоростей удара.
Текстура стружки
Рассматривая текстуру стружки, можно заметить, что зерна
металла вытянулись в направлении под некоторым углом смещения
относительно плоскости сдвига элементов (см. рис. 31). Эту кар-
тину впервые наблюдал русский исследователь Я. Г. Усачев,
А
Рис. 35. Расчет угла текстуры деформированной стружки
показавший, что угол Ф по величине изменяется от 30° у вязких
до 0° у хрупких металлов.
Направление этой текстуры находят анализом простого сдвига
элемента стружки. В этом случае (рис. 35) контур АММгАг
превратился бы в контур АМтт' при сдвиге одной стороны эле-
мента из положения АХМГ в положение т'т при неподвижной
стороне AM. Выделим (как это делает А. М. Розенберг) в металле
85

до его деформации некоторый элементарный объем в виде куба,
боковая сторона которого представляет квадрат ANMrC и вер-
шина А совпадает с режущей кромкой резца, а стороны AN и
М±С с направлением сдвига. Условно принимаем этот элементар-
ный объем как зерно металла до его деформации. В результате
простого сдвига МГС переместится в положение тС' и точка
первоначально расположенная на обрабатываемой поверхности,
окажется в точке /и, расположенной на верхней стороне стружки.
Тогда ось симметрии квадрата ЛМх превратится в диагональ Ат
параллелограмма, наклоненную под углом Фх к направлению сдви-
га и, следовательно,
tg ф1 =
АС
Ст
АС
Ст' 4- тт'
АС
AC tg (Ф - у)
(42)
sin Ф
Подставляя в формулу (42) значение АС и упрощая, получим
АС = 5-ф-+-^ф 	<43>
ctg®j= 1 +ctg<D + tg(O>— у),	(44)
Очевидно
ctg Фг = 1 4-8,	(45)
где 8 — относительный сдвиг.
Согласно уравнению (44) угол Фх уменьшается с увеличением
пластичности металла, что будет справедливо лишь при упруго-
пластической деформации, когда скорость наружной поверхности
стружки меньше относительно скорости ее контактной поверх-
ности. При вязкопластической деформации, где имеет место обрат-
ное явление при наличии течения, уголФх должен увеличиваться
с возрастанием пластичности (уменьшением коэффициента вяз-
кости), что и наблюдал Я. Г. Усачев.
Отмеченные связи имеют отношение к явлениям завивания
стружки, усадки ее и др.
Усадка стружки и относительный сдвиг
Величины усадки стружки £ и относительный сдвиг 8 выражают
степень пластической деформации срезаемого слоя металла и между
ними имеется закономерная связь. Так, из уравнения (36) получим
tg(D=	C0S.Y .	(46)
g	— sin у	7
Подставив (46) в уравнение	(38), найдем
_	sin Y+ 1	/47х
А. М. Розенберг и А. Н. Еремин [77] по уравнению (47) по-
строили график зависимости между относительным сдвигом, пе-
86

редним углом у и усадкой стружки £ (рис. 36, а). Он показывает,
что относительный сдвиг не равен нулю при £ = 1, когда усадка
стружки отсутствует. Более того, сдвиг может даже возрасти при
так называемой отрицательной усадке, когда £ < 1. Одновременно
можно заметить, что относительный сдвиг 8, т. е. интенсивность
деформации при любой усадке, имеет минимальное значение при
определенном переднем угле у (рис. 36, б), лишь при £ = 1 и
у j—90° величина 8 = 0, что теоретически можно представить
как процесс разрезки бесконечно тонким лезвием.
а)
Рис. 36. Изменение величины е в зависимости от переднего угла у и
усадки £
Физически относительный сдвиг 8, т. е. деформацию тонкого
элемента стружки можно считать как микродеформацию, проте-
кающую с очень большой скоростью [уравнение (40)], а усадку £
всей стружки как макродеформацию. Значения их, как указано
было выше, определяются физическими и геометрическими пара-
метрами, определяющими величину угла Ф [см. уравнение (33)].
В действительности соответствующие связи усложняются в ре-
зультате действия контактных явлений на поверхностях режущих
инструментов,* представляющих значительный теоретический и
прикладной интерес.
20.	КОНТАКТНЫЕ ЯВЛЕНИЯ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Большое практическое значение имеют процессы, происхо-
дящие на поверхностях контакта режущего инструмента со струж-
кой и обрабатываемой деталью. Они обусловливают стойкость
инструмента и качество обработанной поверхности. Внешне
87

Рис. 37. Контакт стружки с резцом
контакт двух тел представляет совокупность точек и площадок,
передающих нагрузку, в результате которой возникает напря-
женно-деформированное состояние контактных поверхностей.
Давление стружки на резец распределена неравномерно из-за
шероховатости, высоких температур, различных адсорбирован-
ных и окисных пленок на поверхностях контакта (рис. 37).
Площадь фактического контакта зависит от кристаллической
структуры сопрягаемых металлов. При одинаковых нормальных
силах площадь контакта металлов с кубической гранецентриро-
ванной решеткой больше сравнительно с гексагональной, так как
последняя имеет меньше си-
стем скольжения [124].
При движении стружки
по резцу возникают силы
трения; при этом различают
внешнее трение при упругом
контакте и внутренее трение
при пластическом контакте.
В первом случае в тонком
поверхностном слое трущей-
ся пары возникают в основ-
ном упругие и частично плас-
тические деформации, выз-
ванные. механическим зацеп-
лением неровностей . или
адгезионным схватыванием
поверхностей. Если внешние
контактные связи более проч-
ны сравнительно с прочно-
металлов, в последнем разви-
направлении вектора относи-
стыо какого-либо из трущихся
ваются ламинарные перемещения
тельной скорости, — здесь возникает внутреннее трение.
Общая длина контакта стружки и резца С возрастает с увели-
чением пластичности металла, подачи и уменьшением скорости
резания. Отношение длины пластического контакта Сг к общей
его длине изменяется в широких пределах (0,3—0,8) в зависимо-
сти от физико-механических свойств обрабатываемого и инстру-
ментальных материалов и скорости резания. Это определяет ха-
рактер распределения контактных напряжений в связи с видом
стружки. Чем больше последняя приближается к типу элемент-
ной, тем более возрастает концентрация напряжений ближе к ре-
жущей кромке, что заметно влияет на характер износа режущего
инструмента.
Взаимодействие обрабатываемого и инструментального мате-
риалов связано с образованием на режущем клине нароста, зна-
чительно влияющего на стойкость инструмента и качество обра-
ботанной поверхности. В первый момент контакта большая сила
трения покоя превышает силу внутреннего трения текущей
В
88

стружки, и на передней поверхности резца контактный слой ме-
талла задерживается, образуется так называемая заторможен-
ная зона. При недостаточной адгезионной связи с резцом этот
сильно упрочненный слой может перемещаться скачкообразно
и тогда возникают вибрации, форсирующие износ инструмента.
В других условиях заторможенный слой превращается в застой-
ный, на котором задерживаются последующие тонкие слои дефор-
мированного металла, образующие нарост вблизи режущей кромки
(рис. 38).
Рис. 38. Нарост
Когда траектория стружки не совпадает с направлением
передней поверхности резца, образуется разгруженная зона
(при Ф > у), размеры и формы которой определяют очертания
нароста. В эту зону могут проникать и внедряться в нарост мель-
чайшие частицы металла, срезаемые самой режущей кромкой с по-
верхности резания. При тонком точении нарост может заполнять
опережающую трещину и тогда обеспечивается возможность сре-
зать тончайшие слои металла, значительно меньшие по толщине
сравнительно с радиусом закругления режущей кромки р.
В процессе образования нароста его прослойки могут про-
низываться твердыми включениями окисно-нитридных пленок, об-
разующихся вследствие диссоциации воздуха, протекающей при
высоких давлениях и температуре. В результате большой дефор-
мации при наличии твердых включений карбидов, интерметалли-
ческих соединений и окисно-нитридных пленок нарост приобре-
тает твердость, превышающую в среднем в 2—3 ^аза исходную
89

твердость обрабатываемого материала и к тому же неравномерную
в разных объемах.
Силы, удерживающие нарост на инструменте в процессе ре-
зания, значительно больше сил, действующих после работы, когда
нарост удаляется легким нажимом. Можно предположить, что
нарост в процессе резания под воздействием нормального давле-
ния удерживается:
1)	бесконтактными силами адгезии, т. е. магнитными силами
молекулярного сцепления, действующими на физической пло-
щади контакта (аналогично сцеплению мерных пластинок);
2)	контактными силами адгезии в результате образования
мостиков схватывания на фактической площади контакта;
3)	силами механического зацепления между микронеровно-
стями инструмента и нароста.
Все эти силы противостоят силе сцепления нароста с движу-
щейся 'стружкой F (рис. 39).
Сила, сдвигающая нарост на передней грани резца,
Рсдв = F cos р, = F cos (ун — у),	(48)
где F — сила трения стружки о нарост; ун — угол направления
схода стружки; у — передний угол резца.
Очевидно, максимальная сила сдвига получится при ун = у,
т. е. когда направление схода стружки будет совпадать с передней
поверхностью резца. Нарост—нестабильное явление: он появ-
ляется и исчезает. Частота срывов нароста возрастает с увели-
чением скорости резания и подачи, поскольку при этом подни-
мается температура резания, уменьшается трение. По той же при-
чине уменьшается или совсем отсутствует нарост при применении
СОЖ, улучшении чистоты поверхностей инструмента, при подо-
греве зоны резания посторонними источниками. По причинам,
указанным выше, неустойчивость нароста особенно присуща
резцам с большими передними углами у. Так, по данным
И. С. Штейнберга [95], при обработке стали резцом с углом
у = 35° нарост появлялся и исчезал 3000 раз в минуту, но он
сохранялся в тех же условиях при наличии упрочняющей фаски
вдоль режущей кромки под углом уф = 10° (рис. 40). То же под-
тверждают исследования М. Ф. Полетика, когда при резании ста-
лей резцами с фаской уф = [20°-ь (—10°)] нарост не исчезал ни
при микроскоростях (до 0,6 м/мин), ни при больших скоростях
v 420 м/мин; однако при этих условиях на резцах без фасок
нарост не возникал.
При наличии упрочняющей фаски на резце его стойкость зна-
чительно повышается, так как устойчивый нарост защищает ре-
жущую кромку от износа; обладая большой твердостью, нарост
выполняет работу резания. Эта работа облегчается тем обстоя-
тельством, что при наличии большого угла ун и, следовательно,
малого Рн, а также сравнительно малого угла трения (особенно
внутреннего) резко увеличивается сила Рн, отрывающая стружку
90

от обрабатываемой детали (см. п. 24). В результате образуется
опережающая трещина, развивающаяся скачкообразно с тем
большей скоростью, чем хрупче обрабатываемый материал (300—
1500 м/с); она опережает движение нароста, облегчает его работу
и способствует устойчивости нароста. Происходящее при этом
снижение температуры резания способствует также устойчи-
вости нароста.
Интенсивность указанных явлений зависит от физико-меха-
нических свойств обрабатываемого материала, его структуры,
наличия в ней тех или иных дефектов. Например, при определен
ных условиях облегчается обработка сталей, закаленных на наи
большую твердость, так как
мартенсит, являющийся основ-
ной структурной составляющей
таких сталей, поражен боль-
шим числом микротрещин эндо-
генного характера, а также тре-
Рис. 40. Нарост на резце с упрочня-
ющей фаской
Рис. 39. Силы, сдвигающие нарост (по
Айзенштоку)
щинами на границе сопряжения с другими фазами (с карбидами,
аустенитом). Соответствующий эффект усиливается при сравни-
тельно высоких скоростях резания, когда может проявиться дина-
мичность процесса. В этом отношении большую прочность, сравни-
тельно с мартенситной структурой, показывают стали аустенитно-
карбидной структуры, поскольку аустенит является лучшей
основой, затрудняющей образование полостных дислокаций. Вот
почему твердозакаленная на мартенсит сталь лучше обрабаты-
вается хрупким твердосплавным резцом при определенных гео-
метрии и режимах резания сравнительно с теми же незака-
ленными сталями.
При обработке пластичных сталей резцом с «отрицательной»
упрочняющей фаской (уф = —30°) и большим положительным
передним углом у при ширине фаски, равной подаче s, наблюдался
устойчивый нарост с выходом боковой стружки из контактной
части нароста — его основания. При этом уменьшились силы ре-
зания на 30—40%, снижались вибрации, возрастала стойкость
91

инструмента и чистота обработанной поверхности. Здесь были
созданы благоприятные условия для отрыва стружки.
Иногда защитную роль играют так называемые налипы, появ-
ление которых объясняют по-разному: на контактных поверх-
ностях раздавливаются частицы нароста на режущей кромке или
отслаиваются тончайшие контактные слои стружки и др. Их свой-
ства и поведение зависят не только от состава обрабатываемой
стали, но и от рода раскислителя, применявшегося при плавке
стали (оксидных включений). Анализ налипов показывал наличие
кальция, алюминия, кремния, сульфида марганца, иногда нитри-
дов [137]. Правда, о защитной роли налипов имеются противо-
речивые взгляды.
Если резание производится твердосплавным инструментом,
необходимо считаться с возможностью реакции между твердым
сплавом и обрабатываемым материалом. При диффузии в твердом
сплаве образуются пустоты (пористость Киркендаля), которые
заполняются окислами кальция, кремния и др. Оксиды занимают
больший объем, чем вытесненные компоненты твердого сплава,
вследствие чего возникают в инструменте напряженное состояние
и трещины. Иногда налипы изменяют размеры инструмента (сверл,
зенкеров, разверток и т. д.), в результате экранизации пленки
ухудшают теплопроводные свойства инструмента, вызывая тем
значительные затруднения в работе.
21. ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ И ЯВЛЕНИЯ НАКЛЕПА
Обрабатываемый материал, как известно, подвергается в про-
цессе резания деформации, сначала упругой, а затем пласти-
ческой. На рис. 41 показаны обнаруженные оптическим методом
область упругих напряжений сжатия, радиально направленных
впереди режущей кромки, и область упругих напряжений растя-
жения, а также радиально направленных позади режущей кромки.
Расположение границы между этими двумя областями зависит
от формы режущего инструмента и особенно его переднего угла у.
При у <30° эта граница почти совпадает с направлением передней
поверхности; с увеличением угла у направление ее заметно изме-
няется. На рис. 41 показано, как резко сокращается зона растя-
гивающих напряжений при отрицательных передних углах у.
При чистовом резании, применяя резец с закругленной* режущей
кромкой определенного профиля, можно заметно увеличить зону
сжимающих напряжений и тем повлиять на качество обработан-
ной поверхности.
При больших передних углах (у 40°) напряжения в области
растяжения так велики, что обрабатываемый материал стремится
подняться упруго за резцом, а при малых углах у — упруго сжи-
мается. Таким образом, получается упругое взаимодействие обра-
ботанной поверхности и инструмента.
92

ОЭ
Рис. 41. Напряженно-деформированное состояние в зависимости от переднего угла: а — у = 42°; б —
у = 36°; в — у = 0°; г — у = —30°; д — значительный по величине радиус закругления несущей кромки р

В процессе резания упругие деформации переходят в пласти-
ческие, распространяющиеся впереди резца и под резцом в сравни-
тельно большой зоне (рис. 41). Глубина этой зоны возрастает
с увеличением толщины среза и угла резания б (б = 90° — у).
Так, по данным А. М. Розенберга, с увеличением толщины среза
от а = 0,4 до а = 4,1 мм глубина зоны деформации изменялась
от h = 0,25 до h = 3,50 мм при обработке мягкой стали с весьма
малой скоростью. В результате деформации соответствующий
слой металла под обработанной поверхностью упрочняется, изме-
няются его структура и свойства, что приводит к следующему:
раздроблению зерен на более мелкие части; ориентировке сильно
вытянутых кристаллов в определенном направлении (текстуры);
возникновению внутренних напряжений в поверхностном слое.
Практически это может заметно отразиться на качестве обра-
ботанной поверхности, т. е. ее чистоте, твердости, способности
к дальнейшей обработке и на прочности изделия. Вызванную
резцом повышенную твердость в поверхностном слое называют
наклепом, а способность данного металла к повышению
своей твердости при холодной обработке — склонностью к на-
клепу.
Следовательно, в процессе резания вследствие упрочнения
обрабатываемого материала его первоначальная твердость не
может полностью характеризовать его обрабатываемость, тем
более что степень изменения твердости зависит от физико-меха-
нических свойств металла, режима резания и геометрии режущего
инструмента. Например, по данным А. И. Исаева, П. Е. Дьяченко
и др., микротвердость обработанной поверхности сталей 35 и 45
увеличилась на 60—100% по сравнению с исходной, а твердость
стружки повысилась более чем на 100%. Аустенитные стали,
например жаропрочные, наиболее склонны к наклепу; здесь
«обработочная» твердость может быть значительно выше исходной.
Степень наклепа, а также глубина наклепанного слоя зави-
сят от формы режущего инструмента, его остроты и режима ре-
зания. Глубина наклепа уменьшается с увеличением скорости
резания и притом в большей степени при обработке тупым резцом.
Толщина наклепанного слоя возрастает больше при увеличении
подачи нежели глубины резания.
Можно полагать, что интенсивность и глубина наклепа изме-
няются в той степени, в какой изменяются соотношение каса-
тельных Pz и радиальных сил Ру, действующих вдоль и нормально
обработанной поверхности. Очевидно, наклеп должен усиливаться
при обработке режущим инструментом с большими углами реза-
ния б и особенно с отрицательными углами продольного наклона
передней поверхности (—6^), когда резко возрастают радиальная
сила и удельное давление в зоне резания. Но в таком случае часто
повышают скорость резания, при этом возрастает температура
в зоне резания; сила трения уменьшается, но изменяется не моно-
тонно, и потому степень и глубина наклепа могут быть большими
94

или меньшими в зависимости от соотношения указанных факто-
ров.
Подобными соображениями можно объяснить результаты иссле-
дований характера наклепа. Так, по данным П. Е. Дьяченко
и А. П. Добычиной, при резании стали 45 со скоростью
v = 750 м/мин и весьма больших отрицательных углах у =
= (—30°~г- 50°) возникали напряжения сжатия. Такие же резуль-
таты получали при обработке стали 18ХНМА, но со значительно
меньшей скоростью резания v = 150 м/мин, и лишь при
v = 750 м/мин и больших положительных углах у при резании
стали 18ХНМА имели место растягивающие остаточные напряже-
ния.	j
Между тем другие исследователи утверждают, что высокие
скорости резания с большой глубиной резания и подачей резцами
с отрицательными передними углами, а также введение в зону
резания электрического тока способствуют получению поверх-
ностных напряжений растяжения [51 ]. Очевидно, здесь сказы-
вается сильный нагрев металла в зоне резания, что обычно,
способствует растягивающим напряжениям.
Применение резцов с положительными углами у и большими
радиусами закругления режущей кромки р при низких скоростях
резания вызывает остаточные напряжения сжатия. Некоторые
исследователи утверждают то же самое и в отношении резцов с от-
рицательными передними углами, но с достаточно острыми ре-
жущими кромками.
Надо к этому добавить, что остаточные напряжения, полу-
ченные под влиянием механических эффектов, взаимодействуют
с напряжениями, возникающими в результате фазовых измене-
ний в обработанном поверхностном слое. Известно, например,
что превращение аустенита в мартенсит способствует образованию
сжимающих остаточных напряжений, а распад тетрагонального
мартенсита закалки с переходом в отпущенный кубический мар-
тенсит сопровождается появлением растягивающих напряжений.
Обобщая все сказанное, можно сделать вывод, что состояние
поверхностного слоя обработанной поверхности является про-
дуктом воздействия многочисленных взаимозависимых факторов,
познание которых помогает правильно ориентироваться при
выборе режимов резания, обеспечивающих здоровую обработан-
ную поверхность. Можно полагать, что поверхностные напряжения
сжатия более вероятны при относительно больших нормальных
к обработанной поверхности силах Ру и малом нагреве ее. Этому
благоприятствуют отрицательные углы продольного наклона
передней поверхности инструмента и достаточные по величине
радиусы закругления режущей кромки, малые размеры. среза
и смазки, уменьшающие силы трения на обработанной поверх-
ности.
В указанных условиях нормальные составляющие силы реза-
ния Ру значительно превосходят по величине касательные силы Р2,
95

что способствует получению поверхностных остаточных сжимаю-
щих напряжений, повышающих ресурсы обработанных деталей.
В этом отношении некоторую роль играют также условия
отвода стружки, связанные с ее завиванием и дроблением, имею-
щими большое значение для процесса резания в теоретическом и
особенно в практическом плане.
22. ОТВОД И ДРОБЛЕНИЕ СТРУЖКИ
В настоящее время отводу стружки от режущего инструмента
при скоростном точении пластичных материалов уделяется боль-
шое внимание. При работе с большими скоростями резания
стружка часто сходит в виде длинных полос прямых или свер-
нутых в спирали большего или меньшего радиуса, обматывающихся
вокруг режущего инструмента и обрабатываемой детали. Такая
стружка угрожает безопасности рабочих и может привести к пре-
ждевременному затуплению инструмента и повреждению обра-
батываемой детали, а также к понижению производительности
станка. Кроме того, она сильно загромождает цех, так как ее
объем может быть в десятки раз больше объема снятого ме-
талла.
Отмеченные трудности в значительной мере устраняются,
если в процессе резания удается получить завитую или дробле-
ную, мелкую стружку. Она безопаснее для рабочего, легче схо-
дит с инструмента, меньше загромождает цех. Уборка такой
стружки из цеха требует меньше затрат на транспорт и рабочую
силу. Вот почему целесообразно установить новый дополнитель-
ный критерий хорошей обрабатываемости металла — способность
его в процессе резания давать мелкую, дробленую стружку при
различных режимах резания.
Степень дробления стружки можно оценивать с помощью
так называемого объемного коэффициента, представляющего со-
бой отношение объема стружки к объему снятого металла. Объем-
ный коэффициент определяется следующим образом: измеряется
объем произвольного количества стружки QCTp (см3) с помощью
какого-либо сосуда (например, ведра); затем измеряется вес того
же количества стружки G (кг).
Объем сплошного металла QMeT весом G (в см3)
<?мет = у 1000,	(49)
где у — удельный вес металла в г/см3.
Тогда объемный коэффициент
о =	.	(50)
Чмет
96

Очевидно, объемный коэффициент будет уменьшаться с раз-
мельчением стружки. Например, специальные исследования по-
казали следующие значения:
Название стружки
Лентообразная ............
Спиральная ...............
Дробления.................
Объемный коэффициент со
100—400
10—80
5—23
В пределах каждой группы стружки были дифференцированы
в зависимости от степени дробления. На рйс. 42 показаны раз-
личные типы стружек и соответ-
ствующие им объемные коэффи-
циенты.
Методы дробления стружки.
Многочисленные методы дробле-
ния стружки можно разбить на
два вида:
1) естественное дробление стру-
жки регулированием режима ре-
зания и геометрии режущего ин-
струмента;
2) искусственное дробление с по-
мощью различных приспособлений.
Надо полагать, что с увели-
чением относительного сдвига
элементов стружки легче достижи-
мо стружкодробление. Согласно
данным И. А. Тиме, этот сдвиг
зависит от толщины среза, угла
резания, скорости резания и ро-
да обрабатываемого материала.
К. А. Зворыкин, развивая выводы
Тиме, аналитически показал отно-
Лентообразная при мая ои-бООгбОО	таная ш-200-300
шш Спиральная длинная ш = 60-80	Спиральная корот- кая 40+45
CJ Петлеобразная короткая (^15^20	Спиральная плоская w-10+15
Элементная обязанная	Элементная дробпеная
сительный сдвиг элементов струж- Рис> 42> Типы стружек и их объем.
ки в зависимости от различных	ные коэффициенты
факторов.
На рис. 43 представлена схема стружкообразования и действу-
ющих сил. Резец должен преодолевать сопротивление стружки
смятию на участке т силой Ап, чтобы сместить элемент стружки
на величину' /х. Тогда
Nn = mbazx,	(51)
где Ь — ширина среза в мм; стсж — сопротивление ежа-
тию в кгс/мм2.
Величина смещения из треугольника ACD
1г — т
sin 6
sin Ф
(52)
Здесь 6 — угол резания; Ф — угол сдвига.
4 А. М. Вульф
97

Пользуясь формулой для силы резания Р2, выведенной в п.18,
и подставляя ее значение в уравнение (52), по сокращении полу-
чим
/ ——	S1I1 5
1 “ sin2 Ф [sin (6 + Ф) (1 — ррх) + (,11! + и) + cos(6 + ф)]’	1 '
/о аСдв касательное напряжение сдвига
где С = ~^---------------------------------; асп_ — удельное соп-
осж нормальное напряжение сжатия’ СДВ
ротивление сдвигу в кгс/мм2; асж — удельное сопротивление
сжатию в кгс/мм2; а — толщина среза в мм; 6 — угол резания
и Ф—угол сдвига в град; ррх— соответственно коэффи-
циенты трения стружки о переднюю грань и между элементами
стружки в состоянии сдвига.
Рис. 43. Схема стружкообразования и действующих
сил по Зворыкину
Согласно этой формуле относительный сдвиг элементов стружки
тем больше и, следовательно, стружкодробление тем вероятнее,
чем больше толщина среза а, угол резания б и меньше угол ска-
лывания Ф.
Чтобы выявить более ясно влияние трения на стружкодроб-
ление, примем для частного случая 6 Ф = 90°.
Тогда формула (53) примет вид
/ ____Ca_sin_6__	к	/р-д\
1 sin2® (1 — ррх) *	'	'
В этом случае с увеличением коэффициентов трения р и рх
увеличивается относительный сдвиг элементов стружки и тем
самым облегчается дробление стружки.
Рассматривая формулу (53), можно заметить, что угол резания
влияет на стружкодробление различным образом в зависимости
от значений коэффициентов трения р и рх.
Если принять значения р = 1 и рх = 0, то получим
. _ Са sin б
1 sin2 Ф
98

В этом случае с увеличением угла резания 6 значительно рас-
тет относительный сдвиг элементов стружки и, следовательно,
улучшается стружкодробление. В реальных условиях резания
металлов значения р достаточно велики и потому можно ожидать
улучшения стружкодробления с увеличением угла резания.
Если принять условно р = 0 и рх = 0 (что не отвечает реаль-
ным условиям резания, но в отдельных случаях р и рх могут быть
весьма малы), то по уравнению (53) получим
/	S1П 6	z
1 sin2 Ф sin (6 + Ф)	' '
С увеличением угла б несколько уменьшается угол сдвига Ф,
величина sin (б 4- Ф) изменяется весьма мало и, следовательно,
с уменьшением коэффициентов трения угол резания влияет на
дробление стружки аналогично предыдущему случаю, но в мень-
шей степени.
Указанные выводы подтверждаются результатами проведен-
ного экспериментального исследования, а также практикой ре-
зания [14].
Сложнее влияет скорость резания на дробимость стружки.
Известно, что с изменением скорости резания пластическая де-
формация стружки сопровождается двумя одновременно проте-
кающими процессами:
1) упрочнением стружки в результате повышения скорости
резания и соответствующего увеличения предела текучести,
охрупчивания стружки с образованием микротрещин (атерми-
ческий процесс);
2) повышением температуры с увеличением скорости резания
и соответствующим увеличением пластичности стружки с «зале-
чиванием» микротрещин (термический процесс).
В зависимости от того, какой процесс превалирует, получается
тот или иной эффект: стружкодробление улучшается или ухуд-
шается с увеличением скорости резания. Это связано со структурой
металлов, с фазовыми изменениями в процессе резания и соответ-
ствующим изменением физико-механических свойств стружки.
Существенное значение имеют условия стружкозавивания при
определенных параметрах резания.
Стружкозавивание. В результате сложного напряженного со-
стояния зоны резания стружка деформируется неравномерно по
ширине b и толщине а. Объемы стружки, прилегающие к свобод-
ной наружной обрабатываемой поверхности с—d (рис. 44, а),
деформируются в большей степени, чем на участках контакта
с обработанной поверхностью е—f, и следовательно, скорости на-
ружных слоев будут менее сравнительно с внутренними; в этом
случае стружка должна завиваться так, как это показано на
рис. 44, а.
Как было отмечено выше (стр. 76), при образовании стружки
ее элементы в результате сдвига под углом Ф перемещаются
4*
99

Рис. 44. Завивание стружки
Рис. 46. Стружкозавивательный уступ
на резце и его роль в процессе реза-
ния
Рис. 45. Плоская и цилиндрическая
спираль
Расстояние до выступа а,мм
100

в направлении, нормальном плоскости сдвига, и отклоняются
в сторону от передней' поверхности резца тем более, чем менее
передний угол у. Таким образом, завивание стружки можно рас-
сматривать в двух направлениях: в плоскости передней грани
резца по ширине (рис. 44, а, радиусы и /?н); в плоскости, нор-
мальной к передней грани резца, по толщине (рис. 44, б).
Крутизна стружки возрастает (радиус завитка Rc умень-
шается) с уменьшением угла у, уменьшением трения по передней
грани резца, с углублением лунки износа на передней грани.
При равномерном движении стружки по ее ширине и при угле
наклона главной режущей кромки X = 0 получается плоская
спираль (рис. 45, а). При различных скоростях стружки вдоль
ее ширины плоская спираль переходит в цилиндрическую
(рис. 45, б), шаг и направление которой определяются градиентом
скоростей стружки вдоль ширины и величиной и знаком угла X.
При отрицательном угле (—X) винтовая спираль направляется
в сторону обрабатываемой поверхности, при (4-Х) — в сторону
обработанной поверхности.
В процессе резания по мере износа резца изменяются темпе-
ратура резания, лунка износа по передней поверхности резца,
радиус закругления его режущей кромки, коэффициент трения
на контактной поверхности инструмента, и в результате вид
стружки может изменяться от прямой, «шпагообразной» или
путаной до дробленой, мелкоэлементной. Устойчивое дробление
может получиться, когда спиральная стружка упирается в обра-
батываемую поверхность изделия и в заднюю поверхность резца.
Дробление будет тем успешнее, чем большей жесткостью обла-
дает виток стружки. Эту жесткость качественно можно оценить,
уподобляя винтовую стружку цилиндрической винтовой пружине
с прямоугольным профилем витка, жесткость которого выражается
уравнением [53 ]
<57>
ср 1
где С—постоянная, зависящая от физико-механических свойств
стружки; аъ Ь± — толщина и ширина стружки; dcp — средний
диаметр витка стружки.
Согласно уравнению (57), дробимость стружки значительно
возрастает с увеличением толщины стружки и уменьшением ее
ширины, а также в еще большей степени с уменьшением диаметра
витка. Этот вывод хорошо подтверждается практикой.
Искусственное стружкодробление. Чтобы получить устойчивое
стружкодробление или завивание, прибегают к специальным
приспособлениям, например затачивают канавки или уступы на
передней поверхности резца (рис. 46). Уступ имеет наклон под
углом ±т, чем регулируется направление схода стружки; по
величине т = (5н-15°), а угол наклона упорной поверхности
101

Рис. 48. Резец со стружколомом:
1 — державка; 2 — опорная пластина; 3 — режущая пластина; 4 — стружколом;
5 — винт
102

гр = (1004-120°). Высоту уступа h не следует превышать 0,6—
1,5 мм. Ширина основания уступа у вершины резца а увеличи-
вается с подачей s и глубиной резания t и уменьшается с возра-
станием скорости резания.
Экспериментальные исследования автора [14] показали, что
при оптимальной величине расстояния от режущей кромки до
уступа а (рис. 46, а) заметно облегчается процесс резания. Так,
для случая обработки стали ОХН4М минералокерамическим рез-
цом при определенных значениях у, /, s, h, т, гр (рис. 46, б) умень-
шались объемный коэффициент со, усадка стружки £, а также
износ инструмента h3 и /гр.
К недостаткам стружколомов — уступов относятся: необхо-
димость соблюдения размеров в строгом соответствии с режимами
резания; повышенный расход твердых сплавов при переточках
с повышением стоимости переточек; ненадежность дробления
стружки при резании вязких металлов, если не обеспечены опти-
мальные параметры устройств (a, h и др.) в соответствии с ре-
жимом резания.
Нередко прибегают к заточке на передней поверхности резца
специальных канавок вдоль главной режущей кромки глубиной
до 0,4 мм, шириной до 3 мм, радиусом до 3 мм. Благодаря этим
канавкам уменьшается угол резания в месте схода стружки и тем
облегчается процесс резания: стружка сходит крутой винтовой
спиралью или ломается отдельными кольцами.
К искусственным методам дробления можно отнести исполь-
зование специальных приставных стружколомов с установкой
их на резцах в соответствии с условиями работы (рис. 47). Более
удачные конструкции подобных стружколомов, хорошо работав-
шие при испытании, показаны на рис. 48, а, б.
В последнее время успешно осуществляют дробление стружки
при вибрационном резании, когда режущий инструмент прину-
дительно колеблется в направлении подачи с помощью специаль-
ного механизма. Получающаяся при этом стружка переменной
толщины дробится на части и легко удаляется собственным хо-
дом или под напором СОЖ (при глубоком сверлении).
Механизмы изменения подач разнообразны; специальные при-
способления в коробках подач, реверсе, салазках суппорта станка
описаны в специальной литературе [32, 54]. Особенно надежно
обеспечивается разделение стружки на элементы с помощью до-
полнительного колебательного движения резца при постоянной
подаче суппорта.
Оригинален метод стружкодробления с помощью рифленого
закаленного диска, контактирующего при достаточном давлении
с поверхностью резания и вращающегося вокруг своей оси (рис. 49).
Контуры диска и геометрия рифлей подбираются с таким расчетом,
чтобы обеспечить наклеп поверхности резания и тем самым облег-
чить дробление стружки и одновременно накатать обработанную
поверхность для ее упрочнения.
103

23.	НАПРАВЛЕНИЕ СХОДА СТРУЖКИ
Большое значение при резании металлов имеют процессы,
связанные с направлением траектории движения срезаемого слоя
металла. Управляя этим движением можно не только облегчить
удаление стружки, но и заметно влиять на производительность
и качество процесса резания.
Можно.полагать, что при свободном резании одной режущей
кромкой стружка должна перемещаться в направлении наиболь-
шего наклона передней поверхности резца (утах). Этот угол утах
можно найти, определив максимум известного выражения
tg у = sin ф tg ух + cos <р tg уу.	(58)
Взяв производную по ф при заданных ух и уи и приравняв
ее нулю, найдем оптимальное значение угла в плане фопт, при ко-
тором у имеет наибольшее значение
tg	(59)
Следовательно, при ф = ф0пт передний угол, измеренный
в плоскости, перпендикулярной проекции режущей кромки на
основную плоскость, будет максимальным. Выражая через рстр
угол схода стружки, т. е. угол между плоскостью, нормальной
к обработанной поверхности, и направлением схода стружки
(рис. 50, а) имеем
Фопт = Рстр*	(60)
Нетрудно догадаться, что при угле наклона режущей кромки
X = 0, фопт = ср = рстр, т. е. при работе одной режущей кромки
и при X = 0, угол схода стружки рстр равен углу в плане ср.
Однако положение меняется при работе двумя режущими кром-
ками — главной и вспомогательной. В этом случае направление
схода стружки определяется двумя векторами давления стружки,
пропорциональными по величине и направленными нормально
проекциям главной и вспомогательной кромок на основную пло-
скость. Пренебрегая вспомогательным углом в плане срх (при ма-
лом его значении), можем считать направление схода стружки
перпендикулярным диагонали параллелограмма с основанием,
равным подаче, и высотой, равной глубине резания t (рис. 50, б).
Следовательно, угол схода стружки рстр равен углу между диа-
гональю и основанием параллелограмма.
Тогда
tg Рстр = f ctg ф + s ’	(61)
при ср = 90°
tg Рстр = 4" •	(62)
104

Рис. 50. Направление схода стружки
Рис. 51. Направление схода стружки в зависи-
мости от угла Л
Рис. 52. Роль угла при вершине в плане е в процессе резания: а — при
8 > 90°; б — при 8	90°
105

При малых значениях t относительно S угол рстр заметно
уменьшается, т. е. направление схода стружки приближается
к оси резца, что, как узнаем ниже, оказывает значительное влия-
ние на соотношение составляющих сил резания.
Но особенно существенно изменяется направление схода
стружки в зависимости от величины и знака угла наклона глав-
ной режущей кромки X. В самом деле, подставляя в формулу (59)
значения tg ух и tgуу из (15) и (16), получим
tu = Wtgy+wscptgX	(63)
* Топт cos ф tg у — sin ф tg Л	v }
При'% = 0 -(как уже было отмечено выше)
Ш Рстр COS ф tg Фопт*
Согласно формуле (63) угол схода стружки рстр должен сильно
возрастать с увеличением положительного угла наклона (4-Х) и,
следовательно, направление стружки будет приближаться к обра-
ботанной поверхности (рис. 51, б). И, наоборот, при увеличении
отрицательного угла (—X) направление схода стружки прибли-
жается к обрабатываемой поверхности (рис. 51, а).
Например, при у = 20°, ф = 45°, X = 10°, рст = 71°; при
у = 20°, ср = 45°, X = (—10°), рстр = 19°; при X = —30°,
Рстр =-13°.
Как нам известно, направление стружки на обрабатываемую
поверхность, на заднюю грань или боковую поверхность резца
облегчает дробление стружки и во всяком случае является благо-
приятным в технологическом отношении. При обратном движе-
нии — в сторону обработанной поверхности—возможны процессы,
заметно влияющие на качество обработанной поверхности.
При несвободном резании одновременно работают две режущие
кромки — главная о—а и вспомогательная о—b и притом в раз-
ных условиях, меняющихся в зависимости от геометрических
параметров. Здесь значительную роль играет угол при вершине
резца в плане 8, что подробно рассматривается в литературе [53].
На рис. 52 изображены в плане два резца с углами 8	90°
и 8 > 90°, а также соответствующие им контуры остаточных
гребешков на обработанной поверхности. Позже будет показано,
что действительная высота гребешков, определяющая шерохо-
ватость обработанной поверхности /?2Д, как правило, больше рас-
четной /?2р вследствие пластической деформации. Однако при
8	90° имеет место обратная закономерность /?2Д < /?2р. Это
объясняется тем, что стружка в плоскости плана перемещается
нормально главной режущей кромке, задевает гребешки и срезает
их вершины (рис. 52, б). В результате обработанная поверхность
приобретает нерегулярный профиль и матовый цвет вместо глян-
цевитого.
106

При е > 90° отходящая стружка не касается обработанной
поверхности, вспомогательная кромка о—b свободно режет ме-
талл и поверхность при этом имеет четкий регулярный профиль,
копирующий профиль резца, и блестящий ровный цвет.
С увеличением вспомогательного угла в плане срх значительно
возрастает глубина наклепанного слоя, как это ни кажется па-
радоксальным. Это вызвано тем, что угол резания бх на вспомо-
Рис. 53. Действительный угол резания с учетом на-
правления стружки:
ОК — режущая кромка; OKLA — плоскость резания;
OBDK — передняя поверхность; FOE — плоскость струж-
кообразования; 0KNM. — плоскость, нормальная траек-
тории скорости резания; Уд — действительный угол резания
гательной режущей кромке возрастает с увеличением вспомога-
тельного угла в плане фх, что вызывает уменьшение угла
сдвига у вспомогательной кромки Фх и тем самым усиление на-
грузки и, как следствие, наклепа.
Траектория движения стружки представляет интерес еще и
потому, что действительный угол резания бд определяется как
угол между векторами скорости резания v и скорости стружки.
Приближенно угол бд можно рассчитать в зависимости от нормаль-
ного угла 6N и угла наклона главной режущей кромки X по урав-
нению [35 ]
cos бд = cos Sjycos2 X 4- sin2.X,
где 6N — угол между векторами нормальной скорости резания и
нормальной скорости стружки (рис. 53).

Глава V
СИЛЫ РЕЗАНИЯ
24.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Силы резания определяют не только нагрузку системы СПИД
(станок—приспособление—инструмент—деталь), но и темпера-
туру резания, стойкость режущего инструмента, точность обра-
ботки, производительность и потребную мощность.
Для большей наглядности показа роли отдельных геометри-
ческих параметров резца удобно сопоставить его с режущим кли-
ном (рис. 54).
Рис. 54. Силы, действующие на режущий клин
Под действием силы Р, направленной вдоль оси клина, по-
следний внедряется в материал. Когда давление на клин превзой-
дет по величине силы трения материала о грани клина и силы
сцепления частиц материала, наступает разделение материала.
В случае симметричного расположения граней, клина относи-
тельно его оси обе грани клина производят одинаковое давление
с нормальной силой N на материал по обе стороны и вызывают
его деформацию. Под влиянием реакций этих сил на боковых гра-
нях клина возникают силы трения F, пропорциональные нормаль-
108

ному давлению Af, препятствующие внедрению клина в материал:
F = N tg р = |iAf,
где р —• угол трения; р, — коэффициент трения.
Обозначим: 0 — угол клина; RF — равнодействующую двух
сил трения F; RN — равнодействующую двух нормальных сил Af;
тогда получим
^ = 2Vsin-|-; fljv = 2tfsin4;
= F cos ; RF = 2F cos = 2N tg р cos .
Так как по условиям равновесия Р = RN + RF, то имеем
Р = %N + Rf = sin + 2N tg р cos =
. 0	, р .
Sin -С- COS р 4- COS -С- sin р
. ( 0 , \
sm ( о +Р
Р = 2N-----.	(64)
cos р	V '
Обозначим через R равнодействующую сил N и F. Угол NOR —
угол трения р.
Очевидно,
п =	К	=	Р	1
cos р	2	. / 0	\
Sin \"2	+р/
Разлагаем силу R на две составляющие: вертикальную Рв,
Р
равную—, и горизонтальную Рн, разделяющую материал
Рн = R sin ^90° —	+ p^j = 7?cos (-|~ + р) ;
Таким образом, сила Р, приложенная к клину, должна преодо-
леть сопротивление материала упругой и пластической деформа-
циям, трение материала о грани клина и сопротивление материала
разделению.
Согласно уравнениям (64) и (65), сила Р должна возрастать
с увеличением сопротивления материала упругим и пластическим
деформациям, с увеличением угла клина 0 и коэффициента трения
109

(или угла трения р). При этом составляющая сила Рн, разрываю-
щая материал, увеличивается с уменьшением углов р и р.
Все перечисленные выше элементы работы клина имеют место
и при работе резца, но с той разницей, что передняя и задняя грани
резца нагружены различно, так как направление действующей
на резец силы не расположено симметрично относительно его гра-
ней, как у клина.
Рис. 55. Силы, действующие на резец
На передней поверхности резца (рис. 55) на стружку действуют
нормальная сила Afn и сила трения Fn; на задней грани соответ-
ственно N3 и F3. Их равнодействующая может быть разложена на
силы Рг и Р2. Условно принимая срезаемый слой и стружку
абсолютно упругими, можно считать, что сила Р± вызывает на-
пряжение сдвига вдоль поверхности резания, а сила Р2 отрывает
стружку от поверхности резания. Согласно рис. 55, а имеем
Pi = Рг — F3\ Р2 = tg w = Рх tg (у — р);
Р2 = (Рг-Г3) tg(T-p).
Как видим, отрывающая стружку сила Р2 тем значительнее,
чем больше передний угол у и меньше угол трения р. В этом слу-
чае образуется опережающая трещина, процесс резания облег-
чается. И наоборот. При р >* у получается отрицательное зна-
110

чение силы Р2, т- е- вместо отрыва происходит сжатие, трещина
залечивается и процесс резания затрудняется.
На рис. 55, б показан второй вариант анализа сил, действую-
щих на передней поверхности резца. Здесь также имеем нормаль-
ную силу Мп и силу трения Fn = pWn. Их равнодействующую
разлагаем на две составляющие: силу Рсдв — параллельную пло-
скости сдвига, создающую изгибающий момент М = Рсдв /, и нор-
мальную силу Рсж. На рис. 55, в представлены соответствующие
эпюры напряжений /, II, III, возникающих от действия силы и
изгибающего момента Рсдв I в условиях пластического изгиба [5].
В верхней части эпюры II изображены сжимающие, а в нижней
части — растягиваюн^е напряжения. Вид общей эпюры напря-
жений III будет зависеть от соотношения Рсж и М, что в свою
очередь связано с параметрами резания и геометрией резца.
Как видим на рис. 55, в (эпюра III) возможны растягивающие
Р2
Рис. 56. Изменение силы в процессе резания бронзы
напряжения на поверхности сдвига вблизи режущей кромки и
тогда при обработке хрупких металлов облегчается отрыв эле-
ментов стружки на поверхности сдвига.
В действительности при обработке металлов силы резания
затрачиваются на упругие деформации, пластические деформации,
силы трения на передней и задней поверхностях резца, а также
на разрушение (диспергирование — образование новых поверх-
ностей). Соотношение затрат в основном зависит от физико-меха-
нических свойств обрабатываемого материала, режима резания и
геометрии инструмента. Это обстоятельство отражается на дина-
мике процесса резания. Можно заметить, что силы резания при
неизменных условиях резания не остаются постоянными, особенно
при малых скоростях резания.
На рис. 56 показана кривая изменения нагрузки на резец, полу-
ченная автором на прессе Гагарина при свободном резании бронзы.
По мере внедрения резца в материал сила резания постепенно
растет; этому соответствует достаточно интенсивное увеличение
упругой деформации до значения Рг (прямолинейный участок
диаграммы), а затем менее интенсивное до силы Р2. На последнем
участке замечаются колебания нагрузки, вызванные образова-
нием трещины, после чего кривая нагрузки резко падает. Эти ко-
111

лебания не замечались при резании вязкой меди и мягкой стали,
но все более четко выделялись с увеличением твердости металла.
В литературе [184] отмечается, что частота колебаний сил реза-
ния может достигать нескольких тысяч циклов/с. При низких
скоростях резания колебания сил и частота образования трещин
на сходе стружки совпадают, а при высоких скоростях за-
метно расходятся.
25.	СОСТАВЛЯЮЩИЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
При практическом изучении сил резания их рассматривают
в виде составляющих, действующих в различных, наиболее инте-
ресующих нас направлениях. Эти составляющие силы изображены
на рис. 57.
Pz — касательная — главная и часто наибольшая по величине
сила, действующая в направлении траектории главного рабочего
движения и поэтому определяющая мощность и крутящий момент,
необходимые для процесса резания.
Рис. 57. Составляющие силы резания
Рис. 58. Анализ сил, дейст-
вующих на резец в его попе-
речном сечении
Рх — осевая или сила подачи, действующая в направлении
подачи; механизм подачи станка должен преодолевать силу Рх
вместе с силами трения на направляющих станка.
Ру — радиальная сила, направленная нормально к обрабо-
танной поверхности, имеющая большое значение в технологи-
ческом процессе. Эта сила стремится прогнуть изделие и оттолк-
нуть от него резец; она способствует вибрациям и в значительной
степени влияет на точность и качество обработанной поверхности.
Соотношение составляющих сил в нормальных условиях
обычно принимают:
Рх = (0,2-н0,3)Р • ]
= (0,3--0,4) Р . I	(66)
В действительности, эти соотношения значительно колеб-
лются в зависимости от угла в плане ср, угла резания б, углов
112

поперечного и продольного наклона передней поверхности ух и
уу, радиуса закругления вершины резца, толщины среза, степени
затупления режущей кромки и других факторов.
На рис. 58 представлен резец в плане и сечение его попереч-
ной плоскостью А—А. В этом сечении на передней поверхности
Рис. 59. Влияние переднего
угла у на силы Рх
резца действуют силы: нормаль-
ная Nnx и трения Fnx и на задней
поверхности соответственно N3X и
F3X . Очевидно, равнодействую-
щая всех сил в указанном сече-
нии — сила подачи Рх, точнее,
сила, равная ей по величине, но
Рис. 60. Влияние угла в
плане на силы Рх и Ру
противоположно направленная, равна сумме проекций их, т. е.
Рх = Fnx cos ух — Nnx sin ух + N3X	(67)
И
рх = Nnx (и cos ух — sin ух) + N3X.	(68)
Если пренебречь силами на задней грани достаточно острого
резца, то получим из уравнения (68)
^ = Mix(HCOS-|>x — sinyx).	(69)
На основании последнего уравнения можно сделать вывод,
что сила подачи Рх значительно увеличивается с уменьшением
угла поперечного наклона уХ1 и наоборот. Это полностью подтвер-
ждается на практике. Особенно значительно растут величины Рх
при отрицательных передних углах ух, т. е. при углах резания
б > 90°.
Для резца с положительным углом равнодействующая сила
подачи на передней и задней поверхностях (пренебрегаем силой
трения) равна (рис. 59)
Рх == Рх! Рх2>
из

а для резца с отрицательным передним углом (—у)
РХ —	4’ Рх2-
Это получается в полном согласии с уравнением (68), показы-
вающим, что сила подачи Рх заметно увеличивается с уменьшением
угла ух или с увеличением угла резания 6. Из того же уравнения
(пренебрегаем силами, действующими на задней поверхности)
получается условие, при котором Рх = 0 или принимает даже
отрицательное значение, т. е. в последнем случае сила подачи,
действующая в обратном направлении, втягивает резец в изделие.
Это будет при Рх < 0 или при
Л^пх (и cos ух — sin ух) < 0;
|icosyx — sin ух < 0;
и < tg ух.
Подобно силе Рх будет изменяться и радиальная сила Ру.
Различно влияет на Рх и Ру главный угол в плане ф.
На рис. 60 в плоскости плана показаны сила РХУ Ру и их’равно-
действующая R.
Здесь для упрощения вывода равнодействующая’сил R на-
правлена нормально проекции режущей кромки. В действитель-
ности, при несвободном резании направление силы R должно
совпадать с направлением стружки на передней поверхности резца,
что, как известно, определяется углом рстр (см. рис. 50), зависящим
в основном от соотношения — и угла наклона режущей кромки X.
Тогда имеем:
Рх = R sin ср;
Ру = R cos ф.
Следовательно, с увеличением угла в плане ф увеличивается
сила подачи Рх, но уменьшается радиальная сила Ру. В частном
случае при ф = 90° Рх = R, Ру = 0.
Практически все же и в случае, когда ф = 90°, действует
радиальная сила, если имеется радиус закругления вершины резца,
и особенно заметно, когда угол наклона главной режущей кромки
X >> 0. При этом Ру будет малой величиной и, следовательно,
условия работы будут наиболее благоприятны с точки зрения
вибраций. И наоборот, при работе широким резцом с углом в плане
Ф = 0°, когда радиальная сила достигает максимального значе-
ния, возможны заметные вибрации при недостаточной жесткости
системы СПИД. По той же причине действуют сравнительно
большие радиальные силы Ру у резцов с закругленной вершиной
большого радиуса. Поэтому на практике при обработке неустой-
чивых в отношении вибраций деталей рекомендуются резцы с боль-
шими углами в плане и весьма малым радиусом закругления вер-
шины.
114

По мере затупления резца составляющие силы Рх и Рд увели-
чиваются значительно быстрее, чем сила так как при этом
возрастают фаски износа на задней поверхности резца, радиус
закругления режущей кромки, и следовательно, силы на задней
поверхности.
26.	МЕТОДЫ ИЗМЕРЕНИЯ СИЛ
РЕЗАНИЯ И ПРИБОРЫ
Для изучения современных процессов обработки металлов необ-
ходимо высокое качество измерительной аппаратуры. В резуль-
тате использования ряда физических явлений в области оптики,
электричества и магнетизма техника измерения сил резания за
последнее время шагнула вперед. Имеется большое количество
специальных приборов самых разнообразных конструкций, раз-
личающихся как по методу измерения сил, так и по роду станков,
на которых они устанавливаются.
Современные высокочувствительные электрические приборы
могут обеспечить необходимую точность измерения лишь при
весьма квалифицированном обслуживании. Иначе из-за различ-
ного рода помех они могут дать показания, значительно искажаю-
щие истинную картину. Поэтому там, где не требуется регистрация
быстро изменяющихся сил, можно применять простые динамо-
метры, например механические или гидравлические, которые при
всех их недостатках отличаются стабильностью в эксплуатации и
дают достаточно надежные результаты.
Иногда на практике пользуются и более простыми средствами
для измерения сил резания — ваттметрами, регистрирующими
расход энергии, потребляемой станками. Этот способ может дать
приемлемые для производства результаты, если известен к. п. д.
станка. Прежде прибегали к помощи тормозных устройств, отно-
сящихся к наиболее простым средствам определения силы резания
и к. п. д. станка. Преимущество этого старого метода — в простоте
устройства, не требующего специальной дорогостоящей аппара-
туры. Недостатком его является неточность показаний, так как
торможение шкива создает иные условия работы шпинделя, чем
одностороннее давление резца на изделие. Кроме того, методом
торможения определяется только величина касательной силы Рг.
Столь же неточен и другой косвенный метод определения силы
резания по расходу потребляемой станком мощности. Опреде-
ляется только касательная сила резания Рг и требуется знать
к. п. д. станка и электродвигателя при различных режимах работы,
чтобы обеспечить достаточную точность расчету.
Наиболее распространен метод непосредственного измерения
сил резания при помощи динамометров. Они имеют три основные
части: датчики, воспринимающие нагрузку; органы связи, соеди-
няющие датчики, и приемники.
115

Применяемые методы измерения сил основаны на использова-
нии упругих деформаций ряда тел (датчиков) под воздействием
нагрузки и различных (механических, гидравлических, пневма-
тических, магнитных и электрических) явлений при деформации
датчиков.
К приборам, измеряющим силы резания/ предъявляются сле-
дующие требования.
1.	Минимальные измерительные перемещения (т. е. возможно
меньший сдвиг и деформация деталей, воспринимающих нагрузку);
это необходимо для сохранения практически неизменных условий
резания — размера стружки, угла резания и пр.
2.	Возможность легкой установки различных диапазонов изме-
ряемых нагрузок при сохранении достаточной чувствительности
прибора, т. е. способности реагировать на малые изменения на-
грузок.
3.	Малая инерционность применяемого метода измерения,
необходимая в той или иной степени в зависимости от поставлен-
ных задач. Например, для расчета мощности достаточно иметь
средние значения сил резания и скорости; в этом случае могут
быть пригодны приборы, обладающие большей или меньшей сте-
пенью инерции. И наоборот, для определения напряжений в стан-
ках, инструментах, приспособлениях требуется знать максималь-
ную нагрузку и картину изменения ее во времени, когда необхо-
димы практически безынерционные приборы.
Для измерения истинных значений сил резания требуются
приборы, способные регистрировать колебания нагрузок, изме-
няющихся от 500 раз в секунду. При этом собственная частота
колебаний прибора должна быть пяти-, восьмикратная, т. е. со-
ставлять 2500—4000 Гц. Такие приборы можно называть мало-
инерционными, а при еще большей собственной частоте колебаний
считают, что они практически безынерционны.
4.	Простое тарирование прибора, требующее минимальной
затраты времени на подготовку его к работе, что особенно жела-
тельно при частой установке прибора на станке.
5.	Надежность и экономичность эксплуатации, для чего ре-
комендуется избегать сложных и дорогостоящих дополнительных
приспособлений (усилителей). В этом случае упрощается обслу-
живание и исключаются побочные помехи, возникающие при слож-
ном электрическом хозяйстве: разряд аккумуляторов, колебания
напряжения и частоты тока при питании от сети.
Для научно-исследовательских работ в основном используют
электрические и, в меньшей степени, гидравлические и механи-
ческие динамометры.
Гидравлические динамометры просты по конструкции и в экс-
плуатации, но имеют существенные недостатки — значительную
инерционность и малую чувствительность. Поэтому все чаще при-
меняют электрические динамометры, более точные, чувствитель-
ные, хотя и более сложные и дорогие.
116

При измерении сил резания практически используются сле-
дующие электрические динамометры: пьезоэлектрический, емко-
стный, омического сопротивления, индуктивный, магнитный.
Пьезоэлектрический метод. На поверхности различных кри-
сталлов (кварца, турмалина, сегнетовой соли) появляется пьезо-
электричество, когда их подвергают действию внешних сил в опре-
деленном направлении, зависящем от кристаллической структуры.
Для большего эффекта целесообразно кварц подвергать воздей-
ствию сил вдоль его нейтральной оси (рис. 61). Тогда на поверх-
ностях, перпендикулярных этой оси, образуются заряды стати-
ческого электричества противоположных знаков, причем коли-
Рис. 61. Кристалл кварца
Рис. 62. Схема пьезоэлектрического
динамометра
чество его пропорционально действующей силе. После разгрузки
кристалла заряды исчезают, не оставляя остаточного электри-
чества.
' На рис. 62 показана типичная конструкция кварцевого дат-
чика с двумя пластинами. Отрицательно заряженные поверхности
лежат на электроде, от которого заряд отводится к приемнику,
в то время как положительный заряд заземляется через метал-
лический корпус. Сила Р действует на кварцевые пластины, рас-
положенные в корпусе 3, через шарик и пластину 2, распреде-
ляющую нагрузку. Если необходимо измерить нагрузку большую,
чем это допускается прочностью кристаллов, то следует преду-
смотреть упорную пластину 1 и предохранительную пластину 4,
передающие на кварц лишь часть нагрузки. При этом пластина 1
должна прогибаться на величину, не большую, чем это допу-
скается малой упругой деформацией кристаллов кварца (при-
мерно 1—3 мкм).
Существенное преимущество пьезоэлектрического метода —
его чрезвычайно малая инерционность; можно наблюдать весьма
высокую частоту колебаний нагрузок вплоть до 30 000—50 000 Гц.
Правда, в столь высокой безынерционности нет нужды при изме-
рении сил резания. Недостатком пьезоэлектрических приборов
117

является их малая прочность и сложность обслуживания. Поэтому
они редко применяются в лабораторных условиях и мало при-
годны для решения производственных задач.
Емкостный метод. Построенные на основе этого метода кон-
денсаторные динамометры отличаются простотой конструкции.
Сила, действующая на конденсатор электрического контура, изме-
няет его емкость. Это изменение емкости преобразуется в изме-
нении силы тока с помощью высокочастотного устройства.
На рис. 63 представлены две формы конденсаторов — пла-
стинчатого и цилиндрического. В первом случае изменяется
расстояние б между пластинами,
во втором — величина площадей S.
При измерении сил резания, когда
требуется малое смещение инстру-
мента, целесообразнее применять
пластинчатый конденсатор, так как
его чувствительность выше, чем у
цилиндрического. Чувствительность
последнего может быть повышена
последовательным механическим сое-
динением нескольких цилиндров.
На рис. 64 показана принципи-
альная схема трехкомпонентного
динамометра с емкостными датчи-
ками конструкции ЭНИМС. Под
влиянием силы Pz происходит про-
гиб упругих элементов корпуса 1
и при этом изменяется расстояние между пластинами 2. Одно-
временно силы Рх и Ру, деформируя упругие элементы в го-
ризонтальном направлении, изменяют зазоры между пластинами
датчиков 3 и 4, благодаря чему изменяются емкости конденсато-
ров. Изменение емкости конденсаторов преобразуется в изменение
силы тока с помощью высокочастотного устройства.
Емкостные динамометры практически безынерционны. При
достаточно большой жесткости датчика и его опор можно достиг-
нуть весьма высокой собственной частоты колебаний (10 000 Гц).
Существенным недостатком емкостных динамометров яляется слож-
ность высокочастотного устройства, что затрудняет их обслужи-
вание.
Изменение силы резания можно регистрировать с помощью
миллиамперметра или в виде графиков с помощью осциллографа.
Схема осциллографа показана на рис. 65, а. Шлейф осциллографа
(проволочная или ленточная металлическая петля) натянут между
полюсами сильного магнита М и несет маленькое зеркальце пло-
щадью 1 мм2. Изменение силы тока в шлейфе вызывает некоторое
отклонение проволок в магнитном поле и как следствие — по-
ворот зеркальца на угол, соответствующий изменению силы тока.
При этом луч света, проходящий от дуговой лампы через линзу С
118

и щель на экране S и отражающийся от зеркальца, проходит через
линзу Z и описывает на движущейся светочувствительной бумаге Р
кривую изменения силы резания. Таким образом, несколькими
датчиками и шлейфами можно одновременно регистрировать ряд
явлений в процессе резания (силы, температуру, скорость, время
работы и т. д.). На рис. 65, б представлен блок схем измерения
и регистрации сил резания.
Метод омического сопротивления. Омическое сопротивление
специальных проводников в контуре может быть изменено под
воздействием силы, при этом степень изменения сопротивления
может быть показателем действующих сил. Теоретически для этой
цели пригодны все твердые упругие тела, а также жидкости и газы,
которые не оказывают электрическому току бесконечно большого
сопротивления (полупроводники). Например, угольный порошок
и твердые угольные пластины при растяжении и сжатии изменяют
свое сопротивление в широких пределах. Угольные пластины
показывают хорошую повторяемость результатов, пока они под
влиянием нагрузки испытывают лишь упругие деформации.
На рис. 66 дана схема датчика с двойным угольным столби-
ком. Под влиянием нагрузки Р малая упругая деформация оса-
живаемого цилиндра 1 передается слегка изогнутой стойке 2,
дальнейший прогиб которой вызывает сжатие одного из угольных
столбиков 3 и разгрузку другого. Ряд недостатков ограничивает
надежность данного метода. Например, угольный столбик неза-
метно может разрушиться, а прибор будет продолжать давать
119

Рис. 65. Схема осциллографа (а) и схема измерения и регистрации сил
резания (б)
Рис. 66. Датчик с уголь-
ным сопротивлением
120

Рис. 67. Токарный тензометрический динамометр
Рис. 68. Схема соединения в мосты датчиков трехкомпонентного токарного дина-
мометра
Рис. 69. Схема индукционного датчика
121

показания, но уже неправильные. Имеет место механический
гистерезис, т. е. сопротивление столбика при нагрузке иное, чем
при разгрузке. Градуирование вращающихся приборов должно
выполняться в динамическом состоянии, так как изменение со-
противления угольных пластин может быть вызвано центробеж-
ной силой, уплотняющей частицы угля, вследствие чего изменяется
их действительная поверхность соприкосновения. Собственная
частота колебаний угольного столбика, очень высока —. 60 000 Гц.
Практически она снижается до 20 000 Гц у корпуса прием-
ника.
На рис. 67 показаны схема проволочного тензометрического
динамометра для измерения сил резания при точении. Здесь
5 2 1
Рис. 70. Трехкомпонентный индукционный датчик
использована способность металлической проволоки при растяже-
нии и сжатии изменять омическое сопротивление с изменением
механически напряженного состояния под влиянием нагрузки.
Силы Р2, Ру, Рх, приложенные к резцу 1, закрепленному в рез-
цедержателе 2, передаются упругим элементам, выполненным
в виде полуколец, граненных снаружи. На гранях и внутренних
цилиндрических поверхностях каждого элемента наклеены про-
волочные датчики. Например, сила Р„ воспринимается датчиками
/у—8у, при этом наружные датчики iy, 2у, 5у, бу растягиваются,
а внутренние датчики Зу, 4у,7у, 8у сжимаются.
Сила Рг создает изгибающий момент, вследствие чего датчики
верхнего пояса lz, 3z, 5z, 7z растягиваются, а датчики нижнего
пояса 2z, 4z, 6z, 8z сжимаются. Сила Px воспринимается датчи-
ками lx—8х, наклеенными на наружных боковых сторонах.
Изменение силы тока под влиянием изменяющихся напряже-
ний регистрируется миллиамперметром или осциллографом после
предварительного значительного усиления с помощью усилителя.
Во избежание взаимовлияния составляющих сил резания датчики
включаются в мостовую схему строго определенным образом
(рис. 68).
122

Электроиндуктивный метод. В качестве датчиков применяются
катушки, у которых при постоянном приложенном напряжении
переменного тока может изменяться сила тока в зависимости от
величины воздушной щели 6 (рис. 69). Под воздействием нагрузки
на подвижную часть датчика, связанного с железным сердечни-
ком катушки, изменяется зазор (на сотые доли миллиметра),
а вместе с ним и сила индукционного тока во вторичной катушке.
Зазор 6 для большого диапазона измерений колеблется в пределах
0,1—0,2 мм. Считают целесообразным, чтобы с увеличением на-
грузки зазор б не уменьшался, а увеличивался. В этом случае
повышается чувствительность метода и,, кроме того, с увеличе-
нием б дроссель предохраняется
от замыкания.
На рис. 70 показана конструк-
ция трехкомпонентного индук-
тивного динамометра. В корпусе
1 располагается подвижная люль-
ка 3 с гнездом для резца. Она
опирается двумя штифтами 5 на
нижнюю мембрану 4, прогибаю-
щуюся под влиянием силы P2t вос-
принимаемой датчиком 2. Ради-
альная сила Ру передается дат-
чику 9 через шаровой болт 6,
наконечник 7 и мембрану 8. Про-
гиб от силы подачи Рх воспри-
нимается датчиком 10 через мем-
Рис. 71. Схемы электромагнитных
датчиков
брану 11 и штифт 12. Резец закрепляется в гнезде люльки
болтами 13. Благодаря прогибу дна корпуса датчиков изменяется
расстояние между электромагнитами, вследствие чего изменяется
сила тока в электрической цепи, регистрируемая тремя милли-
амперметрами, по одному на каждый датчик.
Динамометр питается переменным током, поэтому показания
прибора искажаются при включении и выключении станков, ра-
ботающих на переменном токе и расположенных рядом с прибо-
ром. Искажения трудно полностью устранить, пользуясь стаби-
лизатором напряжения. Сильно искажаются показания прибора
и при вибрациях.
Электромагнитный метод. При этом методе применяют катушку
переменного тока с магнитоупругим сердечником из пермаллоя
(78% Ni, остальное— Fe, С и другие составляющие). Под воздей-
ствием нагрузки на сердечник в зависимости от степени механи-
ческого напряжения его изменяется силовое магнитное поле,
что отражается на самоиндукции, а тем самым и на силе тока
в катушке. Простые и удачные схемы электромагнитных датчи-
ков, работающих на сжатие с использованием индукции (б) или
самоиндукции (а), представлены на рис. 71. При мало меняющихся
напряжениях сжатия магнитоупругий эффект устойчив. Для
123

пермаллоя допустимо наибольшее напряжение 6—8 кгс/мм2, чем
и определяются минимальные размеры датчика. В зависимости
от размера корпуса собственная частота колебаний изменяется и
доходит до 20 000 Гц. При колебании напряжения в сети должен
быть предусмотрен стабилизатор напряжения.
Выбор метода измерения. В настоящее время преимущественно
используются электрические методы измерения.
Сравнительная оценка различных электрических динамометров
приводится в табл. 8. Положительной оценке того или иного свой-
ства соответствует знак (+), отрицательной — знак (—). Как
видно из таблицы, .последние три метода имеют наибольшие пре-
имущества.
Таблица 8
Сравнительная характеристика электрических динамометров
Метод измерения
Пьезоэлектрический
Емкостный
Угольного сопротив-
ления
Жидкостного сопро-
тивления
Индуктивный
Магнитный
Тензометрический
Примечание. Знак 0 (нуль)\показывает отсутствие как положитель-
ных, так и отрицательных качеств.
Все чаще применяют проволочные тензометры в качестве дат-
чиков для измерения нагрузки при работе различных режущих
инструментов (резцов, сверл, фрез и др.).

Глава VI
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
27.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В области механики резания выполнены большие экспери-
ментальные и теоретические исследования. В качестве исходных
были приняты различные положения, например представление
о резании как о процессе последовательного скалывания элемен-
тов стружки или как о процессе пластического сжатия снимаемого
слоя металла. Учитывалось также напряженно-деформированное
состояние снятого слоя металла в свете пластической меха-
ники.
В других случаях были применены законы гидравлики к дви-
жению стружки по передней поверхности резца, причем резание
металлов рассматривалось как процесс не упругопластической,
а вязкопластической деформации. Выдвигались также произ-
вольные гипотезы о структуре формул зависимости сил резания
от основных параметров — размера среза, геометрии инстру-
мента и др.
28.	ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СИЛ РЕЗАНИЯ
Методический и исторический интерес представляют исследо-
вания К. А. Зворыкина (1861—1928 гг.), послужившие источником
дальнейших многочисленных исследований советских и зарубеж-
ных ученых в области механики резания. Зворыкин определял
условия равновесия резца под влиянием действующих на него
сил. На рис. 72 представлена Pz — сила, перемещающая резец
и вызывающая реакции — нормальные силы Мп на передней
грани и N3 на задней грани резца, а также соответствующие силы
трения Fn = р,Мп и f3 = |iV3. Для упрощения вывода коэффи-
циенты трения по передней и задней граням принимаются
равными.
Необходимо отметить неточности, допущенные Зворыкиным:
силы трения Fn и F3 различны не только по величине, но и по
природе. Кроме того, чтобы вызвать реактивные силы N3 и F3,
необходимо чтобы на резец в общем случае действовала сила R
или составляющие ее Pz и Ру (R и Ry показаны пунктиром),
иначе будет нарушено равновесие резца.
125

Проектируя все силы на направления Рг и Ру, получим из
условия равновесия (по Зворыкину)
Рг = (sin 6 + Р cos 6) + pJV3;	(70)
Ру = Afn(nsin6— cos6) + ^3,	(71)
откуда
KJ _ ?г V-Nj
п sin 6 + cos 6
(72)
Зворыкин отмечает: «сила Nu частью отворачивает стружку,
сила же Fn = [iNn ее осаживает, и обе силы в совокупности про-
Рис. 72. Схема сил, действующих на элемент стружки и резец
изводят сдвиг» [33] вдоль плоскости скалывания AM под углом
скалывания Ф к направлению движения резца. Очевидно сопро-
тивление сдвигу должно расти с увеличением площади скалыва-
ния, равной произведению ширины элемента b на длину I =	,
где а — толщина среза.	/
Следовательно, сопротивление сдвигу
т = асдв6/ =	.	(73)
сдв sin Ф	'
Заслуживает внимания уравнение (72).
Сила Afn, отрывающая стружку от обрабатываемой детали
и способствующая образованию опережающей трещины, тем
относительно больше, чем меньше угол резания б и меньше коэффи-
циент трения |1 [см. уравнение (65) ]. Эти условия получаются
при работе резца с упрочняющей фаской f с малым и отрицатель-
ным углом Уф, когда имеет место устойчивый нарост с малым
коэффициентом трения при пластическом контакте и большим
передним углом у (большая отрывающая сила, способствующая
126

опережающей трещине). При этом значительно облегчаются усло-
вия работы инструмента и повышается его стойкость.
Зворыкин считал, что сдвигу элемента стружки препятствует
также нормальная к плоскости скалывания сила N, вызывающая
силу трения Fa = где рх— коэффициент внутреннего тре-
ния обрабатываемого металла. Сила Af равна сумме проекции на
ее направление сил Afn и Fn = pAfn. В результате были получены
уравнения
м =____________________?сД^__________________ (741
п sin Ф [sin (6 + Ф) (1 — ppi) + (р + pj cos (6 + Ф)] v '
и далее согласно уравнению (70)
р ______________(Тсдвба [sin 6 4- рcos 6]___
2 — sin Ф [sin (6 + Ф) (1 — ppj 4- (р + pj cos (6 4-Ф)] • у
Очевидно, скалывание произойдет там, где сопротивление
сдвигу будет наименьшим, а значит, и при наименьшем значении
Это возможно при угле скалывания Ф, соответствующем наиболь-
шему значению знаменателя. Приравнивая производную знаме-
нателя по Ф нулю, находим величину Ф;
Ф = 90° — (р + Р21 + 6 ),	(76)
где б — угол резания (б = 90° — у); р — угол трения стружки
по резцу; рх — угол внутреннего трения.
Значит, Зворыкин первым признал резание металлов как про-
цесс деформации сжатием и сдвигом снимаемого слоя металла при
наличии элементов течения в стружке. Из уравнения (76) следуют
полезные выводы: угол сдвига Ф уменьшается и, следовательно,
усадка стружки, сопротивление резанию увеличиваются с воз-
растанием угла резания б (или с уменьшением переднего угла у),
возрастанием углов трения р и рх.
Если бы эти ценные выводы были уточнены с учетом состав-
ляющей радиальной силы Ру, можно было бы дополнительно сде-
лать полезные заключения о роли угла Ф в деле обеспечения ка-
чественно обработанной поверхности.
На рис. 73 представлен план сил. Равнодействующая сила
D _______^СДР____ ___ ____асДП аЬ____ П7\
СО5(Ф + р—у) COS (Ф + р — у) sin Ф	' '
Нормальная сила
= = (78>
Сила трения между стружкой и передней поверхностью резца
Fn = R sin р = — Wa sin p	(79)
п r cos (Ф 4~ Р — у) sin Ф	4 7
127

Тогда
Pz = P1 + F8 = F3 + ^cos(p^y) =
_ „ д/ _|_ <W>ecos(p-Y) .	/оШ
— ^v3~r cos(<D + p —Y) sin Ф’	'ou'
Ру = Рг + N3 = M. + R sin (p — у) =
_ v । дСдв6а sin (p —y)	,Rn
3-rcos(0 + P — Y) sin Ф	' '
Уравнения (80) к (81) показывают, что передний угол у и
угол Прения значительно больше влияют на радиальную силу Ру,
чем на касательную Рг.
Рис. 73. План составляющих сил резания
Многие исследователи принимают напряженное состояние
в переходной - пластически деформированной зоне за простой
сдвиг под действием силы Рсдв с наложенным на, него всесто-
ронним равномерным сжатием под влиянием ейлы Рсж, т. е.
гидростатическим давлением с напряжением осж, величина ко-
торого
0гсж = 0гсдв^(Ф+ Р — ?)•
Чтобы рассчитать силы Р2 и Ру по формулам (80) и (81), не-
обходимо знать значения углов Ф, р, а также силы N3 и F3, дей-
ствующие на задние поверхности инструмента. Хотя эти силы'
и малы по величине, но они играют значительную роль в про-
цессе износа инструмента, так как при малой площади контакта
по задним поверхностям резца имеют место большие удельные
силы. При известной величине усадки стружки L угол сдвига Ф
128

определяется из уравнения (36):
cos(O--v) Q = arct	(82)
ъ sin Ф ’	ь cos у	' '
Значительно сложнее определяется угол трения и коэффи-
циент трения ц. Обычный метод экспериментального определения
величины ц с помощью графика зависимости Рг и Ру от толщины
среза а и экстраполирования значений Р2 и Ру на нулевую ве-
личину а сложен и не всегда дает надежные результаты. Поэтому
его приближенное значение иногда рассчитывают по формуле
Зворыкина (76), если принять Pi = 0. Тогда получим
р = 90° — (2Ф — у), р, = tg р = ctg (2Ф — у).
Величину асдв можно рассчитать по эмпирическим формулам
1
асдв = O,65SBco 16 ;
ЦЦВ	»	в	’
1
S. = 1,84	(83)
где SB — действительное напряжение при растяжении; со —
температуропроводность обрабатываемого материала; ав — предел
прочности; 6 — относительное удлинение в %.
Уравнение (83) справедливо при 6 ^>20%.
Б. И. Кравченко предложил для расчета коэффициента тре-
ния по передней поверхности резца при свободном резании фор-
мулу
.. _ (Ру2 — Pyi) + (^22- Pit) tg Y	/ОД\
(Рг2-Р21)-(Ру2-Ру1)ЦУ 9	V }
где Ру1, Ру2 — радиальные и PZ1 , Pz2 — касательные состав-
ляющие силы резания для двух сечений среза, лежащих в диапа-
зоне толщин среза а 0,25 мм. Формула (84) может быть исполь-
зована лишь для грубых ориентировочных расчетов, поскольку
не учитываются изменения величины ц при разных нагрузках
и приравниваются коэффициенты трения по передней и задней
граням инструмента.
Формулы для теоретического расчета силы резания хотя и
дают наглядное представление о механике резания, однако прак-
тическое использование их представляет значительные затруд-
нения. Последнее усугубляется необходимостью исследования
физико-механических свойств обрабатываемого материала, а также
усадки стружки в процессе резания. К тому же точность расчета
сомнительна, поскольку приходится упрощать теоретически вы-
веденные формулы, не выражающие к тому же подлинной физи-
ческой картины процесса резания.
Сдвиговые деформации являются результатом сжатия срезае-
мого слоя. Сдвиговые и нормальные напряжения имеют место
в различных участках и направлениях в зоне резания, в резуль-
5 А. М. Вульф	129

тате чего происходит разрушение срезаемого слоя и отделение
стружки от обрабатываемой детали. Преодолеваются силы сцеп-
ления частиц металла по поверхностям резания, по которым пере-
мещаются главная и вспомогательная режущие кромки. Эти
силы среза должны возрастать с увеличением периметра среза
и тем в большей степени, чем прочнее обрабатываемый материал.
Силы среза необходимо учитывать не только для уточнения инже-
нерных расчетов, но и для лучшего понимания физики процесса
резания.
Менее сложен расчет силы резания, предложенный профес-
сорами В. Д. Кузнецовым и В. А. Кривоуховым. Они рассма-
тривали процесс резания металлов как процесс пластического
сжатия, подчиняющегося политропической закономерности, кото-
рая выражается уравнением
P^ = Phm
или
Р==Р»(4)'П’	(85>
где Ро—начальная нагрузка при сжатии образца высотой /г0;
Р — текущая нагрузка, возрастающая с уменьшением высоты h
(рис 74). Принимая Ро = of о и Р = а/, где fQ и f— первона-
чальная и текущая площади образца, получим
Оо/о^о* —
так как объем Vo металла при пластическом сжатии не изменяется.
Следовательно, fh = fQhQ = Vo — const и / = Поэтому
аоУоЛГ1 =
ИЛИ
=	(86)
где п = т — 1.
На рис. 74 в системе логарифмических координат 1g ст =
= 1g а0 + n 1g (^) постРоена кривая политропической зави-
симости при сжатии. Здесь а0—условный предел текучести,
т. е. то напряжение при = 1, начиная с которого появляются
первые остаточные деформации, если политропическая зависи-
мость имеет место с самого начала пластической деформации;
о — предел текучести при определенной степени сжатия; п —
показатель политропы сжатия, характеризующий склонность
испытуемого материала к упрочнению.
В соответствии с уравнениями (85) и (86) можно написать
P=af = O0f
130

Принимая нормальную силу резания 2Vn при площади среза
f = ba = ts, эквивалентной силе Р, сжимающей образец с такой
же площадью поперечного сечения при одинаковой усадке
(v=4r)’ ПОЛУЧИМ
^n=aoZS(^-)" = ao^'1.	(87)
Рис. 74. Кривая политропической за-
висимости 1g о — 1g )
В соответствии с уравнениями (70) и (71) получим
Pz = a0/s£n (cos у + Ц sin у) +	(88)
Ру =	(|i cos у — sin у) +	(88а)
Эти уравнения показывают, что с уменьшением переднего
угла у увеличиваются силы Р2
к Ру и при том более значи-
тельно возрастает радиальная
сила Ру. То же получается по
мере затупления резца, когда
уширяется фаска износа на
задней поверхности резца и в
результате возрастают силы N3
И Ру.
Вместе с тем можно сомне-
ваться в точности расчета сил
Р2и Ру по формулам (88) и (88а)
и особенно при малых усадках
стружки, поскольку последние
приняты эквивалентными уко-
рочению образца при сжатии,
т. е. £ = Д2-. Истинным пока-
h
зателем деформации стружки
является относительный сдвиг е. Если для примера принять
усадку £ = 1 и передний угол у = 0, то, пренебрегая малыми
силами на задней грани, получим по уравнению (88)
г*
Этого в действительности не может быть, так как величина а0
значительно ниже удельных сил резания (табл. 9).
Столь значительное отклонение величины Р2 от истинного
значения вызвано пренебрежением силой отрыва стружки.
А. М. Розенберг и А. Н. Еремин теоретически вывели уравне-
ние для силы резания на основе гипотезы о равенстве удельных
работ пластической деформации при резании и сжатии в усло-
виях равных пластических деформаций. Это уравнение оказалось
слишком сложным, чтобы можно было им воспользоваться для
практических расчетов. В дальнейшем авторы упростили ее,
использовав найденную зависимость между твердостью стружки
5*
131

Значения сг0 и п [44]
Таблица 9
Обрабатываемый материал	Твердость НВ	do	п
Стали:			
10	110—116	56,4	0,28
30	150	77,0	0,20
ШХ15	199—204	83,8	0,27
ЗОХГС	198	84,5	0,23
9ХС	197—202	94,5	0,155
1Х18Н9Т	135—140	85,5	0,455
ЭИ787	320	138	—
ЭИ766А	320	146	—
Сплав ЭИ437Б	300	155	—
Красная медь	53	25	0,27
Алюминий	70	12,3	0,32
Нп, измеренной алмазной пирамидой при нагрузке р = 5 кгс,
и касательным напряжением сдвига асдв
стСДв = 0,185Яп.	(89)
В результате получили
Рг = 0,185Япа6£,	(90)
где а и b соответственно толщина и ширина среза в мм;
k=---------------.	(91)
1 sin р	4	7
~ gcos(p —у)
Здесь 8 — относительный сдвиг; — усадка стружки; р — угол
трения; у — передний угол.
Все рассмотренные теоретические формулы для расчета сил
резания небезупречны не только в отношении исходных гипотез,
но и с точки зрения точности. Они не раскрывают сложных физи-
ческих явлений в процессе резания, так как не учитывают такие
факторы, как анизотропия обрабатываемого материала, изменение
в процессе резания геометрических параметров инструмента
(у, а, ф, р и др.) в связи с износом режущей кромки, образова-
нием нароста и взаимосвязи отдельных «независимых» пара-
метров: угла сдвига <р, угла трения р, усадки £, переднего угла у,
фигурирующих в теоретических расчетных формулах.
Но принципиальный недостаток указанных гипотез — пре-
небрежение упругими деформациями и явлениями разрушения
132

в процессе резания. Сдвиговые деформации в зоне резания раз-
виваются под действием нормальных сил Nn и касательных Fn
(сил трения) на передней поверхности инструмента. Эти же силы
способствуют образованию опережающих трещин и отрыву
стружки.
Интенсивность разрушения определяется физико-механиче-
скими свойствами обрабатываемого материала и режущего инстру-
мента и, следовательно, коэффициентом трения между ними,
геометрией режущего клина и особенно передним углом у, запа-
сом энергии упругой деформации, скоростью приложения на-
грузки скоростью резания).
Рис. 75. Схема сил, действующих на передней грани
резца
На рис. 75 представлена схема сил, действующих на передней
поверхности резца. В первом случае (рис. 75) при достаточно
малом угле у и большой силе трения Fn вертикальная состав-
ляющая нагрузки Р2 определяется по уравнению
.Р2 = R sin со.	(92)
Учитывая, что со — р — у, имеем
Р2 = R sin (р — у).	(93)
При этом сила Р2 направлена вниз, уплотняя металл в зоне
резания и подповерхностном слое и способствуя напряжению
сжатия. В другом случае, при у > р согласно уравнению сила P2i
направленная в обратную сторону, стремится оторвать срезаемый
слой от обрабатываемой детали, облегчая образование опере-
жающей трещины. Этому содействует запас энергии упругой
деформации, динамическое воздействие высоких скоростей реза-
ния, низкотемпературное охлаждение и другие факторы, в ре-
зультате чего снижается нагрузка на резец.
133

Необходимо добавить, что процесс разрушения в зоне резания
отмечается также при обработке высокотвердых сталей, когда
происходят структурные превращения, вызывающие образование
хрупкого мартенсита, твердых интерметаллических включений,
карбидов с микротрещинами на границах различных фаз. Всякого
рода дефекты, создавая локальные перенапряжения, становятся
центрами разрушения, форсируя быстрое развитие трещин.
В этих условиях сокращается работа пластической деформации.
Очевидно, для более полного представления о работе сил,
действующих в процессе резания, необходимо их суммарное
значение выражать уравнением
Р = ^упр +	+ Лр. п + РТр. 3 + ^разр,	(94)
где относительные значения сил упругих деформаций Рупр, пла-
стических деформаций Рпл, трения по передней Ртр. п, трения
по задней поверхности Ртр 3 и разрушения Рразр значительно
изменяются в зависимости от физических параметров.
Как было отмечено, представленные выше методы теоретиче-
ского расчета сил резания неточны и сложны для практического
использования. Для производственных вычислений обычно поль-
зуются более простыми уравнениями, полученными эксперимен-
тально. Они показывают зависимость составляющих сил резания
от различных факторов.
29.	СИЛЫ РЕЗАНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ОБРАБАТЫВАЕМОГО МАТЕРИАЛА, ГЛУБИНЫ
РЕЗАНИЯ И ПОДАЧИ ПО ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫМ
ДАННЫМ
Ранее было уже отмечено, что работа, затрачиваемая на сня-
тие стружки, идет на упругую и пластическую деформацию
стружки, трение стружки и поверхности резания о резец, отрыв
стружки (диспергирование). Несомненно, что количественно эта
работа в основном зависит от физико-механических свойств обра-
батываемого материала, определяющих его прочность.
При обработке металлов резанием, когда стружка подвергается
пластической деформации со значительной скоростью, сопротив-
ление резанию, очевидно, тем больше, чем выше вязкость обра-
батываемого металла и чем более он способен к наклепу. Так,
у пластичной аустенитной стали, очень склонной к наклепу,
уже сравнительно небольшая деформация вызывает значительное
повышение твердости и, следовательно, давление стружки на
резец должно быть очень большим (табл. 10). Иначе ведут себя
медь, алюминий, латунь. Обладая малым пределом прочности
и большой пластичностью, они при деформировании упрочняются
сравнительно слабо, и потому сила резания не достигает значи-
134

Т аблицаЧО
Механические свойства металлов и постоянная Ср
Обрабатываемый материал	%	’р	ат	6		НВ	СР
	в кгс/мм’			В %		в кгс/мм2	
Сталь:							
конструкционная	37,6	20,1	20,1	36,5	68,8	100	140
»	51,5	20,3	24,8	23,0	54,0	156	180
охм	74,0	56,0	60,0	15,0	61,5	226	240
аустенитная	80,0	38,6	45,0	31,0	66,0	178	310
жаропрочная	120	—	—	—	—	—	350—400
ХН70ВМТ							
Медь	21,4	—	5,1	43,4	65,4	535	52
Бронза	60,0	28,0	37,0	17,0	19,0	120	102
Сплав В-93	50,0	—	—	—	—	—	71
Чугун НВ 190	—	—	—	—	—	—	92
тельной величины. Также сравнительно невелики силы резания
при обработке чугуна и других хрупких металлов, так как сре-
заемый слой пластически почти не деформируется. Последнее
способствует сокращению площади контакта между стружкой
и резцом и уменьшению сил трения стружки по передней поверх-
ности инструмента.
Способность обрабатываемого материала оказывать сопротив-
ление резанию определялась ранее коэффициентом резания, т. е.
силой резания, приходящейся на 1 мм2 площади поперечного сече-
ния снимаемого слоя металла (среза) при определенных условиях:
глубине резания t = 5 мм, подаче s = 1 мм/об, угле резания
б = 75°, угле в плане ср = 45°. Режущая кромка резца — пря-
молинейная горизонтальная (X = 0), вершина закруглена ра-
диусом г = 1 мм. Работа производится без смазочно-охлажда-
ющих технических средств.
Очевидно, коэффициент резания — величина постоянная для
данного обрабатываемого материала. Однако практически вместо
коэффициента резания обычно определяют постоянную вели-
чину Ср как силу резания при t = 1 мм, s = 1 мм/об и при опти-
мальной для данного материала геометрии инструмента. Вели-
чина Ср рассчитывается по формулам, выражающим закономер-
ность изменения силы резания в зависимости от глубины резания
и подачи.
Нельзя смешивать постоянную величину Ср с понятием об
удельной силе резания. Удельной силой резания р принято
считать давление, приходящееся на 1 мм2 поперечного сечения
135

снимаемого слоя металла (среза) при любых размерах последнего
и любых режимах резания и геометрии резца; эта сила полу-
чается, как частное от деления касательной силы Рг на площадь
среза f ( в кгс/мм2)
=	(95)
В отличие от постоянной силы резания Ср удельная сила реза-
ния — величина переменная для данного обрабатываемого мате-
риала и зависит от; размера снимаемой стружки и ряда других
условий.
Понятно, что сопротивление металла резанию лучше всего
характеризовать величиной Ср. В табл. 10 приведены полученные
автором значения Ср для ряда металлов и данные, характери-
зующие механические свойства этих металлов. Они получены при
свободном резании с весьма малой скоростью v = 0,2 мм/мин.
^/Эти данные показывают, что силовые постоянные каждого
металла являются функцией комплекса физико-механических
свойств и структуры металла. Они подтверждают, что при обра-
ботке стали, склонной к наклепу, увеличивается нагрузка на
инструмент;например, мартенситная сталь ОХМ имеет более
высокие значения ав и НВ по сравнению с аустенитной сталью
и вместе с тем пониженное значение Ср. Особенно велики силы
резания при обработке жаропрочных сплавов на никельхромо-
алюминиевой кобальтовой основе, где удельная сила резания
достигает 400 кгс/мм2 и более, хотя у них значения ав и НВ не
столь велики. Поэтому нельзя признать правильными формулы
для расчета величины Ср для стали лишь в зависимости от предела
прочности на растяжение ав, так как в процессе резания снимае-
мый слой металла подвергается в основном деформации сжатия.
Например, Научно-исследовательское бюро технических нормати-
вов ГлавНИИпроекта при Госплане СССР рекомендует следующие
формулы:
для стали
Ср = const CT°i35-0>7S;	(96)
для серого чугуна
Ср = const HBQ*55.	(97)
Надо полагать, что сопротивление резанию должно возра-
стать с увеличением работы, потребной на пластическую дефор-
мацию и разрушение металла, и, следовательно, оно должно
быть в какой-то мере пропорциональным пределу прочности ов,
относительному удлинению б и относительному сужению ф.
В этом отношении для расчетов при обработке конструкционных
сталей более закономерна и может дать более точные результаты
эмпирическая формула С. Ф. Глебова
Ср = 0,07ав (б + 30).	(98)
136

Лоладзе предложил формулу, полученную аналитически, для
расчета удельной силы резания
р = 1,36ав£ кгс/мм2,	(99)
где £—усадка стружки.
В этом случае
Р2 = pf = 1,36/$ав£.	(100)
Подобная формула была предложена и в другом виде
P2~pf~S&s,	(Ю1)
где SB — истинное значение сопротивление разрыву.
На основании исследований А. Н. Челюсткина закономерность
изменения силы Рг от ширины b и толщины среза а выражают
уравнением
Рг = СрЬап.	(102)
В среднем показатель степени п = 0,75.
ТТ	, t
Подставляя значения а = s sin ср, Ь ----------
T sm ср
лучим
р _	Ср/?'75 .
г (sin <р)0.25 ’
при <р = 90°
Рг = Ср^80’75.
в формулу, по-
(ЮЗ)
(Ю4)
При всей простоте эта формула дает принципиально правиль-
ную зависимость силы Рг от величины среза. Сила резания Pz
растет пропорционально ширине b или глубине резания /ив мень-
шей степени с увеличением толщины среза а или подачи s. Тонкая
стружка лучше прогревается и деформируется и потому усадка
ее выше по сравнению с толстой стружкой; здесь также сказы-
вается большой угол резания самой режущей кромки при наличии
достаточного по величине ее радиуса закругления. Следова-
тельно, с точки зрения нагрузки на режущий инструмент и удель-
ного расхода энергии выгоднее работать с большей подачей.
В самом деле, удельная сила резания
= Рг = Cp/S0’75 _ _Ср_
Р f ts s0.25-
Зависимость силы резания Pz от глубины резания и подачи
обычно выражают формулой более общего вида
Pz =	(106)
где хр2 > z/p? при нормальных условиях, когда глубина резания
в несколько раз больше подачи, т. е. — > 1.
137

По мере приближения величины к единице, степень хрг
уменьшается, а ур2 увеличивается. При обратных стружках, т. е.
при работе широкими резцами с 'большими подачамй — > 1),
соответственно изменяются и показатели степени.
В настоящее время для практических расчетов сил резания
рекомендуются следующие формулы:
^ = Срг^0’75;	(107)
Px = Cpxt^s°^-	(108)
Ру = Cp/-9s°.75,	(109)
где Срг, Срх, Сру — постоянные, зависящие от обрабатываемого
материала (табл. 11).
Таблица 11
Значения Ср, Срх, Сру в кгс/мм2
Обрабатываемый материал	Срг	СРХ *	СРУ
Сталь и стальное литье:			
ств = 35 кгс/мм2	140	19	27
ав = 35 кгс/мм2	165	42	67
ов = 75 кгс/мм2	200	67	125
Чугун ковкий:			
НВ НО	80	28	59
НВ 150	100	40	88
НВ 200	115	52	120
Чугун серый:			
НВ 150	100	39	88
НВ 190	115	51	119
НВ 270	140	66	188
Примечание. Указанные значения рассчитаны по Справочнику режимов реайния Бюро технических нормативов (БТН) МС СССР.			
30. ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ РЕЗЦА НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
Влияние угла резания. Известно, что с увеличением угла реза-
ния б (т. е. с уменьшением переднего угла у) возрастает давление
стружки на резец. Причина этого — уменьшение угла сдвига
и увеличение деформации стружки, а также силы трения по
передней поверхности резца, так как при этом стружка все более
отклоняется от своего естественного направления.
138

А. Н. Челюсткин на основании данных Тиме, Зворыкина и
своих исследований пришел к выводу: в пределах значений 6 =
= (?0-н90о сила резания Рг прямо пропорциональна углу реза-
ния 6. Таким образом, если принять Р2 при 6 — 75° за единицу
(при 6 = 75° определяется коэффициент резания), то при любом
значении угла 6 сила резания
_ Cp<s0,756
75
(НО)
Надо добавить, что степень влияния угла резания на силу Pz
уменьшается с увеличением скорости резания. Это объясняется
тем, что при больших скоростях резания трение, наклеп и дефор-
мации уменьшаются, пластичность стружки увеличивается вслед-
ствие нагрева, и поэтому с увеличением угла резания силы реза-
ния растут, но в меньшей степени, чем при пониженных скоростях.
Очевидно, при обработке хрупких металлов (чугун, бронза),
когда деформация стружки и наклеп весьма незначительны, угол
резания б не будет оказывать заметного влияния на силы реза-
ния, что и подтверждается на практике.
При работе твердосплавными резцами влияние угла резания
на все составляющие силы резания- для случая обработки стали
можно выразить эмпирическими формулами:
Рг = Сб0’8"0’9;	(111)
Ру = С'б3’2-4-5;	(112)
Рх = С"б2’8“3’6.	(113)
Как видим, с увеличением угла резания составляющие силы
резания Рх и Ру возрастают значительно интенсивнее силы Рг.
Причина этого должна быть понятной из анализа, приведенного
в пп. 24—28.
При наличии упрочняющей фаски на передней поверхности
резца вдоль режущей кромки замечается значительное увеличе-
ние составляющих сил резания Р2, Ру, Рх, как только ширина
фаски f превзойдет оптимальную величину, зависящую от подачи.
Влияние угла в плане ф на силу резания. Нагрузйа на резец
увеличивается с уменьшением ф, и наоборот. Это понятно: при
постоянной площади среза с уменьшением угла в плане <р умень-
шается толщина среза а и соответственно увеличивается удельная
сила резания; она растет заметно лишь при весьма малых углах
в плане ф < 30°.
Опыт показывает и более сложную зависимость, когда при
угле ср > 55° нагрузка не уменьшается, а растет с дальнейшим
увеличением угла ф, что объясняется изменением условий образо-
вания стружки у вершины резца. Практически с увеличением
угла в плане ф нередко уменьшают вспомогательный угол
139

в плане фх, чтобы таким образом сохранить угол при вершине е
во избежание ослабления резца. В таком случае сокращаются
остаточные гребешки на обработанной поверхности изделия,
следовательно, одновременно возрастает фактическая площадь
среза, а тем самым и нагрузка на резец. Последняя может увели-
читься еще и потому, что с уменьшением угла фх усиливается
роль вспомогательной режущей кромки, работающей в менее
благоприятных условиях.
В действительности сила резания Рг может повышаться также
вследствие уменьшения переднего угла у при ф > 55°, если
передняя грань не перетачивается, ибо согласно уравнению (17)
Рис. 76. Влияние угла наклона режущей кромки X на силы PZi Рх, Ру
с возрастанием угла в плане ф величина sin ф увеличивается
в меньшей степени, чем уменьшается cos ф при ф > 55° и, сле-
довательно, будет увеличиваться фактический угол резания, S,
а вместе с ним и сила Рг.
По данным БТН, рекомендуется учитывать влияние угла
в плане ф на Р2 по формулам:
для стали
Р2 = Сф°*22 при ф > 55°
для чугуна
р ___ const
ф0.18 •
(114)
(Н5)
Таким образом, при обработке чугуна сила Рг монотонно
уменьшается с увеличением угла ф.
Влияние угла наклона режущей кромки X на силы резания.
На рис. 76 показаны кривые изменения составляющих сил реза-
но

ния с изменением угла наклона режущей кромки X. Как видим,
сила Pz растет только при больших углах X > 10° (рис. 76, а).
Н. Н. Зорев утверждает, что угол X в самых широких пределах
(от —40 до +40°) непосредственно не влияет на PZi но при боль-
ших положительных X и при ср = 90° получается заклинивание
стружки между резцом и изделием и нагрузка на инструмент
увеличивается. Радиальная сила Ру увеличивается (рис. 76, б),
а сила подачи Рх уменьшается (рис. 76, в) с возрастанием X. Это
полностью согласуется с закономерностью изменения углов про-
дольного уу и поперечного ух наклона передней грани [уравне-
ния (15) и (16) ].
Как видно из формул (15) и (16), с увеличением угла X умень-
шается угол уу и увеличивается угол ух и соответственно увели-
чивается Ру и уменьшается Рх. .
Другие элементы резца (задние углы а и вспомогательный
угол в плане (pj не оказывают заметного влияния на силы реза-
ния и лишь радиус закругления г вершины резца при достаточно
больших размерах его способствует повышению силы Рг (до 15%)
при отделочных операциях и более значительному увеличению
радиальной силы Ру. Необходимо учитывать роль вспомогатель-
ной режущей кромки, особенно значительную при больших
углах при вершине е > 90°, как это было указано выше.
31.	ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
Нельзя сказать, что этот вопрос окончательно разрешен,
несмотря на всю его важность, особенно в настоящее время при
широком распространении скоростных режимов резания. Несом-
ненно, что с увеличением скорости резания повышается темпе-
ратура резания и, следовательно, можно ожидать изменения
нагрузки на инструмент, поскольку изменяются угол резания
в связи с образованием нароста на режущей кромке, а также силы
трения в процессе резания. Поэтому могут появиться колебания
нагрузок на резец при умеренных скоростях резания, что и наблю-
дается на практике.
При дальнейшем повышении скорости резания значительно
поднимается температура, достигая 800—900° С и выше, что
может привести к сильному размягчению тонкого слоя стружки
на поверхности контакта с резцом. В результате уменьшается
трение между стружкой и резцом, как это показано на графике,
построенном на основе опытных данных (рис. 77). Иногда может
получиться и обратный эффект, т> е. схватывание (адгезия)
стружки с резцом при высоких температурах резания и давлении.
Следовательно, при значительных скоростях, когда температура
в зоне резания превышает 400—500° С, должна заметно сни-
жаться сила резания.
В действительности замечается слабое снижение силы резания
по сравнению с более резким падением механических свойств
141

металл^ и уменьшением коэффициента трения при повышенных
температурах. Например, при комнатной температуре у мало-
углеродной стали (0,1% С) с пределом прочности ов =
= 63 кгс/мм2 Резко снижается <гв до значения 18 кгс/мм2 при
нагрев^ д0 800° С. При таком же нагреве высокоуглеродистой
стали (0,75% О эффект будет еще заметнее: предел прочности
уменыиаеТСя в 14 раз.
Исследования В. И. Рукавишникова при обработке стальной
болванки, нагретой внешним источником до 600—700° С, показали
сокращение расходуемой мощности (а следовательно, и силы реза-
ния) в з__3,5 раза сравнительно с нормальными условиями обра-
Рис. 77. Влияние скорости резания на средний коэффициент трения при
обработке различных материалов (у = 10°);
1 — железо Армко, резец Т15К6; 2 — медь, резец Р9; 3 — сталь У12, резец
TI5K6; 4 — бронзы Бр. Б2, НВ ПО; 5 — бронзы Бр. 2 НВ 200; 6 — бронзы
Бр. Б-2, ЯВ320; 7 — кадмий, резец Р9; 8 — титановый сплав BT1, резец ВК4
(по данным М. Ф. Полетика)
ботки. Столь сильное снижение нагрузки, очевидно, вызвано
значительным уменьшением работы пластической деформации
нагретого металла и снижением трения стружки о резец.
Однако подобное явление не наблюдается при обычной об-
работке металла с весьма большими скоростями резания, когда
контактный нагрев стружки также достигает температуры 700—
800° С и выше, а сила резания снижается при этом лишь на 10—
30%. Это странное на первый взгляд явление можно объяснить
тем, что температура в самой зоне резания сравнительно невелика;
для ряда металлов скорость распространения теплоты в зоне
резания отстает от скорости движения резца и режущая кромка
в зоне резания находится под воздействием мало нагретого ме-
талла. К тому же с увеличением скорости резания одновременно
прогрессируют два процесса: упрочнение (наклеп) вследствие
увеличения скорости деформировании и разупрочнение (отдых)
из-за воздействия теплоты. В зависимости от их интенсивности
получается различный эффект. Этим же объясняется известный
факт, что при чистовой обработке с увеличением скорости резания
нагрузка снижается сильнее, чем при обдирке, — тонкая стружка
142

прогревается насквозь при больших скоростях резания и поэтому
деформация ее облегчается. Положение может усложниться,
когда при обработке некоторых металлов, например закаленной
стали, в зоне резания успеют произойти структурные изменения
(из мартенсита в аустенит), что может повысить нагрузку.
Во всяком случае при малой скорости резания v < 50 м/мин
пренебрегают ее влиянием на силы резания и лишь при более
высоком значении v для приближенных расчетов рекомендуется
а (50\o.i5
учитывать поправочный коэффициент kv = J
При расчете на прочность режущего инструмента, работа-
ющего с весьма высокой скоростью резания, эта поправка может
привести к ошибке, если не учитывать динамического воздействия
повышенной скорости на инструмент и на физико-механические
свойства обрабатываемого материала в зоне резания.
Современные опыты с ультравысокими скоростями резания
v = 27 ООО-т-36 000 м/мин показали значительное снижение сил Рг
и Ру. Отсутствие при этом усадки стружки объясняет указанное
явление.
32.	ВЛИЯНИЕ СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИХ
СРЕДСТВ НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
Как известно, работа в процессе резания затрачивается в основ-
ном на упругую и пластическую деформацию и на преодоление
трения между резцом, стружкой и обрабатываемым материалом.
Роль трения в процессе резания достаточно велика. Некоторые
исследователи считают, что при обработке стали на трение
стружки по передней поверхности резца может быть затрачено
приблизительно 35% работы, а на трение по задней поверхности —
5—15%. О существенном значении трения при работе некоторых
инструментов свидетельствует и тот факт, что при обильном
охлаждении инструмента хорошо смазывающей жидкостью уда-
валось понизить нагрузку на 30% и даже больше (до 45% у мет-
чика).
Но^роль смазки не ограничивается снижением трения. Умень-
шение нагрузки на резец при применении смазки можно объяс-
нить и так называемым адсорбционным понижением твердости.
На основании исследований этого явления П. А. Ребиндером
и И. В. Гребенщиковым предложены физико-химические методы
облегчения разнообразных производственных процессов (разру-
шения горных пород, резания металлов, полирования поверх-
ностей и т. д.). Дело в том, что поверхность любого твердого тела,
как бы она ни была тщательно обработана, имеет мельчайшие
микротрещины, на которые частицы жидкости оказывают раскли-
нивающее действие. Это так называемое диспергирование, т. е.
разрушение, начинающееся с поверхности, может быть усилено
присадками к жидкости некоторых поверхностно-активных ве-
143

ществ (жирных кислот, серы). При этом замечается также уско-
рение пластического течения; здесь имеет место своеобразная
внутренняя смазка по возникающим в металле плоскостям сколь-
жения. В результате значительно облегчается процесс резания.
Поэтому понятно то большое внимание, которое уделяется
выбору смазочно-охлаждающей среды и технике смазки. Пра-
вильно выбранная и эффективно примененная смазка — охлаж-
дение не только сокращает расход энергии, но и предохраняет
инструмент от. преждевременного затупления и улучшает качество
обработанной поверхности. Чем выше смазывающая способность
жидкости, тем заметнее уменьшалась сила резания. Например,
при обработке стали с малой скоростью резания (у < 40 м/мин)
сила резания Рг уменьшается на 12—15% при охлаждении мине-
ральным маслом и на 20—25% при применении растительных
масел.
Необходимо отметить следующее важное обстоятельство.
С уменьшением силы трения по задней поверхности инструмента
и соответствующим снижением силы Р2 заметно увеличивается
сила Ру, нормальная к обработанной поверхности. В результате
увеличивается остаточное поверхностное напряжение сжатия,
что способствует улучшению прочности обработанной детали.
Эффект повышается при отрицательных передних углах инстру-
мента (—у) и значительном закруглении режущей кромки.
Нетрудно предвидеть, что степень изменения нагрузки должна
зависеть не только от рода охлаждающей жидкости, но и от обра-
батываемого материала, толщины среза, угла и скорости резания.
С применением смазочно-охлаждающих жидкостей сила резания
должна уменьшаться тем заметнее, чем пластичнее обрабатывае-
мый материал, так как в этом случае растет относительная вели-
чина силы трения стружки по резцу и, следовательно, эффект
смазки должен быть выше. Например, исследования [48] пока-
зали снижение нагрузки на резец на 30—60% при обработке
меди с охлаждением смесью из 85% керосина и 15% белого ва-
зелина.
Действие смазки, усиливается при малой толщине среза,
так как смазка в этом случае меньше выдавливается стружкой,
а также с увеличением угла резания, поскольку при этом увели-
чивается относительная величина силы Ру и, следовательно,
эффект смазки должен быть выше. По этой причине действие
смазки возрастает при малых скоростях резания.
Труды советских ученых подтверждают изложенные выводы.
Некоторые исследователи не рекомендуют применять смазку—
охлаждение при скоростях резания, когда стружка накаляется
докрасна и становится пластичной, так как охлаждение препят-
ствует смягчению стружки. Так, опыты автора показали, что при
обработке стали 10 с высокими скоростями резания твердосплав-
ным резцом Т30К4 и охлаждением эмульсией сила резания Pz
была несколько выше, чем при работе всухую. Однако все же
144

практика подтверждает целесообразность охлаждения и при
скоростном резании; в этом случае инструмент работает спокой-
нее, повышаются точность обработки и чистота обработанной
поверхности. К тому же стружка становится более хрупкой,
ломкой, что облегчает ее отвод. Правда, тогда требуется обильное
охлаждение, чтобы сильная струя жидкости постоянно омывала
и стружку и резец; иначе раскаленный твердосплавный резец,
временами освобождающийся от стружки, подвергается внезап-
ному воздействию жидкости, и в твердосплавном инструменте
появляются трещины.
33.	ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ И МАТЕРИАЛА
РЕЗЦА НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ
В зависимости от требований технологического процесса не-
редко на практике применяются резцы, разнообразные по контуру
и форме передней поверхности. Например, резцы с криволиней-
ной режущей кромкой несколько повышают нагрузку, но зато
дают более чистую обработанную поверхность. Резцы с выточкой
по передней поверхности работают легче, так как фактический
Рис. 78. Влияние материала резца на силы резания
угол резания у них меньше, и наоборот, несколько большую
нагрузку иногда имеют резцы со стружкодробильными порожками.
Само собой разумеется, что силы резания будут увеличиваться
по мере затупления резца, ибо при этом повышается напряженное
состояние в зоне резания и трение резца по обрабатываемому
материалу. Если измерять степень затупления резца шириной
фаски износа h3 по задней грани, то все составляющие силы реза-
ния растут по мере увеличения h3 и особенно значительно сила
подачи Рх и радиальная сила Ру. Так, когда фаска износа h3
достигает 4 мм при обработке чугуна, главная сила Рг увеличи-
вается на 20%, Рх—на 130%, а Ру даже утраивается.' Теперь
понятно, почему по мере затупления резца усиливаются вибрации
в работе; здесь сказывается резкое увеличение радиальной силы Ру.
145

При обработке металлов резцами из различных материалов
силы резания должны изменяться в той степени, в какой изме-
няются силы трения между обрабатываемым материалом и инстру-
ментом. По данным автора, при обработке стали 40Н при одних
и тех же условиях силы резания были минимальными у минера-
локерамических резцов Т48, более высокими у твердосплавных
Т5КЮ и максимальными у быстрорежущих резцов Р18 (рис. 78).
Усадка стружки, снятой аналогичными резцами, изменялась
в таком же порядке. Очевидно, здесь сказывается известное поло-
жение о снижении силы трения по мере уменьшения химического
сродства между материалами трущихся пар. К этому надо доба-
вить, что минералокерамический инструмент в силу малой тепло-
проводности работает при более
высокой температуре, что также
способствует снижению трения,
а тем самым уменьшению силы
резания. По этой же причине на
передней поверхности твердо-
сплавного резца коэффициент тре-
ния возрастает с увеличением
содержания кобальта и с умень-
шением содержания карбидов ти-
тана или наблюдается заметное
снижение нагрузки при работе
алмазными резцами, применяе-
мыми иногда для отделочных опе-
Рис. 79. Изменение силы Pz при рации.
отрезке	Заметим, что силы резания
могут заметно изменяться в про-
цессе резания в результате воздействия и других обстоятельств.
Например, при работе отрезными резцами по мере углубления
резца в металл и приближения его к оси изделия затрудняется
отвод стружки и значительно повышается нагрузка, особенно при
работе с большими подачами (рис. 79), когда в большей степени
увеличиваются силы трения между инструментом, стружкой
и поверхностями резания.
В общем случае нагрузку инструмента можно заметно облег-
чить, вытягивая стружку приложенной к ней силой (рис. 80, а).
В процессе резания к стружке, помимо обычных сил Рсдв, Nn,
Fn, приложена извне еще сила натяга Рнат, направленная
под углом т] к нормали вектора скорости резания. Из условия
равновесия имеем
рсдв = Nn cos (Ф — у) — Fn sin (Ф — Y) + Рнат sin (Ф + n)- (116)
Согласно этому уравнению сопротивление сдвигу и, следова-
тельно, сила резания должна возрастать и тем более, чем выше
значение угла т]. Однако опыт показывает обратный результат:
сила резания уменьшается на величину, равную многократному
146

значению Рнат 1167]. Это возможно потому, что значительно
сокращаются и Fn с развитием опережающей трещины перёд
режущей кромкой под влиянием приложенной Рнат.
Условия резания меняются с изменением угла т]. Так, при
отрицательном значении т|, причем |т]| > Ф, уменьшается Рсдв,
но могут возрастать Nn и Fn. При больших положительных
углах т] возникает своеобразная неустойчивость процесса и стружка
приобретает гофрированный вид (рис. 80, б). По-видимому изги-
бающий момент в зоне резания настолько увеличивается даже
Рис. 80. Силы, действующие на стружку
при малых нагрузках, что образуется пластический шарнир и
стружка загибается вверх. Вероятно помогает и то обстоятельство,
что согласно формуле (116) при большом угле т] значительно повы-
шается сопротивление сдвигу и лента стружки загибается по
мере удлинения опережающей трещины.
Надо полагать, что процесс будет более устойчивым, когда
угол г| = 0. В этом случае, проектируя все силы на направление
нормали к траектории скорости резания, получим
Q = -Рнат + Sin V — Fn cos у — Рсдв cos (90° 4-Ф) +
+ Рсж sin (90° + Ф).	(117)
Сила Q должна способствовать развитию опережающей тре-
щины в благоприятном направлении.
В приведенной формуле все факторы являются взаимозависи-
мыми величинами, и поэтому ее также невозможно использовать
147

для расчета оптимальных вариантов. Но анализируя уравне-
ние (116) качественно, можно сделать полезные заключения и благо-
приятно влиять на процесс резания. Так, с помощью простого
приспособления к резцу (см. рис. 48, б), регулируя расстояние а
между режущей кромкой и стружкозавивателем, высоту его /г,
можно добиться эффективного дробления стружки при уменьшен-
ных нагрузках и износе инструмента (см. рис. 46, б). На рис. 80, в
изображена система сил Fc, Nct действующих на стружку при
резании резцом со стружкозавивателем с углом наклона ф. Пере-
мещая последний, можно изменением расстояния т, получить
минимальные значения усадки стружки, объемного коэффициента
и износа инструмента.
34.	ВЫВОДЫ
Рассматривая физическую природу сил, действующих в про-
цессе резания, необходимо учитывать важнейшие явления разви-
тия трещин, приводящих к разрушению, диспергированию.
Этими явлениями обычно пренебрегают, когда обсуждают энерге-
тическую сторону процесса резания, а между тем они играют
решающую роль и, более того, составляют физическую основу
механизма снятия стружки. В общем случае резание металлов
необходимо рассматривать как процесс разрушения, который
может сопровождаться упругими и пластическими деформациями
большей или меньшей интенсивности, вязким течением снимаемого
слоя и другими механическими и физико-химическими явлениями.
Такой широкий подход раскрывает перспективы творческого
развития учения о резании металлов с плодотворными резуль-
татами для практики. Так, в области механики и динамики реза-
ния путем управления сходом стружки, добиваясь при этом
ориентированного направления опережающей трещины (направ-
ленного разрушения), можно значительно уменьшить пласти-
ческую деформацию срезаемого слоя (усадку), а тем самым на-
грузку на инструмент и потребляемую мощность. Например,
в работе [167] отмечается, что при направленном отводе стружки
ее усадка и сила резания уменьшаются на х/3—V2 их нормальной
величины, а также сокращается потребляемая мощность на
~50%, что в 6—40 раз превышает мощность, расходуемую на
отвод стружки.
Очевидно, этот эффект должен отразиться на стойкости инстру-
мента и тем самым его производительности. Выше было показано,
как улучшается процесс резания в отношении дробления стружки,
уменьшения силы резания, износа инструмента при изменении
лишь одного параметра, влияющего на отвод стружки. При более
широком оптимальном решении этой проблемы можно было бы
добиться“более внушительных результатов.
Новый подход в рассмотрении физической^сущности процесса
резания объяснит противоречивые взгляды на некоторые законо-
148

мерности процесса и. будет способствовать сближению теории
и технологической практики.
Для практических расчетов сил резания при точении и раста-
чивании рекомендуются в нормативах [116, 117] формулы типа
Pz = CpAs4XMA.	(118)
где Ср2 — коэффициент резания стали ав = 75 кгс/мм2 и чугуна
НВ 190; хр2, r/p2, nv — показатели степеней при глубине реза-
ния t, подаче s и скорости резания v\ kv, kM, kK — попра-
вочные коэффициенты в зависимости от скорости, резания, физико-
механических свойств обрабатываемого материала, угла в плане ср,
переднего угла у, угла наклона главной режущей кромки X и
степени затупления по задней грани резца h3.

Глава VII
ТЕПЛОВЫЕ ЯВЛЕНИЯ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ
35.	ТЕПЛОТА РЕЗАНИЯ
Один из главнейших факторов, определяющих процесс реза-
ния, — теплота, образующаяся в результате работы резания.
Законы теплообразования объясняют ряд явлений, связанных
с нагрузкой резца, его стойкостью, качеством обработанной по-
верхности. Чтобы правильно использовать режущий инструмент,
необходимо знать эти законы.
Теплота Q в процессе резания образуется в результате:
1)	внутреннего трения между частицами обрабатываемого
металла в процессе деформации (2деф;
2)	внешнего трения стружки о переднюю поверхность резца
Qn. т*
3)	внешнего трения поверхности резания и обработанной
поверхности о задние поверхности резца Q3. тр;
4)	отрыва стружки, диспергирования (?дисп (образования
новых поверхностей)
Q = Оцеф + Qn • тр + Q3 . тр 4“ Оцистг
Предполагая, что механическая работа резания полностью
переходит в теплоту, получим
/л Р Р	Р 2^	I	/11
Q =	=	= ккал/мин,	(119)
где Q—количество теплоты в ккал/мин; R — работа резания
в кгс-м/мин (/? = Pzv)\ Е — механический эквивалент теплоты
(Е = 427 кгс м/ккал).
В действительности в теплоту обращается не вся работа реза-
ния: небольшая часть ее переходит в потенциальную энергию
искаженной кристаллической решетки. Поэтому более правильно
формулу выразить так:
Q = ^«o,	(120)
где а0 — коэффициент, учитывающий указанные потери, незна-
чительные по величине. В обычных расчетах этой потерей прене-
брегают.
150

Для успешного воздействия на процесс резания важно знать
не только количество теплоты, но и распределение ее, т. е. степень
концентрации теплоты в различных участках изделия, стружки
и резца. Если бы вся образующаяся теплота быстро и равномерно
распределялась по всему объему изделия и инструмента, она
быстро отводилась бы в пространство, не причиняя им вреда.
В действительности процесс протекает иначе:_гбольшое количество
теплоты концентрируется в определенных зонах, сильно повышая
их температуру. Здесь неизбежны потеря резцом твердости и за-
тупление его и даже возможно изменение структуры тончайшего
слоя обработанной поверхности, если не будут приняты соответ-
ствующие меры.
Некоторые исследователи (А. Я. Малкин) полагают, что
регулированием потока теплоты можно воздействовать на про-
цесс резания в благоприятную сторону и тем облегчить работу
инструмента и повысить качество обработанной поверхности.
На основе теоретического и экспериментального исследований
процесса теплообразования можно выявить законы изменения
температуры резания (на поверхности контакта стружки с перед-
ней гранью резца), а также температуры режущего инструмента
и обрабатываемой детали в зависимости от различных факторов.
36.	ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ
Надо полагать, что в процессе образования сливной стружки
теплота концентрируется в трех основных зонах (рис. 81): в зоне
сдвига элементов стружки AM, где происходит пластическая
деформация; на площади контакта
стружки по передней поверхности
инструмента АО; на площади кон-
такта задней грани инструмента с
обрабатываемой деталью.
Работой диспергирования обычно
пренебрегают.
Каждый источник теплоты имеет
свою сферу непосредственного воз-
действия (рис. 81).
Следовательно, наиболее высо-
кая температура — температура ре-
зания — должна наблюдаться в стружке в зоне контакта ее
с передней поверхностью инструмента, так как здесь концентри-
руется наибольшее количество теплоты, образующейся в резуль-
тате деформации стружки и трения ее по передней поверхности
резца. Например, наибольшее количество теплоты, образующейся
вследствие деформации (на поверхности AM), остается в стружке
и частично поглощается обрабатываемой деталью. Теплота трения
стружки (на поверхности ^А О) остается в основном в стружке
151
Рис. 81. Источники теплоты в
процессе резания

и частично (3—5%) направляется в инструмент. Теплота трения
по задним граням инструмента (поверхность АР) направляется
в деталь и резец. При обработке металлов с низкой теплопровод-
ностью, например жаропрочных и титановых сплавов, в резец
отводится до 20—40% всей теплоты [23].
Потери теплоты от конвекции и радиации в процессе реза-
ния ничтожно малы; невелико количество теплоты, уходящей
в деталь, так как стружка весьма быстро формируется в зоне
резания и столь же быстро проходит зону контакта с резцом.
Однако теплота, поглощаемая изделием из жаропрочных сталей
и сплавов, резко возрастает и при малых скоростях может достичь
35—45% всей теплоты резания.
Пренебрегая работой трения по задним граням инструмента
(которая мала при достаточно острой режущей кромке и большом
заднем угле), можно полагать, что подавляющее количество
теплоты должно сосредоточиваться в стружке. Опыты Н. Н. Са-
вина, Я. Г. Усачева, С. С. Можаева и др., определявших коли-
чество теплоты в стружке калориметрическим методом, показали,
что в зависимости от скорости резания, глубины резания и подачи
при обработке конструкционной стали в стружке содержалось
60—80% всей теплоты резания, а при скоростных режимах ре-
зания свыше 90%.
На рис. 82, а показана схема сил, действующих в зоне реза-
ния. Считая, что вся работа резания в единицу времени Rz =
= Pzv, работа трения стружки по передней поверхности Rn =
= ^пустр =Fnv~^№ — усадка стружки), получим работу де-
формации стружки
Ядеф = Rz —	= PzV - FnV •
Но Fn = Pz sin у + Py cos у (пренебрегаем силой трения по
задней поверхностихрезца) и, следовательно, работа деформации
стружки
Ядеф =	[ 1 — (Sin у + |10 cos у) -у] ,
-«Эд'дияр
где Но = тг •
Повышение температуры стружки благодаря ее деформации
составит в среднем
[(1 — ₽о) — (sin у + Ио cos у) -И
и» =-------1-------ЕЯ--------------(121)
где 9деф — средняя температура стружки, когда последняя по-
кидает зону деформации, в °C; 0О — температура окружающей
среды в °C; а0 — коэффициент, учитывающий потерю теплоты
на скрытую энергию деформации (принимаем а0 = 0,95); р0 —
152

коэффициент, учитывающий переход части тепла в изделие (по
Вейнеру ро = 0,1 при v = 100 м/мин, ро = 0,05 при v =
= 300 м/мин); Е — механический . эквивалент теплоты (£ =
= 427 10-3 кгс-м/ккал); с—теплоемкость нагретой стружки
в ккал/кгс-град; d—плотность стружки (7,8 • 10"6 кгс/мм3);
b — ширина среза в мм; а — толщина среза в мм.
Рис. 82. Схема сил, действующих в процессе резания (а) и схема контакта стружки
и резца (6)
р
Принимая — р кгс/мм2 (удельная сила резания) и прене-
брегая значением 60, получим из уравнения (121)
а0Р Г(1 —₽о) —(sin Y + Но cos у)-i-l
е«Ф..Р = —--------------и-------------~ •	<122>
Покидая зону деформации, нагретая до температуры 0деф. ср
стружка трется по передней поверхности резца со скоростью
на площади контакта шириной b и длиной I (рис. 82, б).
V
т
Теплота работы силы трения по передней грани в единицу
времени
О =	.
ЧГтр. П ££
(123)
Чтобы определить температуру на передней поверхности резца,
полученную в результате трения стружки, будем рассматривать
резец как твердый стержень с поперечным сечением, равным 6Z,
на одной стороне которого поддерживается постоянная темпе-
ратура 9тр. п. Для решения поставленной задачи используется
уравнение теплопроводности
д^тр. П _ д2Отр. п
%
где со = jt-^7 — температуропроводность; л — теплопроводность
резца; с' — теплоемкость резца; d' — плотность; т — время, в те-
153

чение которого стружка проходит площадь контакта длиной /;
/
т = — = —.
С>стр
Решая уравнение (124) по М. П. Левицкому, при начальных
и граничных условиях 0* = 0тр.п при х =J), 0тр.п = 0 при
т = О, получим уравнение
/	Л2С02	К
с\	г\ I %	2 А2 . Л X ।	/1 л г \
0Т, X = 9Тр. п	е Sin -д- I ,	(125)
где 0ТеА. — температура, возникающая от теплоты трения в дан-
ной точке и в данный момент времени т; Д — глубина, на которую
проникает теплота трения за время т.
Минуя промежуточные вычисления [96] и пренебрегая тем-
пературой внешней среды, получим
Fn ~\f V~F п
0 ’ =	'
тр’,п
(126)
Суммируя температуры деформации стружки и трения ее по
передней поверхности инструмента, получим температуру реза-
ния, т. е. среднюю температуру на площади контакта стружки
и инструмента,
аор Г(1 — Ро) — (sin Y -Ь Ио COS у) -У
9рез ~ 9деф 4“ ®тр. п =	Ь
Eb КХс dl
Формула (127) показывает закономерность изменения темпе-
ратуры резания в зависимости от разных факторов. На основе
ее построены графики изменения составляющих температуры
резания в зависимости от скорости резания для минералокерами-
ческого (рис. 83, а) и для твердосплавного резца (рис. 83, б).
Как видим, с увеличением скорости резания уменьшается темпе-
ратура деформации, но возрастает температура трения. В резуль-
тате температура резания повышается, но в значительно меньшей
степени, чем сама скорость.
Вместе с тем при одних и тех же условиях температура реза-
ния получается более высокой при работе минералокерамическим
резцом (рис. 83, а) сравнительно с твердосплавным (рис. 83, б),
что подтверждается практикой.
Надо ожидать, что температура резания в действительности
должна быть более высокой, чем это получается расчетом по теоре-
тической формуле, так как здесь не учтена теплота трения по
154

задней поверхности резца. Последняя будет все более проявляться
с увеличением скорости резания по мере затупления резца; при
этом особенно заметно будет повышаться температура обраба-
тываемой детали.
Обрабатываемая деталь нагревается в основном теплотой
деформации. Очевидно температура детали должна уменьшаться
с увеличением скорости резания, поскольку при этом уменьшается
0деф (рис. 83). Подобный вывод подтверждается на практике при
работе острым резцом в нормальных условиях. Однако по мере
затупления резца и значительного уменьшения заднего угла а
и угла в плане ср положение меняется. В этом случае с увеличе-
Рис. 83. Изменение составляющих температур резания при обра-
ботке етали: а — для минералокерамического резца; б — для твер-
досплавного резца; сталь ОХН4М; t = 2 мм; s = 0,14 мм/об;у = 10°
задней поверхности резца, и поэтому температура детали повы-
шается с увеличением скорости резания v. На рис. 84 показано
изменение температуры детали при фрезеровании резьбы вра-
щающимся резцом (вихревое нарезание). Замечаем неизменное
повышение температуры детали по мере затупления резца. Вместе
с тем температура обрабатываемой детали уменьшается с увели-
чением подачи s. Это вполне закономерно, так как с увеличением s
сила трения на задней поверхности резца остается почти неизмен-
ной, но при определенной длине детали сокращается относитель-
ный путь резца (время обработки) и, следовательно, уменьшается
работа силы резания.
Сложнее обстоит дело с температурным полем резца. Можно
было бы предполагать, что наибольшая температура должна быть
вблизи режущей кромки, так как здесь располагаются основные
источники теплоты <2деф> QTp. п> Qip. з- На рис. 85 схематично
представлено температурное поле стружки и резца, составленное
Н. И. Резниковым по опытным данным других исследователей
155

[76]. Линии постоянных температур т . . . т (изотермы) в стружке
расположены параллельно поверхности сдвига (ориентировочно), а
у резца почти концентрично вокруг режущей кромки. В этом случае
согласно теории теплопроводности тепловые потоки должны быть
направлены нормально изотермам; в схеме они показаны соот-
ветствующими кривыми со стрелками: п — в деталь; п' —
в стружку; k — в резец.
Наиболее высокие температуры наблюдаются вблизи режущей
кромки и в зоне нароста. В действительности положение более
сложное, так как температура
такта поверхности резания и
Рис. 84. Температура обрабатываемой
детали при резании вращающимся рез-
цом в зависимости от подачи s и износа
резца
резания зависит и от длины кон-
стружки по задней и передней
поверхностям инструмента. Чем
меньше длина контакта на
задней поверхности, тем ниже
среднее значение температуры
резания и тем ближе к режу-
щей кромке располагается ее
максимум. С уменьшением дли-
ны контакта стружки с передней
поверхностью средняя темпера-
тура также снижается, но
максимум температуры уда-
ляется от режущей кромки
[162]. При скоростной обра-
ботке температура в зоне реза-
ния доходит до 800° С, а на
поверхности трения по передней
грани достигает даже 1200° С
и выше. Низкая теплопровод-
ность твердых сплавов и особенно минералокерамики является
причиной того, что теплота резания сосредоточивается в пе-
редней части резца, прилегающей к его вершине, что способ-
ствует ее пластической деформации. При этом режущие способ-
ности инструмента сохраняются ввиду его значительной красно-
стойкости. Однако очень высокий температурный градиент, свой-
ственный минералокерамическому резцу, способствует тепловому
удару, разрушающему режущую кромку инструмента.
Любопытно, что нагрев державки с малотеплопроводной ре-
жущей пластиной из твердого сплава и особенно минералокера-
мики происходит не только посредством контактной перёдачи
тепла от пластины к державке, но и в значительной степени через
лучеиспускание от стружки и поверхности резания, перемеща-
ющихся мимо резца и передающих ему часть теплоты. Это имеет
существенное значение для стойкости режущего инструмента и
точности обработки детали, зависящей от температурной дефор-
мации резца.
На рис. 86 показаны кривые температурного удлинения мине-
ралокерамического резца при обработке стали ОХН4М. Можно
156

Рис. 85. Температурное поле в зоне резания и резца
Удлинение резца^мкм
Рис. 86. Кривые температурного удлинения минералоке-
рамического резца:
1 — / = 1,5 мм; 2 — I =’3 мм; 3 — стружка отводилась от резца
или задние грани державки изолировались

заметить значительное уменьшение деформации резца с удале-
нием режущей кромки от державки резца или при изоляции
задней поверхности резца.
Эффект лучеиспускания в большой степени зависит от способ-
ности тела поглощать тепловые лучи. Например, абсолютно черное
тело поглощает все падающее на него тепло — условный коэф-
фициент е=1:
Значения 8 для различных тел
Чугун шероховатый, сильно окисленный	0,94
Железо матовое окисленное........................... 0,96
Железо блестящее отполированное	0,29
Медь полированная...............................0,13—0,17
Медь прокатанная	0,64
Медь шероховатая	0,76
Серебро ...........'............................ 0,03
Сажа, уголь ........................................ 0,95
Эти данные представляют значительный интерес, так как пока-
зывают большую роль блестяще обработанных граней, режущего
инструмента в отношении его стойкости и качества обработанной
поверхности.
При весьма низкой температуре всего изделия и больших
скоростях резания тонкий слой его обработанной поверхности
может иметь достаточно высокую температуру, способную изме-
нить структуру этого слоя. Поэтому, назначая режим резания,
необходимо учитывать последующую чистовую обработку, при
которой будет удален поврежденный слой детали.
Теоретический расчет температуры резания встречает значи-
тельные трудности,-так как в. соответствующих расчетных фор-
мулах независимые переменные являются в действительности
взаимозависимыми параметрами. Так, теплоемкость С увеличи-
вается, а теплопроводность X уменьшается с возрастанием
температуры. Длина контакта стружки и резца уменьшается
с увеличением скорости резания, но заметно растет по мере
износа резца и образования лунки на передней поверхности
резца.
Значения постоянных коэффициентов (а0, ро, р,0) также изме-
няются в зависимости от различных факторов. К этому надо
добавить, что температура резания зависит и от вида процесса
резания: при несвободном резании резец нагревается больше,
чем при свободном резании. Поэтому для расчета температуры
резания чаще пользуются эмпирическими формулами, показы-
вающими закономерности изменения температуры резания в за-
висимости от различных факторов и справедливыми в определен-
ных границах и условиях.
158

37.	ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ТЕМПЕРАТУРУ РЕЗАНИЯ
ПО ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫМ ДАННЫМ
Как уже отмечено, температура резания растет менее интен-
сивно, чем скорость. По мере нагрева резца разность температур
стружки и резца падает, а поэтому интенсивность передачи теплоты
от стружки резцу уменьшается. Следовательно, с увеличением
скорости резания и температура резца значительно поднимается,
но в меньшей степени, чем скорость. Современные эксперимен-
тальные исследования [122] процесса резания высокопрочных
сталей с ультравысокими скоростями (до 72 000 м/мин), когда
Рис. 87. Влияние скорости резания на температуру резания Ст.З:
1 — а = 0,5 мм; I = 4 мм; 2 — а = 0,2 мм
процесс происходил адиабатически (без теплообмена), показали
температуру в зоне резания на уровне 30—65° С, вполне допусти-
мом стойкостью быстрорежущего резцах. Надо полагать, что
кривые 0—v с повышением скорости резания будут приближаться
к уровню температуры плавления обрабатываемого материала,
а затем снижаться с дальнейшим повышением скорости (рис. 87).
Последние графики получены по опытным данным Д. X. Касрадзе 1 2
при резании Ст.З при v — ЮООн-бО ООО м/мин. Подобное явление
сопровождается резким снижением сил резания и значительным
охрупчиванием металла в зоне резания. Этот процесс способ-
ствует быстрому отрыву стружки при полном отсутствии пласти-
ческой деформации (усадки) стружки. Наблюдающаяся отрица-
1 Более того, оказывается возможным работать резцами из цветных металлов,
поскольку при v = 27 000-е-36 ООО м/мин силы резания резко снижались.
2 См.: Термические явления при сверхскоростном резании металлов. Труды
ГИСХ, XIV, Сухуми, 1970 г.
159

тельная усадка (удлинение стружки) могла быть вызвана центро-
бежными силами при весьма больших скоростях.
Влияние глубины резания и подачи. Нетрудно предугадать
зависимость между глубиной резания /, подачей s и температурой,
если рассмотреть изменение прироста и отвода теплоты на резце
с изменением t и s. С увеличением подачи возрастает давление
стружки на резец, а вместе с ним и работа деформации. Но при
этом, как известно, усадка стружки уменьшается и, следовательно,
работа деформации, приходящаяся на 1 мм3 стружки, также
уменьшается. К тому же трение на задней поверхности инстру-
мента с увеличением подачи мало изменяется. Поэтому количество
теплоты, образующейся в стружке, будет увеличиваться в мень-
шей степени сравнительно с увеличением подачи. В то же время
с утолщением стружки отвод теплоты улучшается, так как площадь
контакта стружки с резцом расширяется. В результате темпе-
ратура резания повышается с увеличением подачи, но в меньшей
степени, чем при повышении скорости резания.
Еще меньше влияет на температуру резания глубина резания,
так как нагрузка на единицу длины режущей кромки не изме-
няется: с увеличением глубины резания при постоянном угле
в плане ср пропорционально увеличивается длина работающей
режущей кромки, почти в такой же степени усиливается тепло-
отвод от нее и, следовательно, на единицу длины режущей кромки
увеличение притока теплоты будет весьма незначительным; в ре-
зультате температура мало изменится с увеличением глубины
резания.
Влияние материала резца и обрабатываемого материала на
температуру резания. Естественно ожидать, что при резании
хрупких металлов, например чугуна, когда работа пластической
деформации весьма мала и удельные силы резания незначительны,
температура резания заметно ниже, чем при обработке стали.
Давление чугунной стружки сосредоточивается непосредственно
на режущей кромке или вблизи нее, но это весьма неблагоприятное
обстоятельство влияет больше на абразивно-механический износ
режущей кромки, чем на температуру резания.
Само собой разумеется, что нагрев инструмента заметно за-
висит от теплоемкости и особенно от теплопроводности материала
изделия и самого инструмента. Например, при обработке цветных
металлов температура резания должна быть сравнительно низкой
не только из-за малой нагрузки, но и вследствие большой тепло-
проводности цветных металлов. И, наоборот, при резании жаро-
прочных сталей и сплавов, обладающих низкой теплопровод-
ностью, значительно повышается температура резания (в два-
три раза) сравнительно с конструкционными сталями. То же
можно сказать относительно инструмента: чем ниже теплопровод-
ность, тем выше температура его режущей кромки.
По этой причине температура резания при работе твердо-
сплавными резцами получается более низкой по сравнению с ми-
160

нералокерамическими (рис. 83). То же самое можно сказать и
о влиянии резца на температуру резания. Последняя уменьшается
с увеличением площади поперечного сечения резца.
Влияние геометрии резца на температуру резания. Как из-
вестно, с увеличением угла резания 6 увеличивается сила резания,
следовательно, должны повышаться количество образующейся
теплоты и температура резания. Отвод тепла в данном случае
также будет усиливаться с увеличением угла клина р (угла за-
острения), но в меньшей степени, чем теплообразование, и в ре-
зультате температура будет расти.
Величина угла в плане ср также влияет на температуру реза-
ния. С уменьшением угла ср несколько увеличивается нагрузка
на резец и, казалось бы, нагрев его должен усиливаться. Однако
на самом деле получается обратное: с уменьшением угла ср удли-
няется режущая кромка,' увеличивается угол при вершине 8
и как следствие значительно улучшается теплоотвод.
В заключение надо отметить заметное влияние на температуру
резания смазочно-охлаждающих жидкостей. При этом падение
температуры вызвано как охлаждающим эффектом, так и умень-
шением трения в процессе резания.
Путем математической обработки опытных графиков А. М. Да-
ниелян вывел общую формулу зависимости температуры реза-
ния 9 от различных факторов при нормальной обработке стали
быстрорежущим резцом
0 _ CeV°.4s0.24<0.105 (sin ф)0,26
U —	^0,086 fO/tlpO,056
Здесь k =—; г—радиус закругления вершины резца; F —
площадь поперечного сечения резца; — постоянная, зави-
сящая от обрабатываемого материала и инструмента, или в упро-
щенном виде дЛя стали (ов = 77 кгс/мм2, б = 22%)
0= 166,5у°’4/0’105з0’2	(129)
и для чугуна (приблизительно)
0= 138t>0,36/0,09s0,133.	(130)
38.	МЕТОДЫ ИЗМЕРЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ
Среди многочисленных методов измерения температуры реза-
ния можно выделить две группы.
К первой группе относятся методы, с помощью которых изме-
ряется средняя температура стружки, а также определенных
участков изделия или резца: калориметрический метод; метод
цветов побежалости; метод термокрасок.
Ко второй группе принадлежат методы, которыми измеряются
температура узкоограниченных участков зоны резания или резца,
например: метод термопар; оптический и радиационный методы.
6 А. М. Вульф	161

Калориметрический метод, впервые приме-
ненный в лаборатории ЛПИ, иногда используется и в настоящее
время. В этом случае температура стружки рассчитывалась по
формуле
®стр
— ®см +
Sb (@см ®в)
£стрсстр
(131)
где 0стр — температура стружки; gB — вес воды; g-CTp — вес
стружки; 0В — начальная температура воды; 0СМ — температура
смеси (воды и стружки); сстр — теплоемкость стружки.
Этот метод может дать только среднюю температуру стружки
и, следовательно, непригоден для исследования температуры на
разных участках стружки и инструмента. Им иногда пользовались
для подсчета силы резания; при этом количество теплоты делилось
на механический эквивалент теплоты и определялась работа.
Простой метод определения температуры по цветам по-
бежалости не требует каких-либо приспособлений. Цвета
побежалости появляются в результате образования тончайших
пленок окислов на нагретой стружке; их цвета зависят от степени
нагрева стружки.
Цвета побежалости и соответствующие им температуры (в °C):
Чуть желтый	200	Темно-синий . .	290
Светло-желтый	220	Светло-синий	320
Темно-желтый	240	Синевато-серый . . . .	350
Пурпуровый	270	Светло-серый, переходя- щий в белый ....	400
Считают, что при наличии некоторого опыта по цветам побе-
жалости стружки нелегированной стали можно определить тем-
пературу с точностью ±5°, т. е. около 2%. Однако в действитель-
ности этот метод дает значительно большую погрешность, дохо-
дящую иногда, как показали опыты Б. Т. Прушкова, даже’до
20—30% в зависимости от толщины среза, времени работы и др.
Столь большие отклонения вызваны тем, что цвета побежалости
выражают лишь температуру поверхности стружки, определя-
ющую толщину пленки окисла, а тем самым и ее цвет. Цвет по-
бежалости меняется в зависимости не только от температуры,
но и от продолжительности действия тепла. При охлаждении
стружки смазочно-охлаждающими жидкостями цвета побежалости
могут совсем исчезнуть, между тем как стружка сохраняет на
поверхности контакта с резцом высокую температуру.
Неточным является и метод термокрасок, когда
для выявления температуры пользуются свойством специальных
красок менять цвет при определенных температурах. Например,
при 155° С цвет из пурпурного переходит в голубой, при 190° С
из белого—в зелено-коричневый, при 255° С из зеленого —
в темно-коричневый, при 305° С из желтого — в красно-корич-
невый, при 440° С' из фиолетового — в белый.
162

При пользовании этим методом краска смешивается с алкого-
лями и наносится ровным слоем на грани исследуемых резцов.
Некоторая погрешность в данном случае заключается в том, что
оттенок переходящих красок меняется в зависимости от продол-
жительности действия тепла.
Один из наиболее точных и в то же время относительно простой
способ — измерение температуры резца с помощью термо-
пары, впервые примененной Я- Г. Усачевым. Как известно,
при нагреве места спая проволок/ из двух разнородных металлов,
например железо — константан, медь — константан, платина —
иридий и т. д., в нем образуются заряды противоположных знаков.
Если свободные концы проволок соединить, то в цепи возникает
термоток, электродвижущая сила которого пропорциональна
разности температур места спая и холодных концов проволок.
Рис. 88. Термопара Я. Г. Усачева
Величину электродвижущей силы или напряжения можно изме-^
рять с помощью гальванометра или милливольтметра. Для пере-^
вода величины электродвижущей силы в градусы термопару
необходимо тарировать. На рис. 88, а показана термопара
Я. Г. Усачева. Здесь спай двух различных металлических про-
волок, изолированных слюдой или стеклянной трубкой, вставлен
в канал, просверленный в резце снизу. Дно этого канала распо-
лагают возможно ближе к передней грани и режущей кромке
резца, чтобы измерить температуру возможно ближе к источникам
теплоты. Недостатки этого способа: удаленность спая термопары
от участка максимальной температуры и необходимость поддер-
живать постоянным давление между спаем и дном отверстия.
Более удачной оказалась другая термопара (рис. 88, б), в ко-
торой проволока, например константановая, также изолированная
от стенок канала, расклепывается на задней грани резца воз-
можно ближе к режущей кромке. Здесь термопарой являются
проволока и материал самого резца. С помощью такой термопары
Я. Г. Усачев провел ряд температурных исследований с доста-
точной точностью. Ею воспользовался ряд наших исследователей
при определении температурного поля резца. Для этого в головке
6*	163

резца просверливалось вдоль главной и вспомогательной режу-
щих кромок определенное количество отверстий, куда вставля-
лись термопары. К головке резца сверху прикреплялась тонкая
пластина (толщиной примерно 2 мм), служившая передней по-
верхностью резца. На рис. 89 показано температурное поле перед-
ней поверхности, полученное А. М. Даниеляном при обработке
стали со скоростью v = 38 м/мин, t = 2 мм; s = 0,54 мм/об.
Этот способ измерения имеет свой недостатки; измеряется
температура на одном ограниченном участке и к тому же не-
сколько удаленном от основных источников теплообразования;
необходимо иметь специальные резцы; недолговечность резцов,
так как после одной-двух переточек термопара разрушается.
Рис. 89. Температурное
поле на передней поверх-
ности резца
Рис. 90. Схема естественной термопары
В настоящее время температурные исследования производятся
с помощью так называемой естественной термопары, состоящей
из самого изделия и режущего инструмента (рис. 90). В процессе
резания в месте контакта разнородных материалов изделия и
резца вследствие нагрева возникает электродвижущая сила. Тер-
моток в этом случае направляется по обрабатываемой детали 1
через медное кольцо 2, а затем через ртуть в ванне 3, служащей
для контакта вращающегося кольца 2 с проволокой 4. При этом
милливольтметр покажет напряжение термотока, по которому
можно судить о температуре резания. Обрабатываемое изделие
изолировано от патрона и заднего центра, а резец от суппорта —
при помощи прокладок.
В практике этот метод измерения был значительно упрощен
тем, что отказались от изолирования обрабатываемого изделия от
станка. Контактирование через кольцо и ртуть, как показано на
рис. 90, а также изолирование заднего центра от изделия были
продиктованы желанием освободиться от второй дополнительной
термопары, получающейся в месте контакта заднего центра и
изделия; казалось бы, при этом дополнительный термоток должен
нарушить правильность показаний основной термопары. Но
164

в действительности роль второй термопары оказалась ничтожной
вследствие слабого разогревания заднего центра по сравнению
с резцом, и поэтому практически стало вполне возможным работать
и без изоляции заднего центра (рис. 91). Это значительно упро-
стило все устройство, освободив его от дополнительных приспо-
соблений, так как теперь второй провод присоединялся к любой
точке станка.
В этом виде метод естественной термопары был бы вполне
пригоден для применения, если бы не сложность тарирования
подобного устройства, заключающаяся в том, что для каждого
обрабатываемого материала и резца необходимо строить свою
тарировочную кривую зависимости между температурой и пока-
Рис. 91. Упрощенная схема естественной термопары
заниями милливольтметра. Для этого применяют различные ме-
тоды тарирования. Наиболее простой из них состоит в следующем:
в ванну с расплавленным оловом (или алюминием для тарировки
выше 600° С) погружаются сливная стружка, снятая с обрабаты-
ваемой детали, и резец. Стружка и резец соединяются проволо-
ками с гальванометром. При нагреве ванны (например, в элек-
тропечи) температура ее регистрируется контрольной термопарой
и одновременно записываются показания гальванометра. В даль-
нейшем оказалось, что при тарировании вместо стружки можно
использовать брусок обрабатываемого материала [145].
В действительности условия нагрева в процессе резания отли-
чаются от условий тарирования, поскольку в обоих случаях не
обеспечиваются одинаковые площади контакта обрабатываемого
металла с резцом. К тому же при тарировании измеряется постоян-
ная температура контакта образца и инструмента, между тем как
на площади контакта стружки и передней поверхности инстру-
мента в процессе резания развивается температура различной
напряженности в разных точках контакта и естественная термопара
измеряет некоторую усредненную температуру.
165

На рис. 92 показана схема полуестественной термопары, при-
мененной в ЛПИ для измерения температуры резания при тонком
точении минералокерамическим резцом.
Оптический и радиационный методы.
Оптические пирометры для измерения температуры резания при-
меняются при скоростной обработке металла, когда стружка и
Рис. 92. Термопара для измерения температуры резания минералокерамическим
резцом:
1 — резец; 2 — обрабатываемая деталь; 3 — минералокерамическая пластина; 4 — эле-
мент термопары (алюмель); 5 — провод; 6 — диск; 7 — ртуть; 8 — ванна; 9 — гальвано-
метр
резец нагревались весьма сильно вплоть до светлого каления.
Однако опыт использования этого метода недостаточен, чтобы
можно было сделать определенные выводы.
Радиационный метод измерения температуры,
предложенный Ф. Швердом, основан на измерении теплоты луче-
Рис. 93. Радиационный метод изме-
рения температуры
испускания (рис. 93). Он дает воз-
можность измерять температуру
резания на любом участке струж-
ки и резца. Необходимо лишь
изолировать другие лучи, отра-
жаемые не из фиксируемых точек.
Схема устройства этого прибора
проста. Тепловой луч, направлен-
ный от наблюдаемого участка, проходит через две линзы, отвер-
стие на экране и падает на фотоэлемент. Высокочувствительный
гальванометр, соответственно проградуированный, показывает
температуру наблюдаемого участка. Этот метод позволяет деталь-
нее исследовать температуру стружки и инструмента, но он не
получил широкого распространения из-за следующих недостатков.
1. Появление тонких окислов на поверхности стружки иска-
жает правильность показаний прибора,
166

2.	Значительные затруднения представляет собой тарирование
прибора, поскольку теплота излучения зависит не только от тем-
пературы нагретого участка, но еще от цвета и состояния его
поверхности; шероховатая поверхность стружки излучает больше
теплоты, чем гладкая тарируемая поверхность.
3.	Крепление прибора на резце неудобно, а при установке
его вне резца колебания последнего в процессе резания мешают
измерению температуры определенной точки.
4.	Прибор сравнительно сложен.
Оригинальный способ измерения температуры в процессе
резания путем анализа микроструктуры тончайшего слоя обра-
ботанной поверхности, претерпевающей заметные изменения при
достаточно большом нагреве, применил Б. И. Костецкий. Но и этот
метод пока не получил распространения, так как его можно ис-
пользовать только при высоких режимах резания, когда'поверх-
ность резания или обработанная поверхность нагревается выше
критических точек.
Необходимо отметить, что степень изменения температуры
резания в процессе работы является в известной мере критерием
обрабатываемости металла и качества режущего инструмента.
Однако не всегда имеется закономерная связь между температурой
резания и интенсивностью затупления режущего инструмента,
так как затупление в значительной степени зависит от микро-
структуры обрабатываемого материала.

Глава VIII
износ и стойкость РЕЖУЩЕГО инструмента
39.	ВИДЫ ИЗНОСА
Основное качество режущего инструмента — его стойкость,
т. е. способность сохранять режущую кромку достаточно острой
в течение определенного времени работы. Затупление резца про-
исходит в результате молекулярно-термических процессов и ме-
ханического износа его граней и режущей кромки. На скорость
разрушения режущего клина в большой степени влияет темпе-
ратура резания. Эти факторы всегда действуют одновременно
и друг друга обусловливают, но в зависимости от параметров ре-
зания (скорости резания, обрабатываемого материала, и др.)
преимущественное влияние на стойкость инструмента могут ока-
зывать или физико-химический эффект, или механическое исти-
рание рабочих граней инструмента. В связи с этим различают
следующие три основных вида износа.
1.	Механическое изнашивание, царапание инструмента твер-
дыми частицами стружки и особенно частицами твердого нароста,
карбидными или другими твердыми включениями, имеющимися
в обрабатываемом металле; такай вид износа часто называют аб-
разивно-механическим.
2.	Вырывание частиц на передней поверхности инструмента
вследствие схватывания контактных поверхностей стружки и
резца — адгезионный износ.
3.	Растворение материала инструмента в обрабатываемом ма-
териале — диффузионный износ; происходит преимущественно
при относительно больших скоростях резания и температурах.
Кроме того, необходимо подчеркнуть, что при работе хруп-
кими твердосплавными и минералокерамическими резцами на-
блюдаются выкрашивание режущих кромок инструмента и даже
местная пластическая деформация его, обусловленная одновре-
менным действием высокого давления и температуры.
Абразивно-механический износ. Резание металлов — чрезвы-
чайно сложный процесс, и- здесь возможны самые разнообразные
схемы износа инструмента. Например, износ может протекать
следующим образом. При относительном перемещении твердой
частицы 1 инструмента по поверхности сравнительно мягкого ме-
талла.отрывается слой в виде стружки (рис. 94). Снимаемая струж-
ка "деформируется и наклепывается так сильно, что прочность
ее в сечении 2—3 превзойдет прочность частицы /, и последняя
168

выкрашивается. Стали аустенитного класса обладают особенно
большой склонностью к наклепу. Как известно, в результате
деформации в стружке происходят фазовые превращения с выде-
лением мельчайших карбидов, способствующих изнашиванию
трущихся поверхностей.
Под влиянием высоких давлений и температур, достигающих
на отдельных участках контакта огромных величин, на трущихся
поверхностях образуются тончайшие слои окислов. Эти окисные
пленки оказывают значительное влияние на характер износа.
При прочном соединении с телом они мотут предохранять трущиеся
поверхности от непосредственного контакта и тем значительно
уменьшать их износ, или, наоборот, при слабом соединении с по-
верхностью они, отрываясь в виде тончайшей аморфной пыли,
будут усиливать трение , и ризное	.
трущихся поверхностей.
Вот почему отдельные характерис-
тики физико-механических свойств
металла далеко еще не определяют
его истирающей способности. В этом
отношении наиболее показательной
является структура материала. Ис-
тирающая способность углеродистых
сталей возрастает с увеличением
содержания углерода, а легирован- Рис. 94. Схема абразивно-меха-
ных сталей — с увеличением кар-	нического износа
бидообразующих элементов: вольф-
рама, молибдена, марганца, ванадия и хрома. С повышением
твердости углеродистой стали увеличивается ее истирающая
способность, однако этого нельзя сказать в отношении легирован-
ных сталей. Здесь сказываются недостатки методов измерения
твердости приборами Роквелла, Виккерса и др., так как они
определяют не твердость карбидных включений, а твердость более
мягкой основной массы металла.
Исследования Э. И. Фельдштейна подтвердили явную тенден-
цию к увеличению истирающей способности металла с возраста-
нием его твердости, однако строгой закономерности здесь нет.
Например, среднеуглеродистые стали со структурами пластин-
чатого и зернистого перлита имеют почти одинаковую твердость,
между тем как относительные показатели- их истирающей спо-
собности различаются в 3,5 раза (сталь 40), в 8 раз (сталь 40Х)
и даже в 20 раз (сталь 35ХГС).
В то же время истирающая способность весьма твердых ме-
таллов резко возрастает. Так, для стали 35ХГС при НВ 400 зна-
чение истирающего коэффициента в 5 раз больше, чем для той же
стали при НВ 230, в 35 раз выше, чем для стали 40 с НВ 265
и в 160 раз больше, чем для стали 15 с НВ 120 [89].
Из всех структурных составляющих стали наименьшей ис-
тирающей способностью обладает феррит. За ним следует зерни-
169

стый перлит, истирающая способность которого тем меньше, чем
меньше размеры зерен цементита. Пластинчатый перлит значи-
тельно интенсивнее изнашивает режущий инструмент, так как
он обладает большой абразивной способностью в силу пилооб-
разного характера трущейся поверхности с острыми карбидными
кромками. Аустенитные стали с незначительным содержанием
карбидов имеют слабую истирающую способность. Трудно обра-
батываются стали мартенситного класса с высоким содержанием
легирующих составляющих. Режущий инструмент особенно ин-
тенсивно изнашивается элементами (V, Mo; W, Ti), образующими
твердые карбиды.
При обработке чугуна положительное значение имеет графит;
он играет роль внутренней смазки, уменьшая тенденции к обра-
зованию нароста. Но наличие твердых фосфористых соединений
и особенно цементита весьма сильно увеличивает истирающую
способность чугуна.
Ниже приводятся значения твердостей различных компонентов
стали, чугуна и сплавов, дающих представление об их истираю-
щей способности (табл. 12). Эти данные косвенно показывают
также способность различных инструментальных материалов
сопротивляться истирающему воздействию стружки. Надо пола-
гать, что износоустойчивость инструмента будет тем больше, чем
больше его твердость в сравнении с твердостью обрабатываемого
материала при определенных температурных условиях в процессе
резания.
Таблица 12
Твердость компонентов стали, чугуна и сплавов
‘Элементы сплавов	НВ	Элементы сплавов	НВ
Сульфид марганца	60	Цементит	1000
Чистое железо	70	Твердые сплавы:	
Феррит		WC+ 13% Со	1300
	80	WC + 6% Со	1400
Зернистый перлит	150—200	Карбиды вольфрама	1500
Пластинчатый перлит (эвтектика)	200—350	Карбиды хрома	1600
Аустенит	150—350	Окись алюминия	1900
Мартенсит отпуска	250—800	Карбиды ванадия	2100
Закаленная углеро-	650—700	»	титана	2200
дистая сталь		»	кремния	2200
Кварц	750	»	бора	2500
Стэдит (90% Fe -k + 10% Р)	800	Алмаз	10000
170

Адгезионный износ. Контактные поверхности стружки и пе-
редней грани резца не являются идеально гладкими, поэтому со-
прикосновение между ними происходит лишь по выступающим
участкам. Это вызывает огромные удельные нагрузки, разрушаю-
щие защитные окисные пленки, в результате чего происходит
холодное сваривание металла стружки и инструмента в местах
истинного контакта. Это сваривание более вероятно при относи-
тельно высокой температуре, способствующей местной пластиче-
ской деформации и разрушению защитной пленки. При непре-
рывном движении стружки по резцу в местах контакта возникают
напряжения среза и в результате на передней поверхности инстру-
мента вырываются мельчайшие частицы металла. Возможность
отрыва мягким обрабатываемым материалом частиц более твер-
дого инструмента объясняют неоднородностью инструментального
материала, имеющего на своей поверхности размягченные микро-
участки [58], и изменением соотношения твердостей обрабатывае-
мого и инструментального материалов в процессе резания при
различных температурах резания.
Полагают, что подобный адгезионный износ происходит при
обработке не только пластичных металлов, но и хрупких, например
закаленной стали и чугуна. Иначе трудно объяснить износ крас-
ностойкого твердосплавного инструмента только абразивным
истиранием, поскольку закаленная сталь и цементит чугуна усту-
пают по твердости карбидам вольфрама, титана или тантала,
составляющим металлокерамические твердые сплавы.
Срез в зоне контакта двух металлических поверхностей может
происходить различным образом. Если прочность сваривания
меньше прочности самих металлов, то срез осуществляется по
поверхности самого соединения; при этом количество металла,
вырванного с обеих поверхностей, т. е. износ, незначительно.
Когда соединение прочнее обоих металлов, срез, как правило,
происходит в среде одного из металлов, сравнительно менее проч-
ного. Инструментальные материалы обычно тверже обрабатывае-
мого материала и, очевидно, срез должен располагаться в толще
обрабатываемого материала. Однако при этом возможны выхваты
и частиц инструментального материала.
При теоретическом расчете адгезионного износа, т. е. коли-
чества вырванного металла на пройденном пути L, принимают
ориентировочно, что толщина вырванных частиц пропорциональна
контактному напряжению и обратно пропорциональна твердости
инструмента. При этом считают, что контактное напряжение про-
порционально твердости обрабатываемого материала в контактных
слоях. Тогда закономерность износа можно было бы приближенно
выразить формулой	„
vT^ const ,	(132)
\ “2 /
где vT = L (v—скорость резания; Т — время работы инстру-
мента до условного затупления); Нt — твердость инструменталь-
171

ного материала; Н2 — твердость контактных слоев стружки;
z — степень изменения интенсивности износа с изменением кон-
тактной твердости.
Можно считать, что при изменении в несколько раз отношения
контактных твердостей интенсивность износа изменяется в десятки
раз.
Полученное выражение (132) является весьма приближенным,
но оно характеризует сильное влияние отношения контактных
твердостей обрабатываемого материала и инструмента на стой-
кость последнего. Например, по опытам Я- И. Адама [2] при ре-
зании меди быстрорежущим резцом Р18 и отношении контактных
твердостей = 74-6,9 пройденный путь колебался в пределах
“2
L = 20004-7300 м. По данным Н. И. Ташлицкого, при реза-
нии стали 10 быстрорежущим резцом Р18 и = 3,54-3,4
L = 2600-е-1000 м. При резании жаропрочной стали 1Х18Н9,
когда -gi = 1,564-1,54, L = 320 -н 50 м.
#2
При повышении скорости резания пройденный путь резко со-
кращается, что объясняют усилением адгезии при повышенной
температуре и изменением отношения контактных твердостей.
Диффузионный износ. В процессе резания при высокой тем-
пературе (до 1100—1150° С) значительно возрастает отношение
контактных твердостей обрабатываемой пластичной стали и твер-
досплавного инструмента, и, следовательно, абразивный, а также
адгезионный износ должны были бы уменьшаться, а стойкость
инструмента, казалось бы, должна увеличиваться. Однако в дей-
ствительности при таких условиях происходит форсированный
износ инструмента, несмотря на заметное уменьшение сил резания
(например, при обработке искусственно нагретых материалов или
при резании с весьма большими скоростями).
Высокая температура, большие пластические деформации и
схватывание в зоне контакта способствуют взаимному диффузион-
ному растворению металла инструмента и обрабатываемого ме-
талла.- При этом происходит диффузия не молекул химического
соединения, а отдельных элементов этого соединения, например
углерода, вольфрама, титана, кобальта, входящих в состав твер-
дого инструментального сплава.
Согласно так называемому параболическому закону роста
диффузионного слоя, скорость растворения наиболее высока в на-
чальный период диффузии. В процессе резания время контакта
стружки, поверхности резания и резца исчисляется сотыми и
тысячными долями секунды и, следовательно, в контакт с инстру-
ментом непрерывно входят все новые участки обрабатываемого
материала; это создает условия для начального периода усиленной
диффузии, что существенно влияет на интенсивность износа ин-
струмента.
172

На рис. 95 представлен в виде графика пример обработки хромо-
никелевой молибденовой стали твердосплавным резцом 158].
Кривая 1 показывает увеличение отношения твердости инстру-
мента и обрабатываемой детали на поверхности контакта с повы-
шением температуры. Еще интенсивнее при этом возрастает стой-
кость резца (путь до затупления L) — кривая 2. Однако при тем-
пературе выше 900° С, когда отношение ;^ин  резко возрастает,
стойкость инструмента стремительно падает.
Опыты показали, что заметная диффузия углерода и вольфрама
из карбида вольфрама в железо начинается с температуры около
Температура на задней поверхности резца, °C
Рис. 95. Соотношение твердостей инструмента и обрабатываемого
материала в зависимости от температуры в процессе резания:
Нi — твердость инструмента; Н2 — твердость поверхности резания; L —
путь, пройденный инструментом до затупления
950° С, при цементации железа карбидом титана с температуры
1050° С. Поэтому можно полагать, что диффузионный износ твер-
досплавного инструмента может происходить лишь при обработке
стали с высокими скоростями резания, когда температура кон-
такта стружки или поверхности резания и резца достигает 900° С
и выше для однокарбидных и 1000° С для двухкарбидных твердых
сплавов. При этом любопытно отметить, что по данным К. П. Бу-
нина [55], подвижность атомов углерода в 70 000 раз выше, чем
атомов железа. Показано, что диффузионные перемещения угле-
рода затормаживаются сжимающими напряжениями.
Учитывая химическую инертность минералокерамики (А12О3),
можно полагать, что минералокерамический инструмент не под-
вержен диффузионному износу и, следовательно, способен ра-
ботать при весьма больших скоростях резания, в условиях высо-
кой температуры резания.
173

40.	ПРОЦЕСС ЗАТУПЛЕНИЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Износ режущего инструмента в процессе резания протекает
весьма разнообразно в-связи с различными условиями его работы.
Эти условия могут резко изменяться в зависимости от обрабаты-
ваемого материала, геометрии и материала инструмента, скорости
резания, величины среза, смазочно-охлаждающей среды, жестко-
сти системы СПИД. Практически можно наблюдать следующие
процессы износа:
1)	изнашивается преимущественно передняя поверхность и
незначительно задняя поверхность резца;
2)	истирается сильно задняя и слабо передняя поверхность;
3)	одновременно изнашиваются передняя и задняя поверх-
ности;
4)	закругляется режущая кромка.
Преимущественный износ передней поверхности происходит
при обработке пластичных сталей с устойчивым наростом, защи-
щающим режущую кромку от непосредственного воздействия
стружки и поверхности,* резания. Подобный износ имеет место
при снятии крупных стружек, а также при больших скоростях
резания и часто наблюдается у резцов с отрицательными перед-
ними углами.
Значителен износ задней поверхности с увеличением положи-
тельного переднего угла и у резцов с малыми задними углами.
Он особенно заметен при грубой обработке хрупких металлов,
в частности чугуна, а также вязких аустенитных сталей и сплавов,
обладающих большим упругим последействием. В этом случае’
резание происходит с повышенной температурой вследствие сла-
бой теплопроводности обоих металлов; притом неровная поверх-
ность резания, обладая значительными абразивными свойствами,
способствует износу задней поверхности инструмента.
При обработке сталей, обладающих значительной истирающей
способностью и особой склонностью к наклепу, когда в процессе
деформации выделяется карбидная фаза, наблюдается сильное
изнашивание одновременно передней и задней поверхностей резца.
При чистовой обработке износо- и красностойким инструмен-
том материалов, обладающих малой теплопроводностью, например
пластмасс, режущая кромка инструмента плавно закругляется.
Износ самой режущей кромки особенно развивается в процессе
резания вязких высокопрочных материалов (аустенитных сталей).
В этом случае необходимо уменьшить наклеп обрабатываемого
материала путем тщательной заточки режущей кромки с малым
радиусом закругления, чтобы усилить режущий эффект.
Наиболее типичный процесс износа твердосплавных резцов
при скоростной обработке стали протекает примерно в такой по-
следовательности. Сначала происходит постепенное закругление
режущей кромки, невидимое простым глазом, но заметное через
микроскоп. На передней поверхности появляются следы будущей
174

5)
Рис. 96. Износ резца
^5 мам
2,5мин	5мои	7>5мин	10 мин
Ямин
Рис. 97. Виды стружек при обработке стали по мере износа резца

лунки в виде светлой полосы, а на задней поверхности — узкая
фаска износа. В первый момент стружка прямая, шпагообразная,
а затем изогнутая и путаная. Но через некоторое время по мере
углубления лунки на передней поверхности стружка завивается
в спирали, сначала длинные, а затем все более короткие. Лунка
постепенно углубляется и расширяется главным образом в на-
правлении движения стружки (рис. 96, а). Вдоль режущей кромки
по задней поверхности непрерывно расширяется ленточка износа,
а на передней поверхности суживается фаска. При этом стружка
завивается в короткие спирали все уменьшающегося со временем
диаметра, а затем сходит в виде связанных между собой дугооб-
разных элементов. Режущая кромка изнашивается неравномерно:
Рис. 98. Изменение ширины фаски и лунки износа на перед-
ней поверхности резца с различными передними углами
в первую очередь и наиболее интенсивно вырабатываются участки
скоплений кобальтовой фазы и мелких разобщенных зерен WC.
Через некоторое время режущая кромка частично выкрашивается
(рис. 96, б), и стружка в форме бочкообразных элементов стреми-
тельно вылетает вверх от резца. Это признаки полного затупления
резца. На обработанной поверхности замечаются прилипшие
мелкие частицы. На рис. 97 показаны стружки, соответствующие
различным этапам износа резца.
При скоростном точении стали твердосплавным резцом с по-
ложительным передним углом у = +5° длина лунки с растет
в обе стороны, в результате чего ширина фаски f уменьшается
(рис. 98, кривые сх и /\). Между тем у резца с передним углом
у = —35° фаска оставалась неизменной, т. е. лунка на передней
поверхности резца удлинялась лишь в сторону движения стружки
(кривые с2 и /2). Это явление можно объяснить тем, что в процессе
резания с увеличением угла резания наряду с повышением тем-
пературы напряженное состояние зоны резания наиболее при-
ближается к объемному сжатию и, следовательно, пластичность
металла в зоне резания увеличивается. Вместе с этим, как из-
176

вестно, уменьшается угол сдвига, в связи с чем изменяется на-
правление стружки.
Рассмотренный процесс сопровождается как повышением на-
грузки, так и увеличением вибраций. Однако при образовании
лунки, когда режущая кромка еще не разрушена, наблюдается
обратное явление — станок работает легче, начавшиеся вибрации
уменьшаются; с появлением лунки уменьшается фактический угол
резания б*, стружка более плавно отходит (рис. 99). В этих усло-
виях облегчается образование
щего режущую кромку вместе
ности резца; все это способ-
ствует более спокойной ра-
боте.
Образование и развитие
лунки на передней поверх-
ности резца в большой мере
зависит от степени взаимодей-
ствия обрабатываемого и
инструментального материа-
лов. На рис. 100 это наглядно
выражено графиками износа
твердосплавных резцов
Т5К10, Т15К6, Т5КЮ + TiC
при обработке стали
НВ 180—200 (1% С, 0,15 Сг)
резцом с поворотной пласти-
ной. Замечаем резкое умень-
шение износа резца Т5КЮ +
+ TiC с нанесенной тонкой
пленкой TiC.
Надо заметить, что удары,
устойчивого нароста, защищаю-
с фаской на передней поверх-
Рис. 99. Изменение угла резания с образо-
ванием
вибрации, колебания нагрузок по
различным причинам сильно ускоряют износ инструмента, осо-
бенно хрупкого, например твердосплавного и минералокерамиче-
ского.
Перерывы в работе и связанное с этим частое врезание резца
в обрабатываемую деталь также усиливают износ хрупкого ин-
струмента и тем интенсивнее, чем чаще происходит врезание
(рис. 101). Для примера показаны кривые износа минералокерами-
ческого резца при обработке стали ОХН4М со скоростью v =
— 150 м/мин при t = 0,5 мм и s = 0,21 мм/об. Надо полагать,
что отрицательный эффект работы с перерывами вызывается не
только механическими ударами при врезании, но и температурой
режущей кромки, которая значительно ниже при работе с пере-
рывами. В последнем случае хрупкая режущая кромка подвер-
гается более частым тепловым ударам, вызывающим усиленный
износ режущей кромки.
Следовательно, можно сделать вывод о целесообразности при-
менения твердых, но хрупких инструментов, например эльборовых,
177

керамических резцов при -чистовом точении на больших перехо-
дах, когда требуется обеспечить точные размеры обрабатываемой
детали.
При работе быстрорежущим резцом происходит обратное
явление, так как перерывы в работе способствуют охлаждению и
улучшению структуры резца. Кроме того, повышение стойкости
быстрорежущих резцов при работе с перерывами объясняют и тем,
что в этом случае на поверхности инструмента создаются адсор-
бированные пленки окислов, в результате чего уменьшается трение
и тем самым снижается
износ инструмента.
Повышенный износ ре-
жущего инструмента при
вибрационном резании,
очевидно, вызван динами-
ческим эффектом врезания
резца, происходящего не-
прерывно при колебатель-
ном процессе. При этом
срывается защитная окис-
ная пленка, что способст-
вует усилению . износа,
хотя при вибрационном
резании снижается темпе-
ратура резания, усадка
Продолжительность работы Т,мин
Рис. 100. Графики износа твердосплавных
резцов по передней грани:
v = 120 м/мин; t = 2 мм; s = 0,3 мм/об; а —
твердый сплав Т5КЮ; Ь — Т15К6; с — Т5КЮ +
4- TiC (с нанесенной тонкой пленкой TiC)
стружки и мощность, за-
трачиваемая на резание.
Часто износ режущего
инструмента происходит
неравномерно вдоль режу-
щей кромки. Наблюдается
усиленный износ у вер-
шины резца, а также на участке контакта режущей кромки с об-
рабатываемой поверхностью. Усиленный износ у вершины резца
вызван более тяжелыми условиями работы (завал или повышенный
радиус закругления режущей кромки, неблагоприятные угол
резания и задний угол, повышенная температура). Усиленный
износ режущей кромки на участке контакта с обрабатываемой
поверхностью объясняется наклепом обрабатываемой поверх-
ности вследствие предшествующей обработки или наличием твер-
дой корки; ширина зоны усиленного износа может характеризо-
вать в известной мере толщину наклепанного слоя.
Большой интерес представляют явления, связанные с пласти-
ческой деформацией самого инструмента, наблюдающиеся при
обработке вязких металлов с большими скоростями резания.
В этих случаях развивается высокая температура резания, резко
изменяется соотношение твердости стружки и инструмента, и
последний теряет формоустойчивость.
178

На практике большое значение имеет установление целесооб-
разного критерия затупления режущего инструмента. Этот кри-
терий должен быть определен с.учетом требуемой точности и чи-
Рис. 101. Влияние процесса врезания на износ
минералокерамического резца:
1 — перерывы в работе через 1 мин; 2 — то же через
5 мин; 3 — то же через 10 мин
и материала. Было бы неправильно доводить затупление инстру-
мента до полного разрушения режущих кромок. Это не оправды-
вается ни экономическими, ни эксплуатационными соображе-
ниями. Устанавливается определенный условный критерий за-
тупления, по достижении которого инструмент перетачивается.
41.	КРИТЕРИЙ ЗАТУПЛЕНИЯ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
Критерий затупления удобно устанавливать для режущего
элемента, истирание которого связано с технологическими фак-
торами, носит закономерный характер и практически доступно
измерению. Этим условиям соответствует износ инструмента по
задней поверхности. Например, графики износа быстрорежущих
резцов (рис. 102) при обработке стали 45 (t = 2 мм, s = 0,1 мм/об),
показывают резкое увеличение фаски износа, как только последняя
достигает величины h3 = 0,5ч-0,8 мм. Следовательно, эта ве-
личина фаски износа и должна быть принята для данного случая
в качестве критерия затупления, так как при дальнейшей работе
наступит катастрофический износ со всеми нежелательными по-
следствиями.
На рис. 102 показано, что точки перегиба кривых располагаются
тем ниже, чем больше скорость резания и, следовательно, быстрее
начинается форсированный износ. Это явление, вполне закономер-
ное, вызвано возрастанием температуры резца с увеличением
скорости резания. Отсюда вывод: при грубой обработке с крупной
стружкой и малой скоростью резания допустимый износ задней
грани может быть повышен. Так, по данным НИБТН [117] для
179

быстрорежущих резцов допускается ширина фаски износа по
задней грани h3 = 1,5-^2,0 мм при грубой обработке стали
и h3 = 34-4 мм при обработке чугуна. Столь различные значения
при обработке стали и чугуна объясняются слабым износом перед-
ней поверхности и повышенным износом задней поверхности резца
при обработке чугуна.
Естественно, что для твердосплавных резцов, как более хруп-
ких и работающих с высокими скоростями резания, величины
допустимого износа уменьшаются до значений h3 0,84-1,0 мм
при грубой обработке стали и h3 = 1,4-?-1,7 мм при обработке
чугуна с подачей s >> 0,3 мм/об или h3 = 0,84-1,0 мм при обработке
Рис. 102. Кривые износа по задней поверхности резца
чугуна с подачей s < 0,3 мм/об. Несколько сниженные нормы
износа для твердосплавных резцов вызваны необходимостью из-
бежать чрезмерного их затупления, способствующего разрушению
и вибрациям, особенно вредным для хрупкого инструмента.
С увеличением фаски износа по задней поверхности и при чрез-
мерном затуплении твердосплавного резца возрастает частота
выкрашивания режущей кромки и вместе с этим увеличивается
стоимость инструмента. Но с увеличением фаски износа при по-
стоянном режиме работы инструмента сокращаются затраты, свя-
занные с его сменой и заточкой. В результате можно найти опти-
мальный износ, при котором обеспечивается минимальная стои-
мость инструмента, отнесенная на одно изделие. На рис. 103
показано изменение элементов стоимости инструмента с увеличе-
нием фаски износа по задней грани h3.
Практически при определенных обстоятельствах норму износа
приходится значительно уменьшать. Например, при чистовой
180

отделке стальных валов широкими резцами с большими подачами
за критерий затупления резца принимается износ по задней по-
верхности лишь до 0,2—0,25 мм, так как после достижения его
Рис. 103. Изменение стоимости инструмента, отне-
сенной на одно изделие, по элементам в зависимос-
ти от степени затупления по задней поверхности:
1 — стоимость заточки; 2 — стоимость материала инстру-
мента; 3 — стоимость поломок и выкрашивания; 4 —
стоимость смены инструмента
появляются сильные вибрации и заметно ухудшается качество
обработанной поверхности. И, вообще, при отделочных операциях
критерий затупления устанавливается исходя из требований
точности и чистоты обработки.
Надо заметить, что при
отделочных операциях, когда
необходимо обеспечить точность
изделия по всей его длине,
износ резца было бы целесооб-
разно относить не ко времени
работы резца, а к пути, пройден-
ному резцом, или к единице
обработанной длины изделия.
Это позволит более правильно
оценивать эксплуатационные
качества и возможности инстру-
мента. На рис. 104 построены
кривые, показывающие изме-
нение удельного износа и со-
ответственно пути, пройденного
резцом, в зависимости от ско-
рости резания. Как видим,
имеется оптимальное значение
Рис. 104. Удельный размерный износ
и путь L, пройденный резцом до затуп-
ления в зависимости от скорости ре-
зания
скорости, при которой удельный износ, отнесенный к 1000 м
пройденного пути,4 является минимальным, а производительность—
максимальной
181

При чистовой отделке крупных деталей нельзя прерывать ра-
боту на проходе и, следовательно, целесообразно устанавливать
норму износа на одну деталь или на партию деталей.
Из всего изложенного выше можно сделать вывод, что критерий
затупления, или норма износа инструмента, — условная ве-
личина, зависящая от характера обработки, режима резания,
материала инструмента и других факторов, в частности от сте-
пени взаимодействия инструментального и обрабатываемого ма-
териалов. При малом трений между обрабатываемой деталью и
режущим инструментом норма износа последнего может быть за-
метно увеличена до размеров, определяемых конкретными обстоя-
тельствами, в частности жесткостью системы СПИД.
В производственной обстановке желательно иметь объективные
и легко наблюдаемые показатели затупления, не требующие до-
ведения инструмента до полного износа, после которого эксплуа-
тация его становится явно нерентабельной. Были сделаны по-
пытки установить в качестве критерия затупления такие пока-
затели, как повышение силы резания Pz (до 20%) или силы Рх
(до 100%) и увеличение затрачиваемой мощности (на 20%). Прак-
тика показала существенные недостатки этого метода. Мощность,
расходуемая в процессе резания, не всегда характеризует-степень
затупления инструмента. С постепенным углублением лунки из-
носа на передней поверхности мощность нередко уменьшается и
только по мере дальнейшего затупления по задней поверхности
и выкрашивания режущей кромки будет наблюдаться повы-
шение мощности.
В производственных условиях нередко руководствуются сле-
дующими признаками затупления: блестящей полоской на по-
верхности резания; явным ухудшением чистоты обработанной
поверхности; заметно усилившимся искрением (при скорост-
ном резании); следами дробления на обработанной поверхности;
изменением, вида стружки и ее цвета и др.
В последнее время появились специальные устройства для
непрерывного автоматического контроля за состоянием режущих
кромок инструмента. С помощью фотоэлемента учитывается тем-
пература, изменяющаяся с износом инструмента [154].

Глава IX
ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ
РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА
42.	СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Производительность * процесса резания в значительной мере
определяется стойкостью режущего инструмента, поскольку стой-
кость в сильнейшей степени зависит от скорости резания, как
основного фактора износа режущего клина. Попытки теоретиче-
ского расчета износа при помощи единой формулы не увенчались
успехом. Этому препятствует чрезвычайная сложность процесса
резания, на течение которого влияет очень много параметров
в самых разнообразных сочетаниях (некоторые исследователи
насчитывали свыше 13 млн. сочетаний).
Все более раскрывается физическая сущность явлений износа
(абразивного, адгезионного, диффузионного и др.), и отдельные
виды износа описаны математическими уравнениями, показываю-
щими доминирующую роль скорости резания и позволяющими
ориентировочно рассчитать стойкость инструмента, работающего
при определенных условиях. Должно быть очевидным, что с повы-
шением скорости, а тем самым температуры резания в некотором
диапазоне возрастает работа трения, изменяются адгезионные
связи, форсируется диффузионное растворение и, следовательно,
стойкость инструмента будет уменьшаться подчас весьма резко.
В этих условиях зависимость Т—v при прочих постоянных пара-
метрах может быть выражена графиком (рис. 105, а) в виде кривой
стойкости, более или менее круто спускающейся вниз с увеличением
скорости резания и.
Прибегая к логарифмической анаморфозе (линеаризации),
т. е. строя график Т—v в логарифмических координатах
(рис. 105, б), находим выражение зависимости стойкости от ско-
рости резания
Т = -^~,	(133)
где Ст — постоянная, зависящая от материала изделия, резца,
размера среза и др.; Т — время работы до затупления в мин;
183

— — степень относительном стойкости, равная тангенсу наклона
прямой; v — скорость резания в м/мин.
Величина — имеет большое практическое значение. Она
показывает, насколько интенсивно изменяется стойкость инстру-
Рис. 105. Монотонная зависимость
стойкости резца Т от скорости ре-
зания V
мента с изменением скорости резания. Эта величина зависит
главным образом от обрабатываемого материала и материала ин-
струмента и приближенно равна (в среднем):
Для быстрорежущих резцов
При точении стали и чугуна в среднем ....	. . 8—10
»	»	медных сплавов...................6—7
»	»	алюминиевых и	магниевых	сплавов.... 3
Для твердосплавных резцов
При точении стали и чугуна .................. 5
»•	»	алюминиевых и	магниевых	сплавов.... 3
Для минеральных резцов
При.точении стали.......................... 2
Степень относительной стойкости — зависит также от ско-
пг
рости резания и размеров среза /, s, выбранного критерия затуп-
ления h3. Так, по данным А. А. Авакова [1], величина изме-
нялась согласно уравнению
‘	(134)
fn	$0,0	х 7
184

Чем больше величина Л3, тем выше значение Используя
быстрорежущие резцы до полного износа, вплоть до разрушения
режущей кромки, можно получить высокие значения = 84-12
при обработке стали и чугуна. И, наоборот, при работе фасонным
Рис. 106. Экстремальная зависимость Т—v. Резец ВК8, сталь 40Х,
t = 1 мм, s = 0,1 мм/об
ограничен и не должен превышать h3 = 0,2-н 0,4 мм, получаем
1
малый показатель степени —.
ш
Однако необходимо подчеркнуть значительное усложнение
зависимости Т—v при обработке высокопрочных материалов или
при резании любых материалов в широком диапазоне скоростей
резания, когда могут появляться и исчезать наросты и налипы
на режущей кромке, меняется соотношение твердостей контактных
поверхностей резания, стружки и инструмента, появляются и
исчезают окисные пленки или развиваются химические реакции
в зоне резания. В этом случае зависимость Т—v изменяется не
монотонно: она может быть выражена экстремальной кривой с одним
или большим числом экстремумов, как это показано на рис. 106.
185

Заслуживает большого внимания гипотеза проф. А. Д. Мака-
рова [59 ] об оптимальном режиме резания в связи с экстремаль-
ным изменением зависимости Т—у, вызванным немонотонным
характером изменения износа инструмента от скорости резания.
Утверждается, что наименьшей интенсивности износа твердосплав-
ного инструмента (его наибольшей стойкости Тпр) при резании
конструкционных материалов соответствует своя оптимальная
температура резания для заданной пары инструмент—деталь.
Она инвариантна по отношению к выбору режима резания (у, s,
/), геометрии инструмента и других внешних условий. На этой
основе были получены параметрические уравнения максимальной
размерной стойкости инструмента (назовем ее предельной Тпр).
Утверждается, что Тпр соответствует оптимальная скорость
резания уопт, при которой имеют место наименьший коэффи-
циент трения по- задней поверхности инструмента, наименьшие
шероховатость, глубина и степень наклепа обработанной поверх-
ности. При оптимальной скорости резания уопт обеспечивается
меньшая себестоимость процесса резания [59].
Гипотеза А. Д. Макарова согласуется с физической природой
процесса резания и дает возможность прогнозировать результаты
процесса и автоматического управления им путем регулирования
элементов режима резания (например, скорости резания) и реги-
страции зависимых от них факторов (например, температуры ре-
зания).
Однако положение усложняется, если в широком диапазоне
изменения скорости резания v имеются не один, а несколько эк-
стремальных значений стойкости Т. При зависимости Т—v це-
лесообразно для работы с оптимальной скоростью резания ориен-
тироваться на правую ветвь второго горба, и тогда зависимость
Q
Т—v можно аппроксимировать обычным уравнением Т =—
На многоинструментальных автоматических линиях жела-
рельно работать в условиях, обеспечивающих большую стойкость
режущего инструмента, близкую к вершине второго горба, опре-
деляющей так называемую предельную стойкость Гпр. Для этого
Г. И. Темчин предложил уравнение
Т =----Сттпр •	(135)
ГПри m 4"
Опыт показал, что в зависимости от инструментального и обра-
батываемого материалов, конструкции инструмента значения Тпр
изменяются в достаточно большом диапазоне: Гпр = 4004-
4-3000 мин и даже более (табл. 13).
Как видим, величина Гпр в большей мере зависит от обрабаты-
ваемого, чем от инструментального материала. Особенно резко Тпр
186

Значения Тпр [42]
Таблица 13
Инструмент	Инструментальный материал	Обрабатываемый материал	т пр в мин
Резцы	Быстрорежущая сталь Твердые сплавы	Сталь Чугун Алюминиевые сплавы Молибденовые стали и сплавы Сталь Чугун	1500 1000 1500 20 600 1500
Сверла, зенкеры 1	Быстрорежущая сталь	Сталь Чугун	700 1500
Фрезы	Быстрорежущая сталь Твердые сплавы	Сталь Чугун Сталь Чугун	3000 1500 600 2000
снижается при обработке высокопрочных сталей и сплавов, умень-
шаясь иногда до Тпр = 20 мин и менее.
При наличии нескольких экстремумов в зависимости Т—v
в широких пределах прибегают к более глубокому математическому
описанию этой зависимости, пользуясь многочленами в виде
различных тригонометрических полиномов. Наиболее удачным
для решения уравнения Т = f (у) был признан тригонометриче-
ский полином, коэффициенты которого определяются по формуле
Фурье
f (х) = aQ + аг cos х 4- а2 cos 2х 4- а3 cos Зх +* * * + sin х +
62 sin 2х 4- b3 sin Зх 4-* • •
-Помимо большей точности ряды Фурье более удобны для рас-
четов на ЭВМ х.
В последнее время в СССР и за рубежом все более внедряется
инженерный стоимостный анализ (ИСА), снижающий на 15—25%
себестоимость производственных операций. Подобный анализ
имеет большое значение также при определении рациональной
1 Грановский Г. И. О методике исследования и назначения режимов
резания на автоматических линиях. «Вестник машиностроения», 1963, № 10.
187

нормы стойкости (периода стойкости) режущего инструмента и
соответствующей скорости резания v.
С уменьшением периода стойкости можно увеличивать скорость
резания согласно формуле (133), но при этом учащаются переточки
инструмента, а следовательно, и простои станка. При слишком
частых переточках потери, вызванные сменой инструмента, мо-
гут превзойти выгоды от повышения скорости резания, в резуль-
тате чего производительность будет снижаться. В этом легко
убедиться, рассмотрев график изменения производительности Fnp
в зависимости от произведения скорости резания и подачи vs,
построенной по данным 1ГПЗ (рис. 107); прямая 1 показывает
неизменное повышение Fnp с увеличением vs при идеальных усло-
Рис. 107. Производительность инструмента в зависи-
мости от vs
виях работы, когда отсутствуют потери, связанные со сменой за-
тупленного инструмента, а прямая 2—фактическое изменение
величины Гп с учетом потерь на смену инструмента. Как видим,
с увеличением vs производительность сначала растет до некоторого
максимума, после чего начинает снижаться.
Так как стойкость инструмента является основным исходным
параметром для расчета режима резания, уделяют большое вни-
мание вопросам оптимизации нормы стойкости, а тем самым и оп-
тимизации режима резания металлов.
Назначение режима резания — достаточно сложная инженер-
ная задача, при решении которой необходимо учитывать большой
комплекс физических, экономических и организационных фак-
торов.
В зависимости от конкретных условий оптимальные нормы
стойкости и соответствующие режимы резания рассчитываются на
основе следующих -показателей: наибольшей производительности
станка; наименьшей себестоимости единицы изделия или операции;
наименьшей стоимости единицы изделия (наименьших приведенных
188

затрат); наибольшей производительности общественного труда;
наибольшей массы прибавочного труда (прибыли); наибольшей
рентабельности.
Расчет стойкости, обеспечивающей наибольшую производи-
тельность. Производительность можно измерять различно в за-
висимости от .характера операции. Например, при грубой обдирке
производительность удобно определять количеством металла,
срезаемого инструментом в единицу времени (в см3/мин),
w fv.	(136)
Мерой производительности может быть также площадь по-
верхности F, обработанной в единицу времени (в см2/мин),
F = IQsv.	(137)
В этих формулах f — площадь среза в мм2; s — подача в мм/об;
v — скорость резания в м/мин.
И, наконец, в серийном или массовом производстве технологи-
ческая производительность измеряется количеством деталей, об-
работанных на данной операции в единицу времени (например,
в минуту). Очевидно, в общем виде
t д-t д-t	4	7
маш i всп г см
где ^маш — машинное время обработки одной детали в минутах;
/всп — потери в минутах, связанные с установкой и снятием де-
тали на станке, контролем и настройкой; — потери в минутах,
связанные с установкой инструмента после переточки и отнесен-
ные к одной детали.
Обозначим через Т время работы инструмента до затупления
со скоростью у; /см — потери в минутах, связанные со сменой
затупленного инструмента. Очевидно,
/см-^см-^,	(139)
причем
.	_ I _ lOOOv
гмаш— ns ; П— по ’
где I — длина обработки.
Но v = — и, следовательно п = 1000-С.
тт	nD'f1
Таким образом,
/	— 1яРТ"1 — q грт	(1401
гмаш— 1000CS —	’	'14и1
где С —
Д G° ~ lOOOCs ’
189

Подставив выражения (139) и (140) в формулу (138), получим
р тпг I j ] u р mtn—1 *	\	)
| 4всп ~г 4СМС02
Для упрощения вывода освободим уравнение (141) от величины
/всп, как не связанной со стойкостью инструмента, считая ее малой
сравнительно с периодом стойкости. Эту величину учтем позже.
Тогда
Стпг । / р mtn—1 *	'	'
О2 Т 4CMb0J
Очевидно, наиболее выгодными будут такие соотношения между
Т и /см, при которых обеспечивается наибольшая производитель-
ность, т. е. J' будет максимальным. Это возможно при минимальном
значении знаменателя выражения (142). Находим условия, при
которых получается минимум этого знаменателя, для чего берем
первую производную J' по переменной Т и приравниваем ее нулю;
тогда имеем
Со/пГ"1 + С0/сн (m - 1) Тт-2 = 0.
Делим последнее выражение на С0Тт~2 и после упрощения по-
лучаем
Эту стойкость, обеспечивающую максимальную производи-
тельность, будем в дальнейшем обозначать через Тм.пр.
7,м.пр = 4м(^Г-1)-	(143)
Если, например, принять = 8, а время, требующееся на
смену затупленного резца и подналадку, — /см = 2 мин, то
Л., пр = 2(8—1)= 14 мин.
При одновременной работе числа одинаковых резцов z (на
многорезцовом токарном станке при смене каждого резца в от-
дельности) получаем
Тм п0 = ?/см( — - 1)-	(144)
При обработке деталей с малым машинным временем (когда
имеет место неоднократная смена обработанных деталей до затуп-
ления резца) чем значительнее ручное вспомогательное время
/р всп, затрачиваемое на снятие и установку детали, пуск станка,
тем больше, очевидно, будет общее время работы инструмента до
190

смены его. В самом деле, число деталей, обработанных за время
Л,. пр При /р всп О,
._ТПр
^маш
Действительное время /д обработки числа деталей i
i (^маш + ^р. всп) = #маш + #р- всп = м. пр (1 + /мащ ) ’ (145)
принимая (1 b-cj\ = X, получим Т = Льпр^-
' *маш /
Пример. Дано: Тм. Пр = 14 мин; /маш = ОД мин; ^р. всп= 0,3 мин; % =
(0 3 \ *'
1 +	= 4. Получим Тд = 14-4 — 56 мин.
43.	РАСЧЕТ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ СТОЙКОСТИ
РЕЖУЩЕГО инструмента
При назначении режима резания необходимо комплексно ре-
шать вопросы производительности, качества и экономичности
обработки. Повышение производительности предполагает и учет
затраты труда как живого, так и овеществленного в оборудовании,
инструменте, материалах, топливе, энергии. В прошлом в ка-
честве критерия наивыгоднейшей обработки принимали макси-
мальную выработку (наименьшую трудоемкость), считая, что
режим резания, обеспечивающий наибольший выпуск продукции,
наиболее экономичен; ускорение обработки вызывает не только
удешевление самой операции, но и сокращение капитальных за-
трат (уменьшение станочного парка, производственных площа-
дей). Так, специальные исследования и расчеты показали, что
при обработке колец на полуавтомате повышение производитель-
ности в смену сопровождается снижением себестоимости (рис. 108)
с изменением скорости резания. То же самое показано на рис. 109,
где замечается любопытное явление: с увеличением произведения
скорости резания и подачи vs стоимость обработки растет в ос-
новном за счет расходов, связанных с износом инструмента, в то
время как заработная плата и стоимость электроэнергии остаются
почти неизменными.
Последнее обстоятельство объясняет стремление принимать
в качествё критерия экономичности минимальные затраты, свя-
занные с режущим инструментом. Но чаще за критерий эконо-
мичности принимали минимальную себестоимость обработки де-
тали по совокупности взаимосвязанных операций.
В литературе освещаются также методы оптимизации режимов
резания, обеспечивающие минимальные приведенные народнохо-
зяйственные затраты [12] на операции технологического процесса
или минимальные приведенные затраты на единицу срезаемого
объема металла [141—143].
191

При выполнении этих расчетов вводится понятие о стан-
ко-минуте (или станко-часе), выражающей затраты в единицу
времени, связанные с эксплуатацией определенного станка и с за-
работной платой станочника. Можно в первом приближении эле-
менты полной заводской себестоимости единицы изделия (или опе-
рации) разделить
В первую
дят затраты на
на три группы,
группу вхо-
основные сред-
Рис. 108. Влияние скорости резания
на производительность и стоимость
продукции
Рис. 109. Влияние режима резания на
производительность и стоимость про-
дукции (по элементам):
1 — стоимость электроэнергии; 2 — стои-
мость инструмента; 3 — заработная пла-
та; 4 — общая стоимость
ства труда (станка) и заработную плату с начислениями. К ним
относятся: номинальная заработная плата станочника, аморти-
зационные отчисления за основные производственные фонды и
затраты на их содержание и текущий ремонт, затраты на износ
и ремонт специальных приспособлений, вспомогательного и ме-
рительного инструмента и инвентаря, затраты на силовую и све-
товую электроэнергии, разные другие цеховые, общезаводские
и внепроизводственные расходы (рационализация, изобретения,
охрана труда и др.).
Вторая группа включает затраты на средства труда,
непосредственно воздействующие на предмет труда, например
режущий инструмент, его стоимость, заточка, доводка, наладка.
При калькуляции себестоимости продукции эти затраты учиты-
ваются отдельной статьей.
К третьей группе относятся затраты овеществленного
труда (предметы труда). Сюда входят затраты на основные мате-
192

риалы, вспомогательные материалы, топливо и технологическую
энергию, потребляемые в заготовительных цехах. Стоимость их,
отнесенная к одной обработанной детали, — постоянна и не свя-
зана с режимом резания.
Очевидно, первая группа затрат определяет полную себестои-
мость станко-минуты работы станка Е.
Можно принять
Е — #Ст ^раб)
где аст — затраты, связанные с эксплуатацией станка за 1 мин
с начислениями, в коп.; араб— заработная плата станочника
за 1 мин с начислениями.
Далее обозначим:
S — затраты, связанные с эксплуатацией режущего инстру-
мента за период его стойкости, в коп., Q — число деталей, обрабо-
танных за период стойкости резца; Лин и Лотх — соответственно
первоначальная стоимость инструмента и стоимость отходов
инструмента в коп.; k — число переточек; Лзат = азат /зат —
стоимость одной переточки (/зат — время заточки в мин; азат —
заработная плата заточника за 1 мин с начислениями) в коп.
Л нал = «нал ^нал ~ СТОИМОСТЬ ОДНОЙ НЭЛЭДКИ (йнал — ЗарабОТ-
ная плата наладчика за 1 мин с начислениями; /нал — время под-
наладки в мин) в коп.
Тогда
3 = ЛвндЛотх +Лзат + Днал.	(146)
По-прежпему (п. 42) выразим машинное время обработки од-
ной детали определенного размера при определенном размере
среза ts в долях от периода стойкости (140):
/	- Г 'ргп,
4 маш —
Число деталей, обработанных за период стойкости Т,
o =	=	= —!—
^маш С0Тт С0Т'п~1 ’
Тогда себестоимость обработки единицы детали может быть
выражена следующим равенством:
А = 1иашЕ + ^Е + ^-.	(147)
Подставив значение Q, имеем
А = C0TmE + C0Tm~l [tcuE + S].	(148)
Минимум функции получим, взяв первую производную по Т
и приравняв ее нулю; таким образом найдем значение экономи-
ческой стойкости
T,K = (i-l)p„+4-]	(149)
7
А. М. Вульф
193

или, учитывая немашинное время /немаш» Действительная экономи-
ческая стойкость
лк.д=(4- 9 К+4](15°)
где А. = 1 + ^2-.
^маш
Например, для твердосплавного резца Т15К6 при работе без
наладчика, если ~ = 5, ^см = 2 мин, S = 50 коп., Е — 10 коп.,
А = 3
Лк = (5-1) [2+-^] 3 = 84 мин.
Немашинное время включает (в мин) /всп — вспомогательное
время, /орг—организационное время на обслуживание и /отд —
время на отдых и личные потребности.
Для дальнейшего развития экономических расчетов вводятся
следующие понятия и обозначения:
Fn и Fr — номинальный и действительный годовые фонды ра-
боты станка при его односменной работе с учетом
коэффициента загрузки г; FR = Fnr\
feCM — коэффициент сменности оборудования (в среднем kCM =
= 1,4ч-1,5);
Лт— штучное время (^шт = /маш + /йемаш + 1'сы.)
Тогда количество обработанных деталей z0 д за год
р h
^о. д /	•
4 шт
Себестоимость эксплуатации режущего инструмента,
сенная на одну деталь,
тл _ ^мапА ql _ ^манА ( -^ин -^отх । л i д \ t,
пс — р — т \ k | 1	। /1зат Г"
Здесь ky—коэффициент случайной убыли инструмента.
Очевидно, полная себестоимость одной обработанной детали
^п. о. д:
для одноинструментальной обработки
сп. о. д = Ь7ШТ + ^Sky + См,	(153)
где См — стоимость материала обработанной детали и других
предметов труда.
То же для многоинструментальной обработки:
для отдельного станка
сп. о. д =	Sky + См;	(154)
(151)
отне-
(152)
194

для жесткой автоматической линии
2и
Сп.о.д = ^ц + /маш2т-% + С«-	<155>
1
Здесь Ел — полная себестоимость станко-линии за 1 мин
работы; /ц — цикловое время; = /маш + /всп + /см> л; ?и —
число режущих инструментов линии; /см л — время простоя обо-
рудования, связанное со сменой и подналадкой затупившихся
инструментов линии, отнесенное к одной обработанной детали,.
2и
/	__ /	^см л
‘'см. Л ^маш / | т '''•
Г
Производительность станка QCT определяется количеством
обработанных в единицу времени деталей на данной операции:
Чет /	/ /
*шт / f 4-	1 ‘см‘маш
1 маш ~г *немаш
Для оценки стоимости операции необходимо определить ве-
личину прибавочного продукта (прибыли), созданного производи-
тельным трудом. Прибавочный продукт, как условная категория,
устанавливается в форме налогов с оборота, платы за основные
производственные фонды и нормируемые оборотные средства пред-
приятия, фиксированных рентных платежей, процентов за бан-
ковский кредит, начислений на заработную плату для целей со-
циального страхования, займов, лотерей и т. д., а также взносов
свободного остатка прибылей.
Величина прибавочного труда за одну минуту при выполне-
нии технологической операции рассчитывается по следующей фор-
муле [41]:
^п. м = r°f (P.k 4- Нчр +	+ H43hk3\	(157)
г д^см
где Рн — норматив платы за производственные фонды: k — про-
изводственные фонды данной операции .в руб.; Нч^ — часть сум-
марного прибавочного продукта производителей данной операции
(станочника, заточника, наладчика) в виде начислений для целей
социального страхования, налогов в руб.; Нч^—то же в виде
начисления на соцстрах, налогов на заработную плату цехового
персонала и вспомогательных рабочих (без наладчиков) в руб.;
hk^ — коэффициент, характеризующий отношение стоимости ос-
новных производственных фондов операции к стоимости основных
производственных фондов цеха; Нч3—часть суммарного приба-
вочного продукта предприятия, состоящая из начислений на
*
195

соцстрах, налогов на заработную плату заводского персонала,
фиксированных (рентных) платежей, процентов за банковский
кредит и т. д.; hk'3 — коэффициент, характеризующий отношение
стоимости основных производственных фондов данной операции
к стоимости основных производственных фондов завода.
Тогда с учетом уравнения (157) получим стоимость станко-
минуты
Ест ~ Е ап, м.
Стоимость эксплуатации режущего инструмента согласно урав-
нению (152)
Ист = Ис + ап.м=-^(5^1ап.м)-	(158)
Теперь стоимость операции как составляющую общей стои-
мости изделия можно выразить уравнением
Сет. о = (*мзш + ^немаш) £СТ +	* (^ст + Sky) + См. (159)
Производительность общественного труда <2об1Ц определяется
делением действительного фонда времени работы оборудования
на стоимость операции Сст о, выраженной во времени. Стоимость
операции получается в результате деления ее на стоимость станко-
минуты [	° ) .
=	(160)
'-'СТ. OJ
Масса прибавочного продукта П за определенное время равна
разности Сст. о—Сполн. с (стоимости и полной себестоимости),
умноженной на количество обработанных за это время деталей QCT.
/7 = (Сст.0-Сп0лн.с)(?ст.	(161)
Рентабельность операции Эр за определенный промежуток
времени равна отношению разности Сст. 0 — Сполн с, умноженной
на количество обработанных в единицу времени деталей, к стои-
мости производственных фондов данной операции k
£ __ (Сст, о Сполн. с) Qct	(162)
Аналогично расчету, приведенному выше [4], даны также урав-
нения для стойкости инструмента, обеспечивающей минимальную
стоимость и себестоимость расходов по режущему инструменту,
максимальную производительность общественного труда, макси-
мальную массу прибавочного продукта (прибылей, народного
дохода).
Эти расчеты вызывают значительные затруднения на практике.
К тому же в настоящее время считают, что ни себестоимость, ни
196

производительность живого труда на конкретном рабочем участке,
предприятии не могут быть безупречными критериями эффектив-
ности с точки зрения народнохозяйственных интересов. Снижение
себестоимости или рост производительности труда на одном уча-
стке (предприятии) может быть достигнуто отвлечением капиталь-
ных вложений на других участках (предприятиях). Представ-
ляется, что с точки зрения народнохозяйственных интересов сле-
дует учитывать затраты труда в трех его формах — живого,
прошлого и будущего труда. Необходимо оптимальное сочетание
всех затрат, обеспечивающее наибольшее сбережение совокуп-
ного труда.
При расчете экономических режимов резания рекомендуется [12]
применять формулу так называемых народнохозяйственных
приведенных затрат Cni при выполнении i-й технологической опе-
рации
С*п/ —	> min.
где Cxi — полная себестоимость выполнения i-й технологической
операции в руб/опер.; 8Н— норма народнохозяйственной эффек-
тивности дополнительных капиталовложений в руб/год/руб.;	—
удельные капиталовложения в основные и оборотные средства,
обусловленные выполнением i-й технологической операции
в коп./дет./опер./год.
За норму народнохозяйственной эффективности рекомендуется
для отрасли машиностроения единая величина 8Н = 0,12. При-
меры соответствующих расчетов экономических режимов резания
приводятся в работе [12] Эти расчеты вызывают серьезные за-
труднения, особенно при резании высокопрочных, труднообраба-
тываемых материалов, что объясняется большой нестабильностью
обрабатываемого и инструментального материалов, жесткостью
системы и многочисленными неучитываемыми явлениями, сопро-
вождающими сложный процесс резания. Это особенно справедливо
для уравнений производительности, связывающих такие факторы,
как физико-механические свойства обрабатываемых и инструмен-
тальных материалов, скорость резания и стойкость инструмента,
его геометрия, глубина резания, подача и др. Соответствующие
коэффициенты и показатели степеней имеют столь большой раз-
брос, что функциональные зависимости становятся вероятност-
ными и тогда приходится отказываться от традиционных анали-
тических расчетов.
Нормы стойкости практически изменяются в зависимости от
конкретных условий работы. Так, приходится снижать период
стойкости и повышать до предельно высокой скорость резания,
если рассматриваемый станок лимитирует производительность
технологического участка.
При некоторых режимах резания учащаются выкрашивания
или поломки хрупкого инструмента, что приводит к браку изде-
лий и, следовательно, к удорожанию продукции и одновременно
197

к уменьшению производительности вследствие слишком частых
настроек станка.
На автоматических линиях период стойкости инструмента
доводят до одной-двух смен, замену его производят в нерабочее
время (обеденные перерывы или между сменами). И только при
наличии специальных приспособлений для быстрой смены ин-
струмента период стойкости уменьшают до нормального.
При чистовой обработке крупных деталей процесс резания дол-
жен быть непрерывным до окончания полного прохода и, следова-
тельно, норма стойкости должна быть связана с размерами обра-
батываемой детали и качеством обработанной поверхности.
Методика и техника расчета оптимальных режимов при много-
инструментальных операциях на автоматах и автоматических
линиях излагаются в специальной литературе [41].
44.	ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ РАЗЛИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Обрабатываемость материалов — это комплексное понятие;
она характеризуется рядом факторов:
1)	скоростью резания (основной критерий обрабатываемости),
допускаемой режущим инструментом при определенной стойкости
и других постоянных параметрах;
2)	силами резания или мощностью, потребной для обработки
резанием при определенных условиях; *
3)	качеством обработанной поверхности;
4)	характером образующейся стружки — степенью дробимости,
значительно влияющей на производительность при скоростном
резании.
Все эти факторы тесно связаны с физико-механическими свой-
ствами обрабатываемых материалов и, следовательно, с их хими-
ческим составом и структурой. Одни и те же металлы, норазлично
термически обработанные, обладают различной структурой и
различной обрабатываемостью.
Обрабатываемость углеродистых нелегированных сталей, даже
закаленных, не представляет затруднений для современных инстру-
ментов; здесь могут быть успешно применены высокие скорости
резания. Сложнее обстоит с обработкой резанием специальных
сталей и сплавов и, в частности, жаропрочных.
В машиностроении применяются свыше тысячи марок сталей
и сплавов со специальными свойствами, из них более 500 нержа-
веющих и жаропрочных. Некоторые из ни\ достигают прочности
ов 300 кгс/мм2. Жаропрочность их колеблется от 500 до 2000° С
(на никелевой основе до 1110° С, на кобальтовой до 1200° С, на
основе молибдена и ниобия до 1500° С, на основе вольфрама до
2070° С).
С ростом прочности и жаропрочности снижаются скорости ре-
зания в 10—20 раз сравнительно с нелегированной сталью.
Стали с (Тр > 200 кгс/мм2 не поддаются обработке инструментами
198

из быстрорежущей стали. Причины низкой обрабатываемости:
большие силы резания, высокие температуры резания и абразив-
ные свойства, затрудненное стружкообразование. Этим можно
объяснить, что некоторые исследователи рекомендуют оценивать
обрабатываемость сталей и сплавов условным безразмерным
коэффициентом (pji), равным произведению удельной силы резания
( кгс v
\мм2 )
Р
и коэффициента трения |ll пары обрабатываемой ма-
териал — инструмент. Здесь требуется большая жесткость
системы СПИД, износостойкий, теплоустойчивый режущий ин-
струмент, стойкий против абразивного, адгезионного, диффузион-
ного износа.
Ниже рассматривается роль основных химических элементов
в обрабатываемости их резанием.
Углерод. При резании стали с весьма малым содержанием
углерода трудно обеспечить чистую обработанную поверхность.
Для обеспечения стойкости инструмента при обработке нелеги-
рованной стали оптимальным содержанием углерода считают
примерно 0,10% для бессемеровских и 0,20% для мартеновских
сталей. При увеличении количества углерода свыше 0,20—0,30%
стойкость инструмента заметно ухудшается, так как прочность
стали повышается в большей степени, чем снижается ее пла-
стичность.
Положение улучшают тем, что стали с весьма низким содержа-
нием углерода подвергают нормализации, а высокоуглеродистые
стали — отжигу. В этом случае уменьшается пластичность мало-
углеродистой стали и ее склонность к надирам при обработке
резанием. В сталях со средним содержанием углерода отжиг
и нормализация вызывают нарушение непрерывности феррита
и перевод карбида в пластинчатую форму, что способствует полу-
чению чистой обработанной поверхности. Однако при этом не-
сколько форсируется износ инструмента.
Для легированных и особенно жаропрочных сталей влияние
углерода более сложно, так как их твердость, и тем самым обраба-
тываемость, зависит от содержания легирующих элементов, по-
скольку последние дают карбиды различной твердости. В зави-
симости от режима термической обработки, т. е. температуры и
времени выдержки, изменяется величина зерна твердого раствора,
количество выделений упрочняющих фаз и их дисперсность.
В этом случае с увеличением содержания углерода может быть
замедлен рост зерна и тем самым улучшена обрабатываемость.
Марганец упрочняет феррит и снижает пластичность
стали. Соответствующий эффект зависит от количества углерода,
марганца и фосфора. Полагают, что при содержании углерода
менее 0,20% и марганца до 1,5% улучшается процесс резания,
но с дальнейшим увеличением количества марганца и водорода
быстро растет прочность стали и обрабатываемость ее ухудшается.
В сильно легированных сталях (Г13, 45, Г17ЮЗ и др.) марганец,
199

не в пример другим легирующим элементам (вольфрам, молибден)
упрочняет хромистый феррит при комнатной температуре более
значительно, но в отличие от последних не уменьшает интенсив-
ности температурного разупрочнения в процессе резания («отдыха»)
и, следовательно, твердый раствор в железе не вызывает* затруд-
нений при резании с большими скоростями. Кроме того, при на-
личии некоторого количества серы, образующей сульфид марганца,
снижается трение, что дает возможность успешно производить
обработку твердосплавными резцами с большими скоростями даже
при наличии большой фаски износа по задней поверхности ин-
струмента. На поверхностях скольжения сульфид марганца обра-
зует защитный слой, играющий роль граничной смазки на по-
верхности твердосплавного инструмента.
Фосфор, как и марганец, снижает пластичность металла;
фосфор и марганец входят в твердый раствор и охрупчивают фер-
рит, тем самым облегчая обрабатываемость обычных сталей при
содержании фосфора до 0,15%.
Сера при отсутствии марганца образует сульфид железа,
обладающий склонностью выделяться в виде оболочек по грани-
цам зерен и облегчающий тем самым процесс резания. Но тогда
значительно затрудняется прокатка или ковка стали. В связи
с этим в автоматную сталь обычно вводят кроме серы марганец,
образующий с серой сульфид марганца в виде множества суб-
микроскопических .включений, которые- нарушают сплошность
феррита и тем улучшают обрабатываемость резанием.
Свинец, введенный в сталь в небольшом количестве (до
0,20%), сохраняя ее основные механические свойства, значи-
тельно улучшает обрабатываемость благодаря «смазывающему»
действию мельчайших дисперсно распределенных частиц свинца.
При этом одновременно нарушается непрерывность зернистой
структуры металла, что способствует образованию хрупкой ко-
роткой стружки, облегчающей работу резца.
Кремний ни при каких условиях не улучшает, а, наоборот,
ухудшает обрабатываемость сталей вследствие образования си-
ликатных абразивных включений.
Молибден, ванадий, хром, повышая прочность и
вязкость сталей, ухудшают их обрабатываемость. Для облегчения
процесса резания необходима специальная термическая обработка.
Легирующие элементы (ванадий, вольфрам, молибден и др.)
склонны образовывать карбиды и входят в твердые растворы. Дру-
гие легирующие элементы (никель, кобальт) входят только в твер-
дые растворы. Некоторые элементы (хром, марганец) могут пере-
ходить в твердый раствор в феррите или образовывать комплекс-
ные карбиды. Полагают, что карбидообразующие элементы не
вызывают затруднений при отжиге, необходимом для улучшения
обрабатываемости легированных сталей. Иначе обстоит с леги-
рующими элементами, образующими твердые растворы, которые
придают ферриту большую прочность, в результате чего затруд-
200

няется обрабатываемость. Термическая обработка таких леги-
рованных сталей в малой степени улучшает их обрабатываемость;
последняя может быть улучшена наклепом, снижающим пла-
стичность феррита, и другими приемами.
Обрабатываемость высокопрочных сталей и сплавов
Применяемые в машиностроении стали и сплавы с особыми
физико-механическими свойствами можно разделить на следующие
группы.
1.	. Коррозионно-стойкие (нержавеющие) хромистые феррито-
мартенситные стали (1X13, 2X13, 3X13 и др.), содержащие соот-
ветственно 0,05—0,45% С и около 13% Сг и ферритные (Х17,
Х25). Они хорошо сопротивляются электрохимической коррозии
в условиях работы с температурой до 600° С..
2.	Жаростойкие хромоникелевые стали аустенитного класса,
хорошо сопротивляющиеся химическому разрушению поверх-
ности в газовых средах при температурах 560—1200° С, рабо-
тающие в нагруженном или слабо нагруженном состоянии (1Х18Н9,
1Х18Н9Т, Х23Н18 и др.).
3.	Жаропрочные хромо-никелевые аустенитные стали, опре-
деленное время работающие в нагруженном состоянии при вы-
соких температурах, деформируемые (Х18Н9Т, ХН35ВМТ и др.)
и литые сложнолегированные сплавы на никелевой основе (ЖС6,
ВХН1 и др.) и на кобальтовой оонове (ВЗК, ЛК4 и др.).
4.	Износостойкие маломагнитные высокомарганцовистые аусте-
нитные стали (ПЗ, 45Г17ЮЗ) и немагнитные хромо-марганцови-
стые (45Г18Х5 и др.).
5.	Титановые жаропрочные коррозионно-стойкие сплавы с дли-
тельной прочностью при 550—600° С.
В табл. 14 приведены прочностные характеристики различных
сталей и сплавов, здесь же даны скорости резания v, полученные
экспериментально при точении указанных материалов твердосплав-
ными резцами. В зависимости от структуры стали, содержащей
аустенит (А), феррит (Ф), карбиды (К), интерметаллидные включе-
ния (И), скорости резания могут значительно колебаться относи-
тельно их средних значений.
По данным табл. 14 не обнаруживается определенная законо-
мерная связь обрабатываемости с физико-механическими свой-
ствами сталей и сплавов. Однако наблюдается резкое снижение
скорости резания при содержании в них упрочняющей интерме-
таллидной фазы.
Ферритомартенситные нержавеющие стали обрабатываются
также успешно, как и обычные малоуглеродистые стали. Значи-
тельно сложнее положение с аустенитными и особенно жаро-
прочными сложнолегированными сталями и сплавами на никеле-
вой и кобальтовой основе.
201

Физико-механические свойства высокопрочных сталей и сплавов
Таблица 14
Марки сталей и сплавов	Структура	ав		6		SB	НВ	ак в кгс-м/см2	V в м/мин
		в кгс/мм2		в	%	в кгс/мм2			
Сталь 45	—	57	38	14	32	—	200	12,5,	200—240
ЭЯ1Т (1Х18Н9Т)	А+К	72	36	40	35	—	230	5	120—150
1Х18Н8	А	60	22	50	50	90	160	18—33	80—100
ЭИ481 (40Х12Н8МФ)	А+К	85—90	60	16	36	—	290	3,5—4	80—90
1Х27Н5М2	Ф+А	65—85	45	20	50	80	230	4—10	80
1Х18Н10М2Т	А+К	50—75	25	40	50—70	82	170	16—30	70
45Г17ЮЗ	А	74	36	60	36	113	186	28	—
ЭИ437Б (Х21Н70Т2Ю)	А+К+И	102	66	20	21	115	290	—	40—50
65Г9ХЗН7	А	70	30	58	58	НО	180	—	30
ЭИ787 (1Х15Н35ВЗТЗЮ)	А+К+И	120	87	10	13	—	320	4	22—30
120Г13Х	А	90	—	42	—	124	200	—	20—30
ЭИ617 (Х14Н60В6МЗТ2)	А+К+И	114	75	15	15	—	—	—	20—25
ЭИ598 (Х18Н60ТЗВЗМ5ЮБ)	А+К+И	105	70	16	16	—	355	—	—
45Г18Х5	А	75	30	45	—	90	195	—	25
1Х16Н13МФБ	А+К	55-75	25	20—30	64	80	245	6—10	22-32
Сталь А (закаленная)	—	230	192	3	—	—	HRC 57	85	20
1Х20Н50Т2Ю2	А+К+И	125	81	33	—	160	300	—	10—16
ЖСЗ (1Х16Н60В5М4Т2Ю2)	А+К+М	75 '	,57	8,5	14	—	—	—	—
Примечание. Для сравнения приведены прочностные данные стали 45.									

Необходимо отметить существенное влияние титана на обра-
батываемость стали; даже небольшие присадки его (0,35% Ti)
к хромистой стали значительно повышают ее вязкость, в резуль-
тате чего усиливается склонность стружки к схватыванию с рез-
цом. Если количество титана превышает в пять раз содержание
углерода, образуется интерметаллическое соединение титана с ни-
келем, способствующее упрочнению сплава и тем самым ухудшению
обр абатываемости. Т вердые
карбиды образуются также
при некоторых соотношениях
легирующих элементов и уг-
лерода в сталях и сплавах.
Кроме того, термической
и термомеханической обра-
боткой, в результате кото-
рой повышается плотность
дислокаций, уменьшается ве-
личина зерна, создается вто-
рая интерметаллидная дис-
персная фаза в матрице. Тер-
момеханическая обработка
некоторых сплавов (напри-
мер, Ni—Сг—Мо) вызывает
появление концентрационных
неоднородностей, повышаю-
щих сопротивление деформа-
ции, нарушающих стабиль-
ность физико-механических
интерметаллические включения и
Рис. НО. Восприимчивость к упрочнению
различно легированных сталей:
1 — сталь с 21% Мп, 1,2% С; 2 — сталь с
12% Мп, 1,1% С; 3 — сталь с 25% Ni, 1% С
4 — сталь с 25% Ni, 0,3% С; 5 — сталь с 25%
Сг, 24% Ni; 6— сталь с 2% Мп, 0,18% С; 7 —
мягкая сталь
свойств и тем затрудняющих
обрабатываемость.
Сильная склонность к уп-
рочнению (наклепу)является
свойством, имеющим особенно
большое значение для оценки
обрабатываемости металла резанием. Механизм упрочнения доста-
точно сложен и обычно объясняется взаимодействием изъянов —
свободных мест в кристаллической решетке и смещением атомов
вблизи границ зерна с последующим блокированием сдвигов
(дислокационная теория деформации). Кубическая гранецентри-
рованная кристаллическая решетка аустенита обладает меньшим
количеством плоскостей скольжения сравнительно с кубической
объемно-центрированной решеткой феррита и потому упрочнение
аустенита происходит сравнительно в большей степени.
Склонностью к высокому упрочнению отличаются марганцо-
вистые аустенитные стали, железо-никелевые титановые, никель-
хромо-молибденовые стали (рис. НО). По горизонтальной оси
отложено-уменьшение площадей поперечного сечения испытуемых
образцов при растяжении F относительно первоначальной пло-
203

щади Fo, (/п или уменьшение сечения (в %), а по вертикаль-
ной оси — истинное напряжение.
Существенным для оценки обрабатываемости резанием яв-
ляются такие физические свойства металлов, как теплопровод-
ность и удлинение их в результате нагрева в процессе резания.
Аустенитные стали сравнительно с конструкционными обладают
втрое меньшей теплопроводностью (0,03—0,04 и 0,12 кал/см с • град)
и почти вдвое большим относительным удлинением (10.10-6 и
18.10"6). Соответственно жаропрочные сплавы имеют теплопро-
водность в четыре раза, а титановые в 10 раз меньшую по сравне-
нию с нелегированными сталями. Низкая теплопроводность обра-
батываемого материала приводит к высокой температуре резания,
что снижает стойкость и увеличивает деформацию режущего ин-
струмента и обрабатываемой детали.
Нестабильность физико-механических свойств обрабатываемых
металлов одних и тех же марок наблюдается тем больше, чем
сложнее их состав. Это связано с технологией получения загото-
вок, т. е. процессом их плавления, содержанием обогатительных
присадочных элементов, степенью раскисления, режимом тепло-
вой и механической обработки. Особенно вредным является струк-
турная неоднородность металла, вызванная ликвацией при осты-
вании слитков.
Отмечается, что обрабатываемость резанием, выражаемая коли-
чеством обработанных деталей до затупления инструмента, коле-
балась для хороших плавок до 20%; средний разброс стойкости
инструмента при обработке деталей хороших и плохих плавок
стали выражался отношением 4 : 1 и предельные значения износа
инструмента при постоянных параметрах резания колебались
в отношении-50 : 1. Это иллюстрируется графиками износа резца
(рис. 111) при обработке деталей из металла одной марки, но
разных поставок; показывается влияние нестабильности заго-
товок на производительность процесса резания.
‘В литературе [164] приводится пример резкого изменения
обрабатываемости легированной стали в результате термической
обработки. Сталь Н18К8М5 (дополнительно до 0,5% Ti, до
0,15% А1) со структурой никель-мартенсита отличается от струк-
туры обычного мартенсита отсутствием углерода и получена после
аустенизации при 820° С с последующим охлаждением в воздухе.
Сравнительно мягкая (НRC 28—33), она хорошо обрабатывалась
резанием (у = 70-=-120 м/мин, s = 0,38 мм/об) при точении твер-
досплавным резцом.
В таком мягкозакаленном состоянии металл содержит кобальт,
титан и молибден в пересыщенном твердом растворе. При нагреве
до 450—480° С и трехчасовой выдержке из пересыщенного рас-
твора выделяется интерметаллидная титано-никелевая и молиб-
дено-никелевая фаза, характер и структура которых пока хорошо
не изучены. Теперь твердость металла значительно повысилась
204

(HRC 50—52) и обрабатываемость резко ухудшилась (v = 15-4-
-4-25 м/мин вместо 70—120 м/мин при тех же условиях).
Обрабатываемость аустенитных сталей может быть облегчена
добавками серы, фосфора и особенно селена. Присаженные в не-
большом количестве селен вместе с серой образуют с расплавлен-
ным металлом весьма тугоплавкие селениды, имеющие невысокую
твердость и лишенные абразивных свойств. Они снижают трение
в процессе резания и уменьшают склонность стали к задирам.
Правда, добавка селена и серы способствуют красноломкости
нержавеющих сталей и потому требуется осторожная горячая
обработка их.
Рис. 111. Влияние нестабильности обрабатываемого материала
на износ режущего инструмента:
• — старые поставки; О — новые поставки; a, b, с, d, е — различ-
ные структуры
Ввиду большой склонности к наклепу рекомендуется в процессе
обработки жаропрочных сталей не прекращать резания и избегать
ручной подачи, применять режущие инструменты с острыми,
тщательно заточенными и доведенными режущими кромками.
Особое внимание необходимо уделять выбору оптимальной гео-
метрии и материала инструмента. Для наиболее вязких жаропроч-
ных сталей на основе тантала и ниобия не рекомендуются твердо-
сплавные инструменты; вольфрамо-молибденовые, быстрорежу-
жущие инструменты должны иметь передние углы у = 20-4-30°.
Для более хрупких материалов на базе молибдена и вольфрама при
точении и торцевом фрезеровании желательны твердые сплавы
марок ВК6М и ВК8, обычно применяемые при обработке чугуна;
при этом для сталей на основе молибдена передний угол у = 15-е-
-4-20°, на основе вольфрама у 5°.
Соответственно рекомендуются умеренные скорости резания
и малые подачи. Например, при обработке твердосплавными рез-
цами сталей на базе вольфрама и молибдена v = 60-4-120 м/мин,
s = 0,12-е-0,35 мм/об; при обработке быстрорежущими резцами
205

сталей на базе тантала и ниобия v = 20ч-15 м/мин и s = 0,12ч-
ч-0,175 мм/об.
Считается целесообразным снимать возможно тонкий слой,
но с наибольшей возможной скоростью резания. Однако ^глубина
резания и подача должны быть такими, чтобы не работать по
наклепанному слою.
В табл. 15 приводятся данные об относительной обрабатывае-
мости ряда жаропрочных сталей и сплавов, широко применяемых
в машиностроении.
Таблица 15
Относительная обрабатываемость жаропрочных сталей и сплавов
Обрабатываемый материал	(Ув в кгс/мм2	Скорость резания в м/мип при работе резцами		Коэффициент относитель- ной обраба- тываемости
		твердосплав- ным	быстроре- жущим	
Стали:				
45	60	200—250	70—80	1
2X13	60	140—160	35—45	0,65
1Х18Н9Т	60	120—150	25—35	0,50
ЭИ811	80	- 100—120 .	20—30	0,43
ЭИ481	80—90	80—90	15—25	0,30
ЭИ395	70—80	70—80	15—25	0,30
ЭИ654	70—75 •	50—60	12—22	0,23
‘ЭИ437	100—110	40—45	8—12	0,16
ЭИ787	110—120	22—25	9—12	0,12
ЭИ812	110—120	22—25	9—12	0,12
Сплавы:				
ЭИ827	100—105	20—23	6—11	0,10
ЭИ867	120—130 .	15—18	5—10	0,075
ЭИ929	—	—	5—6	0,07
ЖС6	—	—	3-4	0,05
В табл. 15 в основном представлены жаропрочные сплавы на
никелевой основе. Их можно разделить на две группы. Первая
группа — легированные алюминием и титаном. Упрочнение про-
исходит за счет выделения фазы типа Ni3 (Ti, Al). К этой группе
относятся сплавы: ЭИ437, ЭИ617, ЭИ826, ЭИ929. Вторая группа —
легированные алюминием (ЭИ661, ЭИ827, ЭИ867), упрочняемые
фазой Ni3Al. Сплав ЭИ787 — на железной основе. Все они обла-
дают высокой прочностью, твердостью и низкой теплопровод-
ностью. Характеристики пластичности 6%, ф%, ак у жаропроч-
206

ных сталей изменяются в широком диапазоне аналогично кон-
струкционным сталям и примерно на подобном уровне.
Указанные жаропрочные сплавы относятся к классу диспер-
сионно-твердеющих металлов и прочность их повышается терми-
ческой обработкой — закалкой и старением. В зависимости от
температуры и времени выдержки получаются та или иная вели-
чина зерна, количество упрочняющих фаз и их дисперсность.
Обрабатываемость улучшается после специальной термиче-
ской обработки, когда помимо измельчения зерен имеют место
коагуляция частиц избыточной фазы и разупрочнение твердого
раствора. Однако при этом прибегают к дополнительной терми-
ческой обработке для восстановления жаропрочности.
Необходимо отметить условность коэффициентов относитель-
ной обрабатываемости, представленных в табл. 15. Они могут
существенно измениться в зависимости от марки инструменталь-
ного материала, жесткости системы СПИД, диапазона режимов
резания и других условий.
Обрабатываемость чугунов
Чугун обрабатывается труднее, чем нелегированная сталь.
Это объясняется его плохой теплопроводностью и наличием твердых
вкраплений цементита, карбидов и песка, обладающих сильными
абразивными свойствами; лучшими по обрабатываемости счита-
ются ковкие чугуны со структурой, состоящей из ферритной основы
и мелких вкраплений графита, действующего как смазка. Содер-
жание графита в чугуне улучшает его обрабатываемость, но при
крупных включениях графита обработанная поверхность полу-
чается грубой. В этом случае, чтобы улучшить чистоту поверхно-
сти необходимо работать с меньшими глубиной резания и пода-
чей. Твердость микросоставляющих чугуна определяет его абра-
зивные свойства и оказывает значительное влияние на стойкость
режущего инструмента:
Сравнительные микротвердости различных
составляющих чугуна
Свободный графит	.	.	15—40
Свободный феррит	215—270
Перлит .......................................... 300—390
Игольчатая структура	400—495
Стэдит....... 600—1200
Цементит .	1000—2300
Стэдит (эвтектика из 10% Р и 90% Fe) обычно содержится
в чугунах, имеющих более 0,1% Р. Стэдит не влияет на стойкость
инструмента, если содержание его не превышает 5%, как это бы-
вает в обычных чугунах. Иначе стэдит оказывает абразивное
действие на режущие кромки инструмента.
Игольчатая структура чугуна получается при добавках в до-
статочном количестве хрома, никеля, молибдена. Чугуны с иголь-
207

чатой структурой отличаются твердостью, прочностью и трудно-
обрабатываемостью.
Кремний в количестве до 2,75% улучшает обрабатываемость
благодаря графитизирующему действию. При содержании крем-
ния свыше 3% чугун обрабатывается труднее вследствие упроч-
нения феррита.
При небольшом содержании марганца в чугуне, как это обычно
бывает, стойкость инструмента мало изменяется, но она умень-
шается при увеличении марганца свыше 1,5%.
Содержание в чугуне серы (до 0,14%) мало влияет на стойкость
режущего инструмента. При наличии сульфидов марганца в чу-
гуне обрабатываемость его улучшается.
Обрабатываемость серого чугуна обратно пропорциональна
количеству цементита. Она ухудщается при наличии массивного
цементита. Никель в количестве ~2%, часто находящийся в чу-
гуне, влияет благоприятно. Его необходимо применять для изго-
товления тонких отливок, так как он способствует их графити-
зации. Медь подобно никелю действует положительно, но менее
сильно.
Хром упрочняет чугун, но на обрабатываемость влияет мало,
пока не появятся карбиды хрома, что зависит от металлической
основы. Если последняя содержит большое количество углерода
и кремния, хром можно допустить в количестве до 1%.
Молибден упрочняет основу чугуна, йо при содержании его
до 0,5% мало влияет на обрабатываемость, которая ухудшается при
увеличении количества молибдена из-за упрочняющего эффекта.
Ванадий действует подобно хрому и заметно способствует
образованию карбидов.
Цирконий и титан активно раскисляют металл и при добавке
около 0,15% повышают обрабатываемость.
Стойкость инструмента уменьшается при обработке чугуна
с твердой коркой, отбеленной поверхностью, при наличии наруж-
ного наклепа (после чистки изделий в барабане), твердых вкрап-
лений. Особенно затруднена обработка отбеленного чугуна
быстрорежущим инструментом; в этом случае применяют абра-
зивный и твердосплавный инструмент.
Обрабатываемость медных сплавов
В зависимости от состава медные сплавы значительно отли-
чаются своими свойствами, а следовательно, и обрабатываемо-
стью. Например, по данным Я. И. Адама [2], прочность различ-
ных медных сплавов колебалась в пределах ов= 6,7ч-70 кгс/мм2
и соответственно твердость НВ 35—220, относительное удлине-
ние б = 5ч-70%, относительное сужение ф = 7ч-60 % и истин-
ный предел прочности SB = 7ч-88 кгс/мм2.
Естественно ожидать и весьма различных характеристик обра-
батываемости этих сплавов. При обработке бронз с обычными
208

Таблица 16
Относительная обрабатываемость медных сплавов
Сплав	Химический состав в %				Другие элементы	Обраба- тыва- емость в %	
	Си	Zn	РЬ	Sn		
Латунь	62	35	3	—	—	100
»	88	4	4	4	—	90
Селенистая медь	99,4	—	—	—	0,6% Se	80
Свинцовистая бронза средней твердости	64,5	34,5	1	—	—	70
Свинцовокремнистая бронза	95,5	1	0,5	—	3% Si	60
Алюминокремнистая бронза	91	—	—	—	2% Si, 7%Al	60
Свинцовофосфористая бронза	94	—	1	5	Следы фосфора	50
Мунц-металл	60	40	—	—	—	40
Красная бронза	85	15	—	—	—	30
Марганцовистая бронза	59	39	—	0,7	0,5% Мп, 0,8% Fe	30
Бронза	90	10	—	—	—	20
Фосфористая бронза	95	—	—	5	Фосфор при- сутствует	20
Хромистая медь	99,1	—	—	—	0,85% Сг	20
Электролитическая медь	99,9	—	—	—	—	20
скоростями резания не было’обнаружено нароста на резце, и лишь
при весьма малых скоростях резания некоторых бронз возникал
нарост, но очень неразвитой формы. Усадка стружки колебалась
в пределах £ = 14-7. Столь же различны были и силы резания;
при этом замечено значительное влияние некоторых элементов
сплавов. Так, присадка олова к сплаву снижала силы резания
в три раза, а присадка к меди 30% свинца уменьшала силы реза-
ния в семь раз. Свинцовистые бронзы обрабатываются относительно
легко, они же дают наименьшую температуру резания. Однако
последняя не является во всех случаях критерием обрабатыва-
емости из-за большого абразивного воздействия некоторых бронз
на режущий инструмент, особенно при наличии в бронзе микро-
трещин и шлаковых включений в виде тонких межкристалличе-
ских пленок.
Стойкость режущего инструмента колеблется в широких пре-
делах. Показатель относительной стойкости для быстрорежущих
209

резцов не превышал значений = 6,1 и снижался в неко-
1	1 с	.
торых случаях до — = 1,5, что указывает на большую роль при
затуплении резца абразивного фактора.
Присадка к медному сплаву небольшого количества цдкеля (3—
4%) повышает твердость медного сплава, но не приводит к сниже-
нию скорости резания. Однако при значительном содержании
его (—18%) обрабатываемость заметно ухудшается. В табл. 16
приводятся данные об относительной обрабатываемости различ-
ных медных сплавов и их химическом составе.
Обрабатываемость алюминиевых и магниевых сплавов
Резание ч’истого алюминия вызывает некоторые затруднения,
связанные с большой мягкостью и вязкостью металла, способ-
ствующих образованию длинной стружки и нечистой поверх-
ности, если не будут приняты специальные меры. Чистый алюми-
ний редко применяется на практике.
Обрабатываемость алюминия улучшается добавками некото-
рых элементов по мере увеличения содержания этих элементов
в твердом растворе. К таким элементам относятся, например,
медь, цинк, магний, которые входят В твердый раствор и не
образуют абразивных частиц, истирающих режущую кромку.
И, наоборот, добавки марганца или кремния в значительном
количестве (5—12%) ухудшают обрабатываемость металла. И лишь
незначительные добавки кремния и магния (до 2%) несколько
улучшают обрабатываемость. Еще благоприятнее действие до-
бавок меди (—5%).
Присадки кадмия, свинца, висмута, олова значительно облег-
чают обрабатываемость алюминия: уменьшается потребная для
резания мощность, образуется короткая стружка и повышается
стойкость режущего инструмента.
Для успешного резания алюминиевых сплавов требуются
инструменты с большими передними углами и с ровными, тща-
тельно доведенными режущими кромками (у = 404-50° для быстро-
режущих резцов и у = 204-30° для твердосплавных; угол а =
= 64-10°). В этом случае можно избежать нароста, образующегося
при обработке некоторых алюминиевых сплавов. Этот нарост
имеет особо развитую форму при резании алюминия минералоке-
рамическими резцами, что объясняется химическим сродством
материалов и большим трением между инструментом и обраба-
тываемым металлом.
Скорости резания при обдирке алюминия доводят до 500 м/мин,
а при чистовой обработке быстрорежущими резцами — до
1000 м/мин. Эти скорости соответственно повышают до 2000 и
3000 м/мин при работе твердосплавными резцами.
210

Магниевые сплавы обладают прекрасной обрабатываемостью,
т. е. их можно резать с чрезвычайно высокими скоростями, допу-
скаемыми современными инструментами. При этом стружки
хорошо дробятся, обеспечивается большая точность обработки
(до нескольких микрон) и требуется меньшая мощность, чем для
любого другого металла.
Обрабатываемость пластиков
Пластики, как и металлы, различны по обрабатываемости,
поскольку они имеют различные физико-механические свойства.
Они в основном делятся на два типа: пластики, испытывающие
химические изменения под влиянием теплоты и давления; термо-
пластики, не подверженные химическим изменениям при нагреве
или давлении.
Кроме того, различают: пластики на фенолформальдегидной
основе, получающиеся отливкой без наполнения или с наполни-
телями (минералонаполнителями, деревянными опилками); пла- •
стики слоистые на бумажной, хлопчатотканевой, асбестотканевой,
стекляннотканевой основах.
Все пластики — плохие проводники тепла, и потому здесь
успешно работают режущие инструменты из материала с хорошей
теплопроводностью (твердая бронза) или с высокой красностой-
костью (твердые сплавы, минералокерамика). Для охлаждения
применяют воздух и жидкость нещелочного типа, но в последнем
случае необходимо промывать детали после их обработки.
В большинстве случаев все же работа производится всухую,
хотя при этом и возникает опасность быстрого затупления режу-
щей кромки, так как многие наполнители пластиков обладают
значительными абразивными свойствами. Кроме того, возникает
опасность выплавления некоторых смолистых составляющих пла-
стиков, особенно при работе затупленным инструментом, когда
имеется обильное теплообразование. Поэтому рекомендуется рабо-
тать только острым инструментом с тщательно заточенной и дове-
денной режущей кромкой. Желательны весьма малые передние
углы и даже отрицательные значения их, например у = О4"
ч-(—20)°, но сравнительно большие задние углы а = 10ч-30°.
Литые пластики с древесными, тканевыми или хлопчатобумаж-
ными наполнителями обрабатываются без затруднений, чего нельзя
сказать в отношении пластиков с минеральными наполнителями.
Как правило, литые феноловые пластики обтачиваются с большими
скоростями резания при малой величине среза. Подачи должны
быть достаточно низкими, чтобы избежать обжига, и настолько
высокими, чтобы устранить глазировку обработанной поверхности.
Например, при обработке феноловых смол твердосплавными
резцами с углами у = (—15)ч-(—20)° и а 20° рекомендуется
скорость резания v 180 м/мин. При обработке нитрита целлю-
лозы применяют соответственно v ^100 м/мин, у^—3°, а ^10°.
211

Слоистые пластики обладают достаточно большой прочностью;
тканевые слои являются своеобразной упрочняющей арматурой
для смол. Чаще всего механической обработке подвергаются пла-
стики с бумажно-целлюлозной тканью, процесс резания которой
не вызывает затруднений. Значительно реже и труднее обраба-
тываются пластики со стеклофибровыми тканями, с асбестовыми
или бумажно-асбестовыми тканями. Здесь для успешной обра-
ботки необходимы твердосплавные или алмазные резцы. Реко-
мендуются большие скорости резания инструментом с весьма
острыми режущими кромками и большим задним углом (а 30°),
чтобы избежать форсированного износа задней поверхности
резца. Подачи: s = 0,25-^-0,35 мм/об при точении, s = 0,05-н
-^0,125 мм/об при отрезке, s = 0,5-ь0,75 мм/об при фасонном
точении. При грубом точении скорость резания допускается на
25% выше в сравнении с обработкой стали (v & 120 м/мин для
быстрорежущего и v 200 м/мин для твердосплавного резца).
При подрезке во избежание выкрашивания обрабатываемого
материала резец должен подаваться к центру детали. При обдирке
рекомендуется возможно большая подача, но при отделке подача
не должна превышать s = 0,25 мм/об.
Наибольшие затруднения в обработке вызывает комбиниро-
ванная стеклянная фибра с пластиком — материал большой проч-
ности. Его можно обработать успешно твердосплавным и минера-
локерамическим инструментом с умеренными скоростями резания
и при малой величине среза. Мелкую пыль, вредную для здоровья
работающих, необходимо отсасывать.
Возможно применение и охлаждающих жидкостей, предохра-
няющих пластики от смягчения, но при этом пыль, перемешиваясь
с жидкостью, образует грязь с сильными абразивными свойствами,
вредную для инструмента и обрабатываемой детали. Рекоменду-
емая геометрия резцов: уу = 0°, ух 13°, а ^30°.
Вулканизированная фибра может быть обработана теми же
инструментами, что и металл, в частности латунь. Рекомендуются
острые режущие кромки при* малых передних углах, близких
к нулю, и больших задних углах (а = . 15-н25)°. Могут быть
допущены скорости резания примерно на 30% выше, чем при
обработке стали, и сравнительно большие подачи при значительном
радиусе закругления вершины резца.
45.	МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ
Обработка металлов резанием — один из самых распростра-
ненных технологических процессов в машиностроении и имеет
огромное народнохозяйственное значение. Миллионы металло-
режущих станков ежегодно перерабатывают с помощью разнооб-
разных инструментов десятки миллионов тонн металла, однако
еще не созданы общепризнанные методы количественной оценки
обрабатываемости металлов резанием. А между тем несомненно
212

имеется настоятельная нужда в объективном критерии обрабаты-
ваемости подобно существующим характеристикам прочности
металлов.
Для процесса резания лучшей оценкой его производительности
является, скорость резания v, допускаемая режущим инструмен-
том при определенной его стойкости Т. Используя закономерность
адгезионного износа, можно с известным приближением теоре-
тически определить вероятную производительность инструмента
по формуле
Tu~(-^)zconst,	(163)
где Нг — твердость инструментального материала; Н2 — твер-
дость в контактных слоях стружки; z — степень функции.
г Рекомендовались и другие выражения производительности,
основанные на закономерностях диффузионного износа режущего
инструмента во времени [58]. Однако соответствующие практи-
ческие расчеты представляют большие затруднения и приводят
к грубо приближенным результатам. Поэтому опытным путем
и на основе бпределеных теоретических предпосылок стремятся
выразить обрабатываемость металлов непосредственно в зависи-
мости от их физико-механических свойств. Так, были предложены
следующие формулы
Для стали
п	г*	С1 \ 0,55
У = “TV , V =----pig— , V = -3f8—
о1’5	НВ1^	В*’8
v== 1150Х
НВ
При резании углеродистых
каров рекомендует формулу
v = -
Г-
Для чугуна
v = С* -
ЯВ1’75 5
В приведенных формулах v— скорость резания при стойкости
Т = 60 мин; ав — предел прочности в кгс/мм2; НВ — твердость
по Бринелю; ф— относительное сужение в %; SB—истинный
предел прочности в кгс/мм2; Ci—постоянная; X—теплопровод-
ность в ккал/ч-м-град.
Приведенные формулы практически могут быть использованы
лишь для грубо ориентировочных расчетов. Иногда встречаются
и такие аномалии, когда стойкость инструмента повышается
с увеличением твердости обрабатываемого материала, например
при чистовом точении закаленных сталей эльборовыми резцами
100
сталей резцами Т15К6 А. Д. Ма-
58 300
(166)
213

или твердосплавными резцами [177]. Это можно объяснить тем,
что у закаленных сталей мартенситные массивы (кубической
кристаллической структуры) испещрены многочисленными микро-
трещинами эндогенного характера, расположенными в самом
мартенсите и на границах его раздела с другими фазами. Это об-
стоятельство облегчает работу хрупкого режущего инстру-
мента [113].
При резании высоколегированных сталей и сплавов имеет
место сложное взаимодействие между обрабатываемым материа-
лом и инструментом, когда износ и стойкость последнего больше
связаны с химическим составом, со структурой, чем с механичес-
кими свойствами. Приводится пример того, как сталь 40Х и молиб-
деновый сплав ВМ1, имевшие одинаковые механические свойства,
отличались в 5—10 раз по обрабатываемости.
Экспериментальные исследования нередко показывают зако-
номерное уменьшение стойкости резца (или уменьшение допускае-
мой им скорости резания) с увеличением силы резания Р2 при
обработке различных сталей. Надо полагать, что подобная зави-
симость Рг — v справедлива лишь для определенного ряда обра-
батываемых металлов, но не в общем случае. Известно, что твер-
дая сталь, обладая меньшей теплопроводностью по сравнению
с мягкой, весьма неблагоприятно влияет на износ резца, и в ре-
зультате скорость резания уменьшается в большей степени, чем
возрастает сила резания. Это особенно ярко проявляется в отно-
шении аустенитных жаропрочных сталей.
При обработке твердого чугуна силы резания сравнительно
невелики, но если учесть его значительные абразивные свойства,
станет понятным, почему скорость резания снижается сильнее
в сравнении с возрастанием нагрузки.
Лучшей оценкой обрабатываемости материала является та
скорость резания, которую выдерживает резец при определенных
постоянных условиях. Определение такого критерия обраба-
тываемости требует длительных исследований, специального обо-
рудования, большого количества исследуемого металла и инстру-
мента. Для сокращения времени и затрат нередко прибегают
к ускоренным методам исследования.
46.	МЕТОДЫ УСКОРЕННОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ОБРАБАТЫВАЕМОСТИ МЕТАЛЛОВ
Метод торцевой обточки. Этот метод дает возможность быстро
определить зависимость T—v (между скоростью резания и стой-
костью резца). Он заключается в том, что диск, изготовленный
из испытуемого материала, обрабатывают на обыкновенном токар-
ном станке по торцу с постоянной подачей s от центра к периферии
и с постоянным числом оборотов пь т. е. с переменной скоростью
резания. Чтобы избежать трения задней поверхности резца о то-
рец диска, в последнем высверливается отверстие диаметром dQ =
214

= 30—40 мм. Таким образом, скорость резания v изменяется
в пределах v0—v1( где
°- 1000 ’	1	1000 ’
— диаметр окружности по торцу, на котором затупился резец.
В этом случае аналогично зависимости Т = -^-или Tvm = C
tn
V
имеем
т(у^)ср = С.	(167)
1
На рис. 112 показана кривая зависимости vm — v. Величина
/ i \
\v /ср может быть получена как средняя ордината кривой на
участке от и0 до Очевидно,
Vi 1
j v m dv
Vo______
Ul—U0
— - i —-i
m	n rn
2_i____2_2____
(4-+1J(yl-yo)’
(168)
где у0 — начальная скорость резания на окружности диаметра d0;
— скорость резания в момент затупления резца на окружности
диаметра dv
Время работы резца при точении от начального диаметра dQ
до конечного
у1 	_ ^1	__ 1000 (tr — tip)	(169)
ns 2n1S ~	’
где s— поперечная подача в мм/об.
i
Подставляя в уравнение (167) значения vm из уравнения (168)
и значение Т из уравнения (169), получаем
— + 1	—4-1
1000 (V^.	= С.	(170)
2ялх® ("г+ ОК — »о)	’
При сравнительно малом диаметре d0 можно пренебречь зна-
чением ио и тогда
lOOOvT" +	l)2nn?s.	(171)
В этом уравнении содержатся два неизвестных искомых —
и С, для определения которых производится второй такой же
опыт, но с другим числом оборотов п2> когда резец затупится при
215

некоторой скорости v2. В результате второго опыта составляем
уравнение	✓
ЮООиГ + С + 1) 2wils.	(172)
Таким образом, решая систему двух уравнений с
вестными С и т, получим
2Ig^L
Л2 __ | .
двумя неиз-
(173)
1
т
С =
ЮООи/” ? 1
2лл<$ ( — -4- 1
1 \ т у
При известных величинах С и т легко определяется скорость
Q
резания для любой стойкости резца по формуле Т = —.
(174)
Нельзя признать, что описываемый метод обеспечивает боль-
шую представительность получаемых результатов, поскольку
различные обрабатываемые и ин-
струментальные материалы по-
разному реагируют на непрерыв-
ное изменение скорости резания
и, следовательно, температуры
резания. К тому же более резко
на износ инструмента будет вли-
ять неравномерность физико-ме-
ханических свойств обрабатыва-
емого материала.
Метод радиоактивных изото-
пов1. В последнее время при иссле-
довании износа режущего инстру-
мента иногда прибегают к по-
мощи радиоактивных металлов.
Для этого рабочие поверхности
резца подвергают радиоактива-
ции, т. е. вводят радиоактивные
изотопы в металл инструмента,
облучая его теми или иными
ядерными частицами (нейтронами). Например, при облучении
твердого сплава в нем возникают радиоактивные изотопы воль-
фрама, кобальта и титана. Титан обладает весьма малым периодом
полураспада (6 мин) и потому не пригоден для исследования из-
носа инструмента. Кобальт имеет период полураспада 5,3 года,
1 Изотопы — атомы, имеющие одинаковые ядра с одинаковыми зарядами,
но различной массы (различного атомного веса).
216

причем продуктом распада является никель. В результате распада
вольфрама (период полураспада 24,1 мин) получается рений.
В процессе резания вследствие износа передней и задней поверх-
ностей и режущей кромки резца частицы радиоактивного металла
переносятся на обработанную поверхность, поверхность резания,
а также и на контактную поверхность стружки. Радиоактивные
частицы износа обнаруживаются с помощью счетчика Гейгера
или фотопластинки, накладываемой на изучаемую поверхность.
На фотопластинке в местах переноса частиц образуются темные
пятна, интенсивность почернения которых и размер зависят от
массы радиоактивной частицы. Считают, что при благоприятных
условиях с помощью фотометода можно обнаружить до 10"12 г
радиоактивного вещества. Фактически квадрат радиуса круга
почернения оказался пропорциональным массе радиоактивной
частицы.
С помощью подобных авторадиограмм можно очень быстро ис-
следовать интенсивность износа различных участков режущего
инструмента и тем самым оценить стойкость исследуемого инстру-
мента, а также обрабатываемость соответствующего материала.
47.	ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТОЙКОСТИ
РЕЗЦА И СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
Процесс резания очень сложен. Результаты его определяются
многими параметрами, подчас скрытого характера. Неравномер-
ность физико-механических свойств обрабатываемого материала,
его анизотропия, структурные изменения срезаемого слоя металла
в процессе резания ввиду сильного деформирования и нагрева,
непрерывное изменение геометрии режущего клина и самой режу-
щей кромки, разнообразные физико-химические эффекты (налипы,
наросты, окисные пленки и т. п.), появляющиеся и исчезающие
в процессе резания, и другие визуально незаметные факторы
значительно отражаются на стойкости режущего инструмента.
Нестабильность материала режущего инструмента, термической
обработки и заточки инструмента, его неконтролируемые элементы
(микрогеометрия режущей кромки, радиус закругления ее),
изменение зоны жесткости в связи с режимом работы станка —
все это в большой степени влияет на производительность. Поэтому
на первый взгляд кажется справедливым стремление многих
исследователей принимать область резания как плохо организо-
ванную систему, изучение которой возможно лишь на основе
идей-многомерной математической статистики. В последнем слу-
чае отказываются от изучения функциональных связей по методо-
логии однофакторного анализа, когда стабилизируются независи-
мые переменные системы и поочередно изменяются некоторые
из них, чтобы установить интересующие исследователя законо-
217

мерности. В последнее время эти закономерности все чаще вы-
являют эмпирически, одновременно варьируя несколько перемен-
ных, чтобы сократить время и затраты при экспериментировании.
Метод оптимального планирования (ме-
тод характеристических поверхностей) был впервые предложен
в 1951 г. проф. Боксом при изучении оптимизации процессов хими-
ческой технологии и в 1964 г. применен при испытании стойкости
режущего инструмента [180]. Этот статистической метод включает
следующие этапы исследования.
Создается математическая модель, описывающая поведение
плохо организованной (диффузной) системы. Модель может не
иметь силы закона как некоторой абсолютной истины, присущей
точным наукам; она может давать лишь какое-то представление
о поведении неорганизованной системы с изменением ряда- фак-
торов и составляется на основе имеющихся исследований или
интуиции опытного исследователя.
Надо оговориться: математическая модель не описывает систему
в целом, а лишь определенный комплекс факторов, наиболее
интересующих исследователя, стремящегося создать возможно
более простую модель, чтобы облегчить ее разрешение. Здесь
могут быть упущены отдельные процессы и взаимодействие их
в системе и тогда неизбежны большие или меньшие неточности
в решениях.
Так, изменение стойкости инструмента Т в зависимости от
скорости резания v, подачи s и глубины резания t постулируется
математической моделью
Ttn = CvsW.
Здесь принимаются Т — зависимая и и, s, t — независимые
переменные (в действительности это не совсем правильно).
В логарифмическом масштабе уравнение будет полиномом
первой степени
1пТ = — +— Inv + ^-lns + ^-lnZ
пг 1 пг 'tn ' пг
или, учитывая ошибки эксперимента е,
v У = -\-biXi -\-b 2	(175)
Эксперименты планируются на основе многофакторного ана-
лиза, т. е. одновременного варьирования всех переменных факто-
ров (и), х2 (s), х3 (/). Необходимо определить постоянную bQ
и коэффициенты Ь1У Ь2, Ь3. Каждая из трех переменных варьи-
руется на двух или трех уровнях (2k и Зл), где k — число пере-
менных. Принимается вариант первый.
План двенадцати опытов, предусматривающий две серии по
шесть опытов в каждой — четыре основных и два дополнительных.
Выбор режимов резания производится таким образом, чтобы
упростить кодирование с учетом возможностей станка и предель-
ных режимов резания, как это показано в табл. 17.
218

Таблица 17
Режимы резания и кодовые обозначения
Уровень	Режимы резания			Кодовые обозначения		
	V в м/мин	s в мм/об	t в мм	Xi	х2	
Верхний	210	0,50	2,50	1	1	1
Средний	145	0,37	.1,75	0	0	0
Нижний	100	0,25	1,25	—1	—1	—1
Эти уровни закодированы при помощи уравнений преобразо-
вания таким образом, чтобы верхний уровень соответствовал 4-1,
а нижний —1:
__2 (In — In 210) । .
X1 ~ (ln210—In 100) ‘ 1
_____ 2 (In s — In 0,50) j
Xz~ (In 0,50—In0,25) +
_ 2 (In Z-In 2,5) , ,
3 (In 2,5— In 1,25) “Г 1
(176)
Здесь, в плане эксперимента, например, за единицу скорости
1п210— In 100 ~	'
резания принята величина------~. Таким образом, скорость
Таблица 18
Условия резания, кодовые обозначения и стойкость резца
№ опыта	№ серии	Режимы резания			' Кодовые обозначения			ТВ мин	у = In т
		v в м/мин	s в мм/об	t в мм	*1	х2			
1	2	100	0,25	1,25	— 1	—1	—1	160	5,08
2	1	210	0,25	1,25	1	—1	—1	37	3,61
3	1	100	0,50	1,25	— 1	1	—1	165	5,11
4	2	210	0,50	1,25	1	1	—1	27	3,30
5	1	100	0,25	2,5	— 1	—1	1	172	5,15
6	2	210	0,25	2,5	1	—1	1	35	3,56
7	2	100	0,50	2,5	— 1	1	1	120	4,79
8	1	210	0,50	2,5	1	1	1	18	2,89
9	1	145	0,37	1,75	0	0	0	66	4,19
10	1	145	0,37	1,75	0	0	0	83	4,42
11	2	145	0,37	1,75	0	0	0	71	4,26
12	2	145	0,37	1,75	0	0	0	82	4,41
219

резания v преобразуется путем деления ее на принятую единицу.
Аналогично поступают с подачей s и глубиной резания t.
Для упрощения расчетов композиционный план строится
согласно так называемому «итальянскому кубу», построенному
на трех ортогональных координатах с началом координат в центре
куба (рис. 113). Опытные точки задаются вершинами правильного
симплекса х. На рисунке они обозначены зачерненными кружками
согласно первым четырем опытам; дополнительно два опыта
ставятся в центре куба для проверки гипотезы адэкватности
(опыты 9 и 10). Если гипотеза адэкватности не проходит, выпол-
няется еще шесть опытов: достраивают вершины куба (обозначены
кружками) и еще два опыта в центре.
В табл. 18 приводятся результаты 12 опытов по резанию угле-
родистой стали твердосплавным резцом. За критерий затупления
резца принята фаска износа по задней поверхности резца h3 =
= 0,75 мм.
1 Симплекс — простейшая фигура; на плоскости это треугольник, в трех-
мерном пространстве — тетраэдр.
220

Оценка параметров
На основании результатов серии № 1 из шести опытов удобно
оценить черыре коэффициента в постулированной эмпирической
формуле
У — Ьо bixi -Ь&2*^2 4~ Ь3х3,
пользуясь методом наименьших квадратов и свойствами скаляр-
ного произведения основных векторов.
Матрица независимых переменных х для серии № 1 из шести
опытов имеет вид
	х0 -	Xi	\ Х2	Хз	№ опыта	Т в мин	у= In т
	1	1	.—1	—1	2	37	3,61
	1	—1	1	—1	3	165	5,11
	1	—1	—1	1	5	172	5,15
X =	1 ‘	1	1	1	8	18	2,89
	1	0	0	0	9	66	4,19
	1	0	0	0	10	83	4,42
Согласно способу наименьших квадратов необходимо, чтобы
сумма квадратов отклонений фактических значений у от формаль-
ных, полученных по уравнению (175) уХ1ХгХ^ была наименьшей,
т. е.
S (^ — )а = min.	(177)
Левую часть выражения (177) обозначим буквой f(f—функция
от неизвестных параметров 60, 'Ь1У Ь2, Ь3).
Минимум этой функции найдем из уравнений
f = 0; f = 0;’ -g- = 0; f = 0.
db0 ’ db1 ’  db2 db3
Продифференцировав, напишем систему этих уравнений в окон-
чательном виде:
S У ~ пЬо + 2 Л1 4~ ^2 Zl Х2 + ^3 Zj Лз’>
IB S **! S 4“ ^2 S 4’
У| УХ2 = &0 S х2 4" Ь\ 2 ^2^1 "|“ &2 S Х2 4“ ^3 S
“ ^0 S ^3 4- Zj Х3Х1 4- &2 S Х3Х2 4- &3 S Х3-
221

Уравнения (178) дают возможность определить 60=:-=^-,
где п — число опытов; в нашем примере п = 6.
l __2 Ух\ __ 2 и _______S . 1 ______2 Ухз 2 Ухз
“ 4 ; 2~ к 3-у< = 4 
(178а)
Необходимо добавить, что другие члены уравнений (178)
будут равны нулю в силу ортогональности векторов хг, х2, х3
и = 0.
Очевидно, было бы проще не решать уравнений (177)—(178),
а воспользоваться матрицами (х'х) и (х'х)~ Ч
			4-ooo
	6 0 0 0		u 1
	0 4 0 0		о 4- ° °
x'x =	0 0 4 0	(x'x)~1=	0 0 4- 0
	0 0 0 4		4
			о о 0 4- 4
Согласно уравнениям (178а) имеем
bQ = 1/6 (у2 + Уз + Уз + Уз + Уз + f/io);
Ьг = 1/4 (у 2 Уз Уз +
ft 2 — 1/4 ( у 2 + Уз Уз + f/e)i
Ьз = 1/4 ( У2 Уз + Уь + Уз)-
Здесь индексы при у обозначают номера опытов (табл. 18).
Подставляя в последние уравнения опытные значения у,
получили бы по данным серии № 1 опытов для стойкости резца
формулу
In Т 4,228 — O,94xi — 0,19х2 — 0,17х3.	(179)
Формулу (179) необходимо расшифровать согласно уравне-
ниям (176), т. е.
__2 (In v — in 210) ।
Х1~ In 210— In 100
__2 (In s— In 0,5)
*2 “ ln0,5-In 0,25
_ 2 (InZ— In2,5)
Хз~ ln2,5 — In 1,25
4'^~5,35) + 1 = 2,685 Inv — 13,5;
0,00 — 4,b0
o,7O+O17,4 + 1 = 2,85 1П S + 2,7;
2019f~0^)- + 1 = 2’91n/-1’94-
v,vl ~~
Подставляя значения x2, x3 в уравнение (179), получим
In Т = 16,745 — 2,5 In v — 0,55 In s — 0,5 In t.
222

Следовательно,
—16,745
= v2>5s°>55t0'5 МИН’	(179а)
После статистического анализа результатов серии № 1 опытов,
когда выявились слишком большие интервалы колебаний стой-
кости при 95% достоверности, были выполнены еще шесть опытов
серии № 2 исследований (табл. 19). В результате всех 12 опытов
была получена формула
-15,8
Т ^2,23^0,44^0,25 МИН- -	U^O)
Формула (180) мало отличается по коэффициентам от фор-
мулы (179а), но 95-процентные доверительные интервалы зна-
чительно улучшились благодаря большему числу опытов. В общем
случае качеством и количеством экспериментальных данных
определяются надежность и объективность всех практических
расчетов. При очень малом количестве экспериментальных дан-
ных невозможно с привлечением любых методов получить надежные
оценки исследуемых закономерностей.
Один из существенных недостатков метода многофакторного
исследования — постоянство критерия затупления режущего ин-
струмента при различных режимах резания, изменяющихся под-
час в значительных пределах.
Как видим, метод многофакторного анализа сокращает коли-
чество опытов, ускоряет и удешевляет исследование, хотя при
этом усложняется обработка экспериментальных данных. Метод
математико-статистического анализа эффективен для процессов
плохо организованной системы, где изучаемые параметры являются
случайными и независимыми переменными величинами (некор-
релированными). Процессы резания можно отнести не к плохо
организованной (диффузной), а к сложноорганизованной системе,
где действуют сложные физико-химико-механические связи, подчи-
няющиеся определенным, подчас трудноуловимым закономер-
ностям, которые невозможно вскрыть средствами математической
статистики. Независимые переменные (например, скорость реза-
ния, подача, глубина резания) в действительности являются
сильно коррелированными величинами, закономерно связанными
между собой. Подобные связи имеют физический характер; чтобы
их выявить, необходимо достаточное количество эксперименталь-
ных данных и тем обеспечить надежность теоретических выводов
и практических расчетов.
В этом отношении однофакторный анализ имеет преимуще-
ство. Изучая в очередном порядке один параметр при закреплении
всех других, изменяя их в больших пределах с малыми интерва-
лами, удается выявить закономерные связи, когда и экстремаль-
ные выпады являются часто не случайными явлениями, а физи-
223

чески обоснованными. Изучение их имеет большое познаватель-
ное значение, раскрывая физическую природу процесса резания.
Тщательные исследования зависимостей Т = f (у, /, s) показы- '
вают, что степени относительной стойкости m, xv, yv при пара-
метрах v, t, s не являются постоянными, а могут быть функциями
самих параметров. Чтобы выявить эти связи, необходимы экспе-
риментальные исследования в более широком плане, варьируя
однофакторным методом значениями у, s в достаточном диапа-
зоне.
Таким образом были получены опытные данные для точения
различных металлов, разработанные Научно-исследовательским
бюро технических нормативов при Госплане СССР. Они приво-
дятся в табл. 19 для твердосплавных резцов согласно формуле
V =	М/МИН.	(181)
Т tvsyv
Как видим, глубина резания t значительно меньше влияет
на скорость резания в сравнении с подачей s. Но это справедливо
лишь тогда, когда t > s. Иначе имеет место обратная закономер-
ность. В табл. 19 значения постоянных Cv даны для сталей ав =
= 75 кгс/мм2 и чугунов НВ190. При других величинах ав и НВ
рекомендуются следующие поправочные коэффициенты:
/См = -^- для сталей ов<75 кгс/мм2;
ав
= f-^-У’5 для сталей ов>75 кгс/мм2;
„	( 190 V.25
^=\~нв} для сеРых чугунов.
Эти поправочные коэффициенты весьма условны. Они могут
быть использованы при обработке конструкционных сталей, но
неприемлемы при резании труднообрабатываемых легированных
сталей и сплавов. Это же можно сказать и о показателях степе-
ней при Т, t и s. В силу сложных физико-механических связей
имеется значительный разброс экспериментальных точек, как это
далее показано для сверления. Здесь уместны вероятностные ме-
тоды исследования.
При малом припуске на обработку, когда глубина резания
невелика, целесообразно работать с большими подачами, приме-
няя резцы с дополнительной зачищающей режущей кромкой
с углом в плане ф = 0°. В этом случае при наличии необходимой
жесткости системы СПИД значительно повышается производитель-
ность инструмента и вместе с тем получается чистая обработан-
ная поверхность.
224

Таблица 19
Значения коэффициентов и показателей степеней
*	в формуле (181)
Обрабатываемый материал	Вид обра ботки	Режущий инстру- мент (твердый сплав)	Коэффициенты и показатели степеней				Примечание
			cv		Уи	т	
Конструк- ционные стали ов = = 75 кгс/мм2	Наружное продольное точение	Т5КЮ	273 227 221	0,15	0,20 0,35 0,45	0,2	(Л И ЕД V/A/A ООО VjVj со сл ело
		Т15К6	292	0,30	0,15	0,18	s
		Т15К6	292	0,15	0,30	0,18	t^> S
	Отрезка	Т5КЮ	47	0	0,80	0,20	—
Серый чугун НВ 190	Наружное продольное точение	В Кб	292 243 324 324	0,15 0,15 0,40 0,20	0,20 0,40 0,20 0,40	0,20 0,20 0,28 0,28	V/AV/A to со О О
	Отрезка		68,5	0	0,40	0,20	—
Ковкий чугун НВ 150	Продольное точение	ВК8	317	0,15	0,20	0,20	со /А А 4*. О
			215	0,15	0,40	0,20	t> 2
48.	СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ МАТЕРИАЛА РЕЗЦА
Инструментальные материалы непрерывно совершенствуются:
систематически повышаются их износостойкость и красностой-
кость, а тем самым и производительность режущих инструментов.
В табл. 20 указаны основные этапы совершенствования режущего
инструмента.
В машиностроении твердосплавные резцы все более вытесняют
резцы из быстрорежущей стали; на некоторых заводах их удель-
ный вес составляет 80—90%. Из быстрорежущей'стали изготов-
ляют в основном фасонные или нормальные резцы, которые по
технологическим соображениям эксплуатируются со сравнительно
8 Л. М. Вульф
225

небольшими скоростями резания, или другие инструменты более
или менее сложной формы.
Таблица 20
Этапы развития инструментальных материалов
Годы	Инструментальные материал ы	Красностой- кость в °C	Условный скоростной коэффициент
1850	Инструментальная углеродистая сталь	225—270	0,08—0,10
1868	Инструментальная малолегиро- ванная сталь	270—400	0,12—0,15
1900	Быстрорежущая сталь	560—600	0,25—0,30
1915	Литые сплавы	700	0,30—0,40
1928	Быстрорежущая кобальтовая сталь	650—700	0,40—0,50
1928	Карбидовольфрамовые твердые сплавы	800	0,80—1,20
1931	Карбидотитановые сплавы	900	1—2,0
1932	Карбидотитанотанталовые сплавы	1000—1100	1,5—2,5
1948	Минералокерамика	1200	2,0—3,0
1955	Керметы	-1100	1,5—2,5
1957	Эльбор (боразон)	1500	—
1965	Алмазы (синтетические)	750—850	—
Выгодность применения одних резцов сравнительно с другими
может заметно изменяться при обработке различных материалов
и при разных режимах резания. Твердосплавные резцы дают тем
большую производительность относительно быстрорежущих рез-
цов, чем тверже обрабатываемый материал. Более того, некоторые
труднообрабатываемые материалы, например закаленные стали
и чугуны, практически могут быть обработаны только твердо-
сплавными и минералокерамическими инструментами. Некото-
рые марки твердых сплавов, обладая повышенной циклической
прочностью, например ТТ7К12, Т5К10, лучше работают в усло-
виях резания с низкочастотными колебаниями 200—250 Гц
(рис. 114, а), между тем при точении в нормальных условиях
резцы Т15К6 имели явное преимущество перед ВК8 и Т5К10
при резании конструкционных сталей средней твердости
(рис. 114, б).
При обработке стали различными твердосплавными резцами
стойкость против истирания возрастает с увеличением содержа-
ния карбидов титана и уменьшением количества кобальта.
К сожалению, при этом возрастает хрупкость, и потому резцы
с большим содержанием карбидов титана, например Т30К4,
рекомендуется применять лишь при отделочных операциях
226

в спокойных условиях. При точении труднообрабатываемых
сталей аустенитного класса большую износостойкость пока-
зали резцы Т30К4, но из-за частого выкрашивания практи-
чески оказалось целесообразнее "
а)
Т,мин
работать резцами ВК6М как
более прочными и вязкими.
Замечено, что около 50—70 %
твердосплавного инструмента
EIHO выходят из
разрушения [49].

30
20
15
10
200 v^/muh
Рис. 114. Сравнительная эффективность различных твердых сплавов при вибра-
ционном точении конструкционной стали 38ХГН: b = 2 мм; s = 0,5 мм/об
15 20	30	50	100	200
Скорость резания v, м/мин
Сравнительную оценку производительности резцов можно
дать с помощью условных скоростных коэффициентов Си (табл. 20),
принимая за единицу скорость резания, допускаемую каким-либо
резцом, например Т5КЮ при обработке стали и ВК.6 при обра-
ботке чугуна.
Необходимо подчеркнуть сугубо ориентировочный характер
приведенных скоростных коэффициентов. Их значения могут
заметно изменяться при обработке разнообразных металлов в раз-
личных условиях. Например, при обработке стали лучший быстро-
режущий резец допускает скорость резания в шесть раз, а при
8!
227

обработке чугуна примерно в три раза большую по сравнению
с углеродистыми резцами, между тем как при обработке мягкой
стали производительность тех и других отличается значительно
меньше. Зато при обработке закаленной стали быстрорежущие
резцы непригодны, в то время как твердосплавными и минерало-
керамическими резцами успешно производится ее обработка
с достаточно большими скоростями резания. При отделочном
точении, где требуется особо высокое сопротивление износу,
резко выделяется преимущество твердых сплавов и особенно
минералокерамики, а в некоторых случаях (при тонком точении
цветных металлов) алмазных и эльборовых резцов.
49.	СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ГЕОМЕТРИИ РЕЗЦА
Влияние основного геометрического фактора — угла резания б
на стойкость резца достаточно сложно. Как было установлено,
с увеличением б растет нагрузка на резец, а тем самым и коли-
чество образующейся теплоты. Поэтому, казалось бы, выгодно
работать резцами с возможно малыми углами резания. Однако
Рис. 115. Изменение амплитуды
колебаний в зависимости от перед-
него угла у и скорости резания v
(Л. К. Кучма)
это не так; во избежание прежде-
временного выкрашивания режу-
щей кромки с увеличением твер-
дости обрабатываемого материала
необходимо усиливать угол за-
острения резца р, а тем самым
и угол б. Таким образом, вели-
чина угла резания прежде всего
зависит от упругих и пласти-
ческих свойств обрабатываемого
материала, которые определяют
вид стружки, нагрузку и усло-
вия износа резца.
Попытки определения законо-
мерного изменения скорости реза-
ния в зависимости от переднего
угла у только в связи с физико-ме-
ханическими свойствами обрабатываемого материала нельзя при'
знать удачными. Эта закономерность имеет место лишь в пределах
некоторых значений у. А в общем случае оптимальный угол у
определяется рядом условий процесса резания. Например, жест-
кость системы играет значительную роль при выборе оптимальной
геометрии инструмента.
Исследования показали, что с переходом от положительных
передних углов к отрицательным заметно возрастает амплитуда
колебаний при вибрациях, а также и критическая зона скоро-
стей резания (зона интенсивных выбраций), как это показано
на рис. 115. Вибрации снижают стойкость режущего инстру-
228

мента и, следовательно, при отсутствии необходимой жесткости
системы целесообразно переходить к положительным углам у,
хотя резец и допускает по стойкости меньший передний
угол.
Удачным решением проблемы выгоднейшей геометрии резца
часто считают комбинированную заточку его с двойным передним
углом. Узкая упрочняющая фаска вдоль главной режущей кромки
определенной ширины (/ = 0,8-ь 1,0s) под углом уф = (—5)4-0°
упрочняет режущую кромку, а при значительном положительном
угле наклона передней поверхности у = 104-30° облегчается
отвод стружки при обработке вязких металлов. Вместе с тем
исследования показали, что интенсивность вибраций не изменяется
при наличии фаски, не превышающей 2—2,5-кратной толщины
среза. Практика скоростного резания подтверждает целесообраз-
ность заточки резцов с фаской шириной f = 2а (а — толщина
среза).
При весьма малом заднем угле а обработанная поверхность
в результате пластической деформации и упругого последействия
трется о заднюю грань вблизи режущей кромки инструмента,
что происходит особенно интенсивно при обработке вязких аусте-
нитных сталей и сплавов. С увеличением угла а уменьшается
угол заострения 0, следовательно, ослабляется режущая кромка,
ухудшается отвод тепла и снижается стойкость резца. Однако
обстоятельства меняются, если резец имеет достаточно большой
угол заострения. В этом случае с увеличением заднего угла а
до известного предела стойкость резца повышается даже при
обработке таких твердых и прочных металлов, как закаленная
и жаропрочная сталь. Например, при точении закаленной стали
минералокерамическим резцом износ его непрерывно умень-
шался с увеличением заднего угла от 5 до 15°.
Однако при дальнейшем увеличении заднего угла до 20°
резцы выходили из строя преждевременно вследствие выкраши-
вания режущей кромки.
По понятным причинам задний угол должен быть уменьшен
при обработке с ударами. При обработке же хрупких металлов,
например чугуна, где силы резания сравнительно незначительны,
но твердые вкрапления песка и цементита способствуют истиранию
резца, задний угол можно увеличить. Следовательно, в каждом
конкретном случае у резца должен быть наиболее выгодный угол а.
При обдирке у проходных резцов задний угол обычно равен 6—
8°, однако при малых подачах s 0,2 мм/об целесообразно увели-
чивать задний угол до 12° для стали и до 15° для чугуна, чтобы
уменьшить износ задней поверхности и обеспечить большую
остроту режущей кромки. Надо добавить, что при постоянном
угле а увеличивается угол ах в направлении подачи с уменьше-
нием угла в плане ср.
Главный угол в плане ср может изменяться,в широких преде-
лах, что существенно влияет на стойкость резца. В этом случае
229

имеем одинаковые сечения среза при постоянных глубине ре-
зания t и подаче s.
Силы резания будут различаться весьма незначительно в обоих
случаях, но давление на единицу контакта режущей кромки
и поверхности резания заметно снижается с уменьшением угла
в плане. При малом угле в плане теплоотвод от режущей кромки
благоприятнее, что способствует повышению стойкости инстру-
мента. В то же время с уменьшением ф соответственно увеличи-
вается угол при вершине
8 и укрепляется наиболее
слабое место резца — его
вершина.
На рис. 116 показаны
результаты эксперимен-
тального исследования
стойкости резца в зави-
симости от угла в плане ср.
Как видим, стойкость,
допускаемая быстрорежу-
щим резцом, неизменно
увеличивается с уменьше-
нием ф, в то время как
стойкость твердосплавного
резца растет лишь с умень-
шением угла ф до 60°, а
Рис. 116. Влияние угла в плане на стойкость
резца:
1 — для быстрорежущего резца; 2 — для твер-
досплавного резца
затем снижается. Это, очевидно, вызвано вибрациями, кото-
рые усиливают износ режущей кромки и особенно хрупкого ин-
струмента. Интенсивность вибрации сильно возрастает с умень-
шением ф, поскольку при этом уменьшается толщина и увеличи-
вается ширина стружки и, кроме того, усиливается радиальная
нагрузка Ру.
Но при наличии необходимой жесткости системы и при отсут-
ствии вибраций стойкость твердосплавных резцов должна быть
более .высокой и при малых углах ф, что неоднократно подтверж-
далось практикой. Приняв условно за единицу скорость резания,
допускаемую резцом с углом ф = 45°, будем иметь для других
резцов ориентировочно следующие условные коэффициенты:
Ф .....................................
Для стали Сф ..........................
Для чугуна Сф..........................
90°	60°	45°	30°
0,73	0,88	1,00	1,20
0,81	0,92	1,00	1,13
На практике чаще всего во избежание вибраций работают
твердосплавными резцами с углами в плане ф = 604-75°. Углы ф
рекомендуется уменьшать при точении устойчивых изделий на
станках, обладающих достаточной жесткостью. Аналогично влияет
на вибрации и стойкость резца вспомогательный угол фх, который
иногда уменьшают (для жестких обрабатываемых деталей и стан-
ков) до 5—10°. При этом усиливается вершина резца, улучшается
230

отвод тепла и увеличивается его стойкость. Одновременно улуч-
шается и чистота обработанной поверхности.
Все факторы, способствующие отводу теплоты, благоприятно
влияют на стойкость инструмента. Надо полагать, что увеличение
площади попереченого сечения тела резца будет играть положи-
тельную роль, т. е. способствовать повышению скорости резания.
Этому содействует и тот общеизвестный факт, что с увеличением
поперечного размера резца увеличивается его виброустойчивость,
особенно необходимая для хрупкого твердосплавного инструмента*
Возможность увеличения скорости резания для крупных рез-
цов объясняют также положительным влиянием редиуса закруг-
ления вершины резца, возрастающего с увеличением размеров
резца. Следует отметить, что и при неизменных размерах резцы
с закругленной режущей кромкой более производительны по
сравнению с нормальными резцами при угле в плане у > 30°.
Однако необходимо учитывать, что с увеличением радиуса за-
кругления вершины резца заметно усиливаются вибрации и,
следовательно, в этом случае также необходима повышенная жест-
кость системы.
50.	ВЛИЯНИЕ СОЖ НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Практика показывает, что при использовании смазочно-охлаж-
дающих жидкостей значительно повышается стойкость инстру-
мента или допускаемая им скорость резания. Особенно это заметно
при обработке вязких труднообрабатываемых аустенитных ста-
лей: в результате малой теплопроводности обрабатываемого ме-
талла при большой нагрузке имеет место высокая температура
резания и, следовательно, охлаждение весьма эффективно.
Эффективность охлаждения в значительной степени зависит от
способа подвода жидкости и ее состава. Например, при обработке
жаропрочных сплавов применение 10% эмульсии с добавкой 2%
сульфофрезола и соды дало в среднем удвоение стойкости инстру-
мента по сравнению с охлаждением его 5-процентной эмульсией.
Применяются четыре способа подвода охлаждающей жидкости:
1)	охлаждение падающей струей жидкости, подаваемой на
стружку;
2)	высоконапорное охлаждение струей, направленной со сто-
роны задней поверхности инструмента под давлением 15—20 ат
(диаметр отверстия насадки равен примерно 0,5—0,7 мм);
3)	низконапорное охлаждение струей при давлении 0,5—2 ат
через насадку с отверстием 02—5 мм;
4)	охлаждение жидкостью, распыленной в струе воздуха и
подаваемой со стороны задней поверхности под давлением 2—5 ат
через насадку с отверстием 1,5—1,8 мм.
Второй способ оказался наиболее эффективным, стойкость
резца повысилась в семь раз по сравнению с охлаждением по
первому способу [29].
231

Для повышения смазочно-охлаждающего эффекта целесооб-
разно направлять поток жидкости и на стружку и на резец
(рис. 117), причем поток должен быть как можно обильнее, осо-
бенно для твердосплавного инструмента. Иначе раскаленный
инструмент, временами освобождающийся от стружки, будет
подвергаться внезапному воздействиею жидкости, отчего неиз-
бежно его растрескивание. При обильном охлаждении не только
повышается стойкость инструмента, но и улучшаются чистота обра-
ботанной поверхности и точность, облегчаются удаление и дробле-
ние стружки сильной струей жидкости. Вместе с тем из-за разбрыз-
гивания жидкости затрудняется наблюдение за работой. В то же
время благодаря абразивному действию частиц стружки, взве-
шенных в жидкости, усиливается износ станка.
Рис. 117. Способы охлаждения резца
Чтобы получить наибольший эффект, необходимо обеспечить
правильное направление струи жидкости, тщательную очистку
последней и применять специальный кожух—отражатель во избе-
жание сильного разбрызгивания жидкости.
Согласно исследованиям [92] влияние смазочно-охлаждающей
эмульсии и способов подвода ее к резцу на скорость резания можно
выразить следующими коэффициентами Со для резцов Т15К6
и ВК8 при обработке стали 38ХГН:
Способ подвода жидкости
Т15К6 BK8
Без охлаждения................................ 1,00	1,00
Охлаждение	падающей струей .................. 1,15	1,37
»	распыленной струей................ 1,30	1,54
»	струйнонапорное .................. 1,42	1,66
' Струйнонапорное охлаждение и особенно охлаждение распы-
ленной струей весьма экономно, расход жидкости составляет
меньше 1 л/мин, а масла—несколько граммов в час, но оно полез-
но при определенных режимах резания. Эффект охлаждения
распыленной жидкостью вызывается тем, что облегчается паро-
образование, форсирующее отвод теплоты из зоны резания.
232

Исследования [165] показали, что при высоких скоростях
резания (у — 245 м/мин) стали твердосплавными резцами, когда
критерием затупления является лунка износа определенной
глубины на передней поверхности резца, лучшим оказалось
охлаждение сплошной струей. Очевидно, ограниченное количе-
ство испаряющейся жидкости при подаче ее в распыленном со-
стоянии недостаточно для эффективного снижения температуры
на поверхности контакта стружки и резца.
В литературе сообщается об электрическом охлаждении. Если
пропустить ток по цепи, состоящей из разнородных проводников
(изделие и инструмент), то на поверхности их контакта помимо
джоулева тепла образуется или поглощается дополнительное
тепло, пропорциональное количеству прошедших электронов.
Природа этого так называемого эффекта Пельтье не совсем ясна.
Объясняют его различными энергетическими уровнями материа-
лов проводников в соответствии с их химическим составом.
При использовании смазочно-охлаждающих жидкостей должны
быть приняты во внимание правила охраны труда.
В приложении приводятся смазочно-охлаждающие техниче-
ские средства (СОС), рекомендуемые при обработке различных
металлов.
51.	СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
ДЛЯ РЕЗЦОВ РАЗЛИЧНОГО ТИПА
Закономерности изменения скорости резания в зависимости
от различных факторов, показанные выше, относились к нормаль-
ным проходным резцам, чаще всего применяемым на практике. Мно-
гие новаторы производства вносят изменения в конструкции инстру-
мента с учетом специфики отдельных операций. Так, на рис. 118
представлены конструкции резцов для грубого точения, хорошо
оправдавшие себя на практике. Резец с клиновидным креплением
литых вкладышей, состоящий из державки /, вкладыша 2, болта 3
и гайки 4 (рис. 118, а) прост и надежен. Успешно применяются
сборные крупногабаритные резцы ВНИИ со сменным ножом,
закрепляемым на задней поверхности (рис. 118, б).
При обдирке крупных деталей с твердой коркой эффектны
сборные твердосплавные резцы с регулируемыми упорами для
стружкодробления (рис. 118, в).
Резцы, имеющие режущие кромки с углами в плане, равными О,
20 и 45° (рис. 119, а), могут работать с большими подачами и
обеспечивать высокую .чистоту обработанной поверхности. Пре-
имущество этих резцов заключается также и в том, что при работе
с умеренными скоростью и глубиной резания, но с большими
подачами, удается обеспечить высокую производительность на
станках с относительно небольшим числом оборотов. Требуется
лишь достаточная жесткость системы СПИД, чтобы избежать
вибраций.
233

Для обдирки очень твердых материалов, например марганцо-
вистой стали для бандажей, твердого литья, успешно применяют
чашечные резцы из лучшей быстрорежущей стали или с пластиной
твердого сплава (рис. 119, б). В середине чашки вставлен штырь
для завивания и отвода стружки, а также для предохранения
Рис. 118. Резцы высокой произво-
дительности
противоположной стороны режу-
щей кромки от выкрашивания
стружкой. Для повышения стой-
кости резца вдоль режущей кромки
затачивается упрочняющая фаска
с небольшим отрицательным перед-
ним углом. Чашечные резцы спо-
собны работать с крупными струж-
ками при сечении среза до f =
12 мм2 и более.
Многократную стойкость пока-
зывают круглые самовращаю-
щиеся резцы (рис. 119, в), рабо-
тающие по методу прямого резания
(ось инструмента образует с на-
правлением подачи угол р < 90°)
и обратного (р > 90°). В первом
случае . уменьшаются передние
углы у и увеличиваются задние а углы в сравнении с углами ста-
тическими, во втором случае наоборот. Скорость вращения резцов
зависит от угла наклона р, а также от степени затяжки оси рез-
цов во втулке.
Применяется также иное расположение самовращающихся
резцов, при котором конические поверхности с нарезанными
на них рифлями являются передними поверхностями. Этик* обес-
234

печивается дробление стружки, способствующее повышению произ-
водительности инструмента.
Для более эффективного использования твердого сплава
и минералокерамики успешно применяются многолезвийные пово-
ротные пластины. Пластины с выкружками (рис. 120, а) для
завивания стружки предназначены для обработки незакаленных
сталей и чугуна с НВ 200, а плоские пластины (рис. 120, б) —
Рис. 119. Резцы: а —
резец Колесова с за-
чищающей кромкой;
б — чашечный резец;
в — круглые самовра-
щающиеся резцы
для обработки закаленной стали и твердых чугунов. Специальные
исследования и расчеты показывают значительное экономическое
преимущество минералокерамических поворотных резцов сравни-
тельно с твердосплавными поворотными и напаянными резцами.
Расчеты показали, что одна многокромочная поворотная твердо-
сплавная пластина дает не менее 40 коп. экономии. Эффект может
быть значительно выше, если улучшить культуру эксплуатации
многокромочных пластин и добиваться их регенерации по исполь-
зовании всех режущих кромок. В этом отношении нельзя при-
знать удачным термин «неперетачиваемые» для твердосплавных
пластин как дезориентирующий станочников при эксплуатации
инструмента из дефицитного и дорогого материала.
235

Рис. 120. Резцы с поворотными
многолезвийными пластинами из
твердых сплавов и минералокера-
мики
Расточные резцы работают в более тяжелых условиях в сравне-
нии с наружными проходными, особенно при растачивании малых
отверстий. В этом случае режим резания значительно снижается
из-за опасности возникновения вибраций, в результате чего
инструмент недостаточно используется по стойкости. В условиях
малой жесткости системы при растачивании- необходимо особо
тщательно регулировать режим резания, чтобы обеспечить высо-
кую производительность. Для этого рекомендуется:
1)	избегать слишком малой глубины резания (должно быть
t > 0,3 мм), так как в этом случае велико относительное значе-
ние радиальной силы Ру, которая
способствует вибрациям СПИД;
2)	определять оптимальную
подачу s, ибо при весьма малой
подаче (s ‘С 0,05 мм/об) так же,
как и при слишком большой,
усиливается интенсивность вибра-
ций;
3)	уменьшать вылет скалки
или увеличивать ее диаметр; даже
незначительное изменение их раз-
меров существенно повышает
производительность;
4)	увеличивать угол в плане
Ф до 75—80°, но не доводить до
значений, близких к 90°. При
слишком малых углах ф<40°
растет относительное значение
Ру, а при ф > 80° затрудняется
отвод стружки, вследствие чего
повышается интенсивность вибра-
ций и снижается производитель-
ность;
5)	устанавливать резец выше линии центров на 1—1,5%
диаметра обрабатываемой детали, что также способствует умень-
шению вибраций и тем самым повышению скорости резания.
Положительного результата можно добиться и при установке
резца на уровне центров станка, если передняя грань резца распо-
лагается в нейтральной плоскости стержня резца. К этому сред-
ству прибегают расточники-новаторы. Например, на рис. 121, а
изображен резец Лакура, давший высокую производительность
при обработке разнообразных деталей. Оправдал себя и расточный
с квадратным сечением резец Семинского (рис. 121, б). Головка
резца повернута на 45° относительно опорной части так, чтобы
одна из диагоналей сечения расположилась в горизонтальной
плоскости. Для увеличения жесткости резца длина диагонали
может быть по размеру близкой диаметру растачиваемого отвер-
стия.
236

При практических расчетах режимов резания принято умень-
шать скорость резания при расточке на 10—15% сравнительно
с наружным точением и, следовательно, можно принять скорост-
ной коэффициент Ср = 0,85.
Хорошие результаты при
чистовой обработке больших
отверстий показали расточные
резцы с механическим крепле-
нием многокромочных пластин
Рис. 121. Расточные резцы Лакура и Семинского
(рис. 122). В державке 1 с помощью клина 2, винта 3 и штифта
5 пластинка 4 надежно закрепляется на твердосплавной подушке
6, способствующей большей стойкости инструмента.
Рис. 122. Расточной резец с поворотной многокро-
мочной пластиной
Подрезные резцы, обтачивающие торцевые плоскости, имеют
неудачную форму с точки зрения стойкости: мал угол при вершине.
Режущая кромка устанавливается обычно под углом 95° к линии
центров; другая (короткая кромка) сильно скошена, чтобы можно
было ближе подойти к центру. При наличии специального заднего
центра можно значительно усилить вершину резца и тем увели-
237

чить его стойкость. ЦНИИТмаш рекомендует геометрию подрез-
ных резцов, обеспечивающих определенное направление стружки,
при котором устраняется заклинивание ее между резцом и обра-
ботанной поверхностью (рис. 123). Это способствует повышению
стойкости резца й улучшению чистоты обработки.
Скорость резания при торцевом точении переменная, если
изделие вращается с постоянным числом оборотов. В этом случае
считают возможным работать со скоростями, близкими к приме-
няемым при наружном точении, учитывая, что получающиеся
в данном случае повышенные скорости кратковременны. Если
подрезка происходит с постоянной скоростью резания (при пере-
менном числе оборотов), сравнительный скоростной коэффициент
Рис. 123. Подрезной резец
принимается в среднем
Ср = 0,65.
В особо тяжелых услови-
ях работают отрезные резцы
для разрезки изделий или
прорезания в них узких
глубоких канавок. На
рис. 124 показаны современ-
ные конструкции прямого
отрезного резца с пластиной
твердого сплава. Ширина ре-
жущей’ кромки колеблется
обычно от 2 до 8 мм. Для укрепления режущей кромки вдоль
нее на задней грани под небольшим углом затачивается фаска,
боковые грани скашиваются внутрь, чтобы они не терлись
об обработанные поверхности. Режущая кромка устанавливается
точно на уровне линии центров и обычно параллельно ей. Во
избежание выкрашивания уголки резца закругляются или зата-
чиваются боковые фаски (рис. 124, а). Для предохранения по-
ломки резца в конце прорези (особенно при обработке полых тел)
иногда рекомендуется затачивать режущую кромку несколько
косо под небольшим углом (рис. 124, б). В этом случае резец
постепенно вступает в работу и постепенно выходит из прорези.
Правда, стойкость такого резца снижается, но он удобен при
обработке неустойчивых изделий. Хорошие результаты показал
отрезной резец Кузовкина (рис. 124, в), который при работе
с высокими скоростями резания (v = 300 м/мин) и подачами
(s = 0,1н-0,2 мм/об) обеспечивал хорошую чистоту обработанной
поверхности и удобный отвод стружки. При обработке стали
новатор Карасев успешно применял подобную .конструкцию
резца с передним углом у = 10н-15°.
Скорости резания при отрезке должны быть .на 45—50%
меньше сравнительно со скоростями при обтачивании в случае
обработки стали и чугуна, если эта скорость остается постоянной
(при переменном числе оборотов) по мере перемещения резца от
периферии к центру. Таким образом, можно принять условный
238

скоростной коэффициент для отрезных резцов Ср = 0,5<-0,6.
При отрезке, протекающей обычно в тяжелых условиях, особенно
рекомендуется обильное охлаждение резца.
Рис. 124. Отрезные резцы
Фасонные резцы, режущие кромки которых соответствуют
криволинейному контуру изделия, имеют особые условия работы.
Их часто изготовляют в виде дисковых или призматических,
укрепляемых в специальных державках. Как правило, такие
239

резцы снимают широкую стружку и потому испытывают значи-
тельные радиальные нагрузки Руу вызывающие вибрации в работе;
это заставляет работать с небольшими подачами (s = 0,024-
4-0,1 мм/об в зависимости от материала, размера, геометрии
Рис. 125. Тангенциальный резец (а) и стойкость тан-
генциального и радиального резцов_ (б)
изделия и резца). Усилению вибраций способствует еще то, что
у фасонных резцов угол резания часто равен 90° (у = 0°), а режу-
щую кромку располагают на уровне центров. Опыты показали,
что при установке дискового резца с углом у = 0° немного выше
центра удается увеличить его стойкость.
• При фасонном точении нередко применяются тангенциальные
резцы (рис. 125). Они устанавливаются на’необходимую глубину
240

резания и подаются по касательной к окружности обрабатыва-
емого изделия. Это обеспечивает большую точность обработки,
но имеет тот недостаток, что в процессе резания по мере подачи
резца непрерывно меняются углы резания: передний угол увели-
чивается от у х до у 2) а задний уменьшается от ai до а2 (рис. 125, а).
При одних и тех же условиях работы тангенциальные резцы
показывают большую стойкость в сравнении с радиальными.
Сказываются их повышенная жесткость, пониженные силы реза-
ния, более спокойные условия работы (рис. 125, б).
Рис. 126. Резьбовые резцы
Резьбовые резцы — один из видов фасонного инструмента.
Различают резцы для наружной и внутренней нарезок, а также
подготовительные и отделочные. Сообразно системе резьбы приме-
няют резцы для нарезок метрической, дюймовой, модульной,
газовой, трапецеидальной и т. д. На рис. 126, а показана кон-
струкция твердосплавного резца, применяемого на ЛМЗ. Головка
резца отогнута влево от стержня (при нарезании правой резьбы),
и вершина резца лежит в плоскости, проходящей по левой боко-
вой стороне стержня.
По заводским данным резьбу с шагом до 3 мм рекомендуется
нарезать одним резцом, а для резьбы с шагом свыше 3 мм — при-
менять сначала предварительный, а затем чистовой резец. Перед-
ний угол у =- 0-^5°, угол при вершине резца принимается на
0°30'—1°30' меньше угла нарезаемой резьбы вследствие неизбеж-
ного разбивания угла профиля в процессе резания. Следовательно,
при нарезании метрической резьбы с углом при вершине 60°
резец затачивается под углом 59°30'—58°30'. Угол должен быть
тем меньше, чем мягче обрабатываемый материал.
Для повышения производительности при нарезании резьбы
пользуются твердосплавными резцами повышенной жесткости,
дающими высокую производительность (рис. 126, б). Нарезание
241

резьбы в упор с большой скоростью необходимо начинать с ка-
навки, прорезанной в конце нарезки, закрепляя резец передней
гранью вниз, и давать выход резца наружу. Этот способ работы
предохраняет инструмент от поломки и улучшает отвод стружки.
Для обеспечения правильного профиля резьбы предварительное
прорезание резьбы выгодно производить резцами, имеющими
Рис. 127. Современные конструкции резьбонарезного ин-
струмента ВНИИ:
1 — державка; 2 — опорная пластина; 3 — режущая пластинка;
4 — прижим
угол резания, соответствующий обрабатываемому материалу,
а зачистку — резцами с передним углом у = 0°. Во всех случаях
нарезания резьбы рекомендуется обильное охлаждение эмульсией
или смесью льняного масла с керосином. На рис. 127 представ-
лена современная конструкция резьбонарезного инструмента с по-
воротной твердосплавной режущей пластинкой.
Обобщенная зависимость скорости резания
от различных факторов
Обобщенную формулу для расчета скорости резания от раз-
личных факторов иногда представляют в следующем виде:
__ С^СтСиСфС/гСрСр	,«
TmfyPv
где CVi Ст, Си, Сф, CF, Со, Ср — соответственно коэффициенты,
зависящие от обрабатываемого материала, периода стойкости
резца, материала инструмента, угла в плане, размера резца,
охлаждения, формы и конструкции резца.
Выражение [182] можно было бы дополнить еще рядом пара-
метров, например, жесткостью системы, отношением — и пр.
Формула (182) показательна, но справедлива только при
условии, что все факторы не зависят друг от друга. Однако в дей-
ствительности эта зависимость имеет место и к тому же довольно
сложна: не только коэффициенты, но степени при основных
параметрах Т, /, s также изменяются в зависимости от самих
параметров. Как было уже отмечено выше, в различных диапа-
242

зонах резания нарушается монотонный характер связей между
параметрами, что значительно усложняет расчеты режимов реза-
ния. Следовательно, формула (182) может быть использована
лишь для ориентировочных расчетов.
На практике скорость резания может измениться под влия-
нием факторов, которые не всегда могут быть учтены заранее.
К ним относятся такие явления, как вибрации, вызываемые недо-
статочной жесткостью системы СПИД. Колебания могут проис-
ходить в трех направлениях: вдоль вектора скорости резания;
в радиальном направлении; в направлении подачи. При колеба-
ниях уменьшаются коэффициент трения, силы резания, мощность,
поэтому на практике иногда искусственно накладывают высоко-
частотные колебания (20 000 Гц, А = 0,002 мм), чтобы умень-
шить износ и повысить стойкость инструмента. Однако чаще
получается обратный результат, так как при наложении ультра-
звуковых колебаний, особенно в направлении подачи, значительно
уменьшается кинематический задний угол а и трение по задней
грани инстумента резко увеличивается. Происходящие при виб-
рациях микроудары срывают защитные окисные пленки, что при-
водит к форсированию износа режущего инструмента.
Стойкость резца снижается при недостаточно тщательном
изготовлении, термической обработке и заточке его, а также
при неудачном отводе стружки при скоростном резании.
Обрабатываемые материалы одной и той же марки не всегда
стабильны по своим физико-механическим свойствам, как это
указывалось выше.
Формула (182) упрощается в случае работы проходным рез-
цом средних размеров с прямой режущей кромкой, с углом
в плане у = 45°, при стойкости Т = 60 мин без охлаждения.
Тогда Сф = 1, Со = 1, Ст = 1, Сп = 1 в уравнении (181) при-
обретает вид
ueo = -v% м/мин.	(183)
№
52.	УСЛОВИЯ НАИВЫГОДНЕЙШЕГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
СТАНКА И ИНСТРУМЕНТА
Для полного использования современных высокопроизводи-
тельных твердосплавных и особенно минералокерамических ин-
струментов требуется большая мощность станков. Она рассчи-
тывается по формуле
"“W*	(183а>
При расчете мощности двигателя станка в формулу вводится
значение к. п. д. в качестве постоянной величины т] = 0,75.
В действительности же к. п. д. может заметно отклониться от
243

станка 161Л при тонком точении с п
мощностью 8 кВт
своего среднего значения, особенно при скоростном резании,
так как его величина зависит от степени загрузки и скорости вра-
щения шпинделя станка. В подтверждение этого приводится
построенная на основании специального исследования кривая
изменения к. п. д. (рис. 128) токарно-винторезного станка 1А62
с числом оборотов шпинделя п = 11,5-^-1200 об/мин. Как видно,
к. п. д. достигает максимального значения только при полной
нагрузке станка и минимальном числе оборотов шпинделя; с уве-
личением числа оборотов к. п. д. снижается. Это важное обстоя-
тельство необходимо учитывать при весьма больших числах
оборотов шпинделя. Например, на полезную работу токарного
”	= 2400 об/мин затрачивалось
около 1 кВт, а на холос-
той ход —2 кВт.
Испытания специаль-
ного экспер иментального
станка, построенного в
США для обработки алю-
миния, показали, что на
холостое вращение шпин-
деля с подшипниками
скольжения при п =
= 10 000 об/мин затрачи-
валось 57 кВт (мощность
электродвигателя 80 кВт,
т.е. 71 %, и,следовательно,
к. п. д. снижался до т] = 0,29°, если пренебречь дополнительными
потерями при нагрузке). В таких случаях формула (183а) для
подсчета мощности привода непригодна; следует
формулой
пользоваться
" = + 75.6oT,36^=^W’	(184)
где Nx — мощность, необходимая для холостого хода станка,
в кВт; т)д — к. п. д., выражающий дополнительный расход энер-
гии на работу механизма станка при его нагрузке.
При работе крупных тяжелых станков столь высокая мощность
холостого хода А/х вызвана не только работой сил трения в меха-
низмах станка, но и расходом мощности на работу упругих дефор-
маций системы СПИД, неизбежных при вибрациях этой системы.
Очевидно, использование в станках привода с подшипниками
качения, сокращение цепи передаточных звеньев привода при
высоких скоростях шпинделя, тщательное уравновешивание си-
стемы обеспечивали бы значительное сокращение Nx.
Некоторые исследователи считают, что наивыгоднейшая обра-
ботка возможна лишь при полном одновременном использовании
мощности станка и стойкости резца. Однако нетрудно показать,
что для получения наивыгоднейшего режима резания этого пра-
244

вила можно не придерживаться. Так, при обработке детали диа-
метром D и глубиной резания t допустимая скорость резания
mImuh, для данного резца (при стойкости Т = 60 мин)
Cv _ nDn
1,(50"" АЛ ~ 1000 ’
откуда
jtDtXv
ИЛИ
ns = const s1 y'J.
(185)
Произведение ns определяет производительность резца и,
следовательно, уравнение (185) выражает производительность
резца в зависимости от подачи s. Для случая обработки стали
средней твердости (ав =
= 65 кгс/мм2) быстрорежу-
щим, твердосплавным и мине-
ралокерамическим резцами
при t = 3 мм и D = 200 мм
эта зависимость (рис. 129)
показана в системе логариф-
мических координат ns — s
в виде прямых с углами на-
клона, равными arctg (1—yv).
Для станка постоянной
мощности имеем
____ Pzv  Cptx?syvjtDn
™е ~ ‘6120	6,12.10е ’
откуда
,р = ^6,12.10е
Cp^PjtD
или
HS = const S Р. (186) Рис. 129. Диаграмма полного использова-
о	ния станка и инструмента при обработке
В ТОЙ же системе коорди- стали в зависимости от подачи
натнарис. 129 уравнение (186)
изображается прямой с углом наклона, равным arctg (1 — z/p). На
диаграмме нанесены четыре подобных прямых для станков с мощ-
ностью 2; 5; 10; 20 кВт. Производительность этих станков растет
с увеличением подачи при полном использовании как резца, так
и станка. Точки пересечения наклонных прямых для резца и
станка указывают значения подач, при которых одновременно
полностью используются мощность станка и стойкость резца.
Согласно рис. 129 быстрорежущий резец и станок мощностью 2 кВт
полностью загружаются при подаче 0,2 мм/об. Однако в случае
s >> 0,2 мм/об при полном использовании станка мощностью
245

2 кВт и в то же время при неполном использовании быстрорежу-
щего резца производительность получилась бы выше.
Это же относится к твердосплавному резцу Т15К6 и станку
мощностью 5 кВт или минералокерамическому резцу и станку
мощностью 10 кВт. В последнем случае одновременное полное
использование минералокерамического резца и станка мощ-
ностью 10 кВт возможно лишь при s 0,2 мм/об при прочих
постоянных условиях. С увеличением подачи свыше s = 0,2 мм/об
необходимо ориентироваться лишь на станок, так как резец будет
использован не полностью; для полного использования резца
потребовалась бы большая мощность. Можно значительно повы-
сить производительность,
работая с повышенной
подачей, например s
^0,6 мм/об, но при этом
потребовался бы весьма
мощный станок (20 кВт).
Таким образом, для
повышения производитель-
ности целесообразно рабо-
тать с возможно большими
подачами. Минимальная
стоимость получается так-
же при повышенных по-
дачах s и скоростях ре-
Скорость резания и, м/мин
Рис. 130. Изменение себестоимости операции
в зависимости от скорости резания подачи
зания у, соответствующих
экономической стойкости,
как это показано на
рис. 130. График пока-
зывает наименьшую стои-
мость обработки при резании с большими подачами и соот-
ветственно с меньшей скоростью резания. Однако при чрез-
мерно больших подачах учащаются выкрашивания или поломки
хрупких твердосплавных и минералокерамических резцов. Это
приводит к браку изделий и, следовательно, к удорожанию про-
дукции и одновременно к уменьшению производительности вслед-
ствие слишком частых настроек станка. Очевидно, оптимальные
значения s должны определяться условиями работы, т. е. требо-
ваниями к чистоте и точности обработки, прочностью режущей
кромки и ее формой, мощностью станка и жесткостью системы
СПИД.
Совместное полное использование станка и инструмента наи-
более эффективно только в частном случае при соответствующих
соотношениях мощности станка, стойкости инструмента и размера
среза. Ниже мы рассмотрим ряд приемов, применяемых для рас-
чета наивыгоднейшего режима резания.
246

53.	РАСЧЕТ НАИВЫГОДНЕЙШЕГО РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
Вариант, I. Задана деталь. Станок и инструмент можно выбрать. Задача
определения рационального режима резания упрощается, если можно выбрать
станок необходимой мощности (в соответствии с родом изделия) и если изделие
и его крепление на станке не ограничивают (по своей жесткости и прочности) раз-
мер снимаемой стружки. Для сокращения времени на обработку снимают весь
припуск за один проход (если он не чрезмерно велик), оставляя лишь небольшой
припуск на последующую чистовую обработку. Затем выбирают возможно боль-
шую подачу с учетом обрабатываемого материала, диаметра изделия и глу-
бины резания, пользуясь специальными таблицами.
Сила резания Pz и крутящий момент М определяются по формулам
р Г)
Рг = Cptx?syp кгс; М = 2 кгс • м;
скорость резания и, допускаемая резцом, и число оборотов п
мощность станка
Выбираем станок, имеющий нужные крутящий момент, число оборотов шпин-
деля и допускающий по прочности нагрузку Pz. Подобный режим работы может
быть получен и на другом станке, обладающем большей мощностью сравнительно
с расчетной, но тогда при полной загрузке резца станок будет недогружен, вслед-
ствие чего понизится коэффициент использования оборудования и, следовательно,
увеличится стоимость продукции.
Если имеется станок с меньшей мощностью, то для получения наибольшей
производительности необходимо изменить режим резания. В этом случае, зада-
ваясь определенными значениями крутящего момента М и чисел оборотов шпин-
деля п, находят наиболее выгодную комбинацию скорости резания и подачи, обес-
печивающую наименьшее время обработки и удовлетворяющую техническим тре-
бованиям, хотя при этом одновременно не будут полностью использованы станок
и инструмент.
Вариант II, Заданы: станок, инструмент, обрабатываемая деталь. В пас-
порте станка указаны значения крутящих моментов, чисел оборотов шпинделя
станка, подач и наибольшая сила резания Ртах, допускаемая прочностью меха-
низма продольной подачи станка.
При расчете режима резания целесообразно ориентироваться на параметры,
ограничивающие производительность станка, например прочность станка, жест-
кость системы СПИД, стойкость инструмента. Задача решается в такой последо-
вательности.
За один проход снимают весь припуск h= t.
Подача, допускаемая наиболее слабым звеном системы, равна
1
s = /-Pinax-Vp мм/об>
\ С/Р /
Работать необходимо с ближайшей наименьшей подачей, указанной на
станке.
Для работы с полученными расчетными глубиной резания t и подачей s тре-
буется крутящий момент согласно формуле
с/р/рР
2-1000
кгс-м.
247

Используем позицию станка с необходимым или ближайшим значением кру-
тящего момента М. При числе оборотов п, соответствующем данному крутящему
.	, ч ziDn
моменту, имеем скорость резания (в м/мин) v = -[-q-qq •
Полученную скорость резания для определенного резца проверяем по фор-
муле
у =	.
TmtXasUv '
Эта скорость резания допускается стойкостью резца. Если она окажется
меньшей сравнительно с расчетной, тогда выбирается ближайшее меньшее число
оборотов, соответствующее допустимой скорости резания. Очевидно, в последнем
случае станок будет не полностью использован по крутящему моменту.
54.	ЦИКЛОГРАММА ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
НАИВЫГОДНЕЙШЕГО РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
И ВЫБОРА СТАНКА
Закономерности резания и соответствующие им формулы можно
выразить в виде специальных номограмм, объединенных в одном
приборе. На рис. 131 представлен такой прибор — универсальная
циклограмма, построенная для определенного участка, цеха.
Она помогает выбрать для заданной операции наиболее подходя-
щий станок из числа станков, расположенных на участке, и решает
задачу рационального его использования.
Пользуясь прибором при обработке на токарных станках,
можно быстро определить следующее:
1)	наибольшую допускаемую подачу s (по требуемой чистоте
обработанной поверхности);
2)	размер среза, допускаемый прочностью наиболее слабого
звена системы СПИД, крутящим моментом станка или стойкостью
резца;
3)	силу резания Р2, крутящий момент М;
4)	скорость резания v и необходимое число оборотов обраба-
тываемой детали п\
5)	полезную мощность станка Ne, наиболее выгодную позицию
станка (7И, п) и самый станок из числа установленных в цехе.
Кроме того, указываются геометрия резца, рекомендуемая
при обработке различных металлов, а также время обработки
детали длиной 10 мм (в минутах).
Назначение отдельных частей прибора
Часть / выражает зависимость силы резания Pz от глубины
резания t и подачи s, построенную по формуле
Pz = Cp/s0’75 кгс.
Эта часть сделана подвижной; она перемещается вверх или
вниз до совпадения индекса с отметкой обрабатываемого материала.
Имеет две стороны: одну для применения быстрорежущих рез-
цов и другую для твердосплавных.
248

Рис. 131. Универсальная циклограмма
Крутящий момент, кгс-м	Подача $,мм/од
249

Крутящий момент , кгс -м___________________ Подача а, мм/об
1 15 2 3 4 5 6 8 Ю 15 20 30 4050е 70 100л 150 200 300 500 7001000 2000 3000
Число оборотов о 1 мин
2500
2000
1500
1200
1000
8оо
600
500
400
300
250
200
150
120
100
80
60
50
40
30
25
20
15 .
12
Ю
8
6
Рис. 131. Универсальная цик
250

5000-
Время обработки 10мм длины Т,мин	Скорость резания и,м/мин
2000-
1500-
1200-
1000-
800-
600-
500'
400-
500
200
150
120
100
80
60
50
40
50
Т 15 Кб для стали
В К8 для чугуна
Чугун НВ 220	, 2
стали-марг хр.-ник-мол. б6*115кгс/мм£
\чугун НВ 190; стали-инстр угл ,хр.ник Вольфрам
| Чугун НВ 160; стали; инстр. у гл. хр.-ник. 6 g=85 кгс/мм2
\~сталц.угп. ник.Ъв=85‘>инстр угл. хр;ник. мол, бв - 75кгс/мн*
| стали--у гл., ник. 6 g=75 кгс! мм*; артоматн. бд = 85
\сталц:угл., хр.-ник. б6 *60кгс/мм2 ; абтом 5д = 75 ~~
| стали у гл. 6S~55; хр.-мик бвк °0; абт 6g-60
] стали-у г л., ник.,хр- ник. бв=45
20
15
12
10
ш
0,1 0,15 0,2 0,5 0,4 0,60,81,0 1,5 2	5 4 5
0,06
Подача з, мм/об
Подачи при получистобом точении
Класс чистоты V4	V5
npur:0.5MMS'\ 0,45 | fO75~]	|а7Г|
^>,15° <pt’5° __________ y^5'_____
при Г=?ММ S>\0,60 \mm/o6 J-1 0.3Q |
^15'
IV
лограмма (продолжение)
251

В части II определяется величина крутящего момента М
(вкгс-м) в зависимости от силы резания Рг и диаметра обрабаты-
ваемой детали D по уравнению
Р D
М = 2-1000 кгс*м*
Часть III содержит графики изменения скорости резания
в зависимости от глубины резания и подачи по уравнению
Cv / 75 \i.5
для резца Т15К6 при обработке стали и чугуна. Для обдирки
рекомендуются резцы Т5КЮ с уменьшением скорости резания
на 30—35%. На обратной стороне этой части прибора построены
подобные графики для применения быстрорежущих резцов.
Это также подвижные графики: они перемещаются для совпадения
с индексом, соответствующим определенной группе обрабатыва-
емых материалов. Здесь же указываются рекомендуемые углы
резца и величины фасок, затачиваемых вдоль режущей кромки
на передней и задней гранях.
В части IV помещен график для определения времени обра-
ботки 10 мм длины при известных числе оборотов п и подаче s.
В нижней части приведены подачи при получистовом резании
в зависимости от класса чистоты, вспомогательного угла в плане
и радиуса закругления вершины резца.
В части V определяется число оборотов п .при известных
скорости резания v и диаметре обрабатываемой детали. Сверху
слева помещен график для нахождения нагрузки Ру, допускаемой
валом диаметром D при определенном отношении длины вала I
к диаметру D и при стреле прогиба f = 0 1 мм. Для другой вели-
чины прогиба f значения Ру изменяются пропорционально вели-
чине /. Графики построены по уравнениям f = при уста-
новке вала между центрами станка и f = при установке
1 yjZtCi J
вала в патроне и заднем центре. *
Часть VI циклограммы, построенная по уравнению
JLT _ М.1Т	Г)
Ne ~ 716,2-1,36 КВТ’
дает возможность определить эффективную мощность станка Ne
при известных значениях М и и. Здесь же нанесены в виде раз-
личных геометрических фигур позиции ряда токарных станков,
расположенных на рабочем участке. Несколько выше (справа)
приводится перечень установленных станков с их условными
знаками и некоторыми характеристиками, взятыми из паспортов
станков.
Пользование циклограммой. Это понятно из следующих примеров.
Пример 1. Обрабатывается нагрубо стальной вал (сгв = 70—80 кгс/мм2)
диаметром D = 150 мм, длиной I = 1000 мм и припуском на обработку h = 10 мм.
252'

Подобрать наивыгоднейший режим обработки и станок из числа имеющихся
в цехе (в циклограмме). Резец Т15К6.
Устанавливаем подвижные части / и /// так, чтобы стрелки, соответствующие
углеродистой стали сгв = 75 кгс/мм2, совпали с индексом. В части III отмечаем
рекомендуемые углы у = 10°, уф = —3°, а = 7°, аф = 5°, f — Q,7s (s — подача
в мм/об). При грубой обработке снимаем весь припуск за один проход, т. е. берем
глубину резания t = h = 10 мм. Задаемся подачей s = 1 мм/об. В части 1 следим
по горизонтали от 1 мм/об до пересечения с наклонной линией, соответствующей
t = 10 мм, и затем по вертикали вниз. Находим Р2 = 1900 кгс.
В таком же порядке в части III циклограммы находим скорость резания
v 90 м/мин: следим от s == 1 мм/об вверх до наклонной линии, соответствующей
t = 10 мм, и от точки пересечения влево к шкале для v м/мин. Далее в части Y
определяем число оборотов обрабатываемой детали п = 190 об/мин: следим от
v = 90 м/мин влево до пересечения с наклонной линией D = 150 мм,и затем вниз.
В части II находим крутящий момент 140 кге-м: следим от Р2 =
= 1900 кгс вниз до пересечения с наклонной линией D= 150 мм, и далее вправо.
В части VI выявляется полезная мощность Ne = 27 квт: следим по горизон-
тали от М — 140 кгс -м вправо и от п = 190 об/мин вниз. В точке пересечения про-
ходит наклонная линия с Ne = 27 квт.
При указанном выше режиме резания, т. е. при п=190 об/мин и подаче s =
= 1 мм/об, время обработки длины Z = 10 мм составит Т1о = 0,055 мин
(см. график в части IV циклограммы).
Но станок с помощью Ne = 27 квт отсутствует. Берем из числа имеющихся
станков наиболее подходящий: Т1623 с мощностью Ni= 14 квт. Воспользуемся
его крутящим моментом М = 170 кге-м и числом оборотов шпинделя п =
=65 об/мин. По величине М может быть допущена несколько большая подача
s = 1,15 мм/об; следим от М = 170 влево до пересечения с наклонной D = 150 мм,
и далее вверх до пересечения с наклонной t = 10 мм, а затем направо до пересече-
ния со шкалой для s. Резец Т15К6, работая с пониженной скоростью (п =
= 65 об/мин вместо п = 190 по первому варианту), очевидно, обладает запасом
стойкости. Теперь машинное время составит 0,12 мин.
Рассмотрим другой вариант работы в два прохода с глубиной резания t =
= 5 мм и подачей s = 1 мм/об. В этом случае имеем Р2 960 кгс (из части /),
М = 72 кгс -м (из части II). Выбираем тот же станок Т1623 и его позицию с М =
= 82 кге-м и п = 125 об/мин. Машинное время за два прохода составит Т10 =
= 0,08-2 = 0,16 мин. Следовательно, последний вариант менее выгоден в сравне-
нии с предыдущим. Анализ возможностей станка можно продолжить, задаваясь
его различными позициями.
Пример 2. Тот же вал имеет припуск на чистовую обработку hr= 1 мм. Тре-
буется обеспечить 5тй класс чистоты. Резец Т15К6 с радиусом закругления вер-
шины г = 1 мм и вспомогательным углом в плане срх = 20°.
В части VI циклограммы (прибора) указывается подача sx = 0,45 мм/об для
4-го класса чистоты при г = 0,5 мм, Ф1> 15° и подача s2 — 0,55 мм/об для 4-го
класса чистоты при г = 2 мм. В нашем примере (г = 1 мм) берем среднее значение
г + $2	0,45 + 0,55	_
s = 1	2 = ——у—— = 0,50 мм/об.
Соответствующие данные для обработанной поверхности 6-го класса состав-
ляют s" = 0,25 мм/об. Тогда для получения 5-го класса чистоты обработки полу-
чим
s' + s" 0,50+ 0,25 ЛОО
s = —-----=--------0,38 мм/об.
Берем s = 0,4 мм/об.
Теперь при t = 1 мм, s = 0,4 мм/об имеем Р2 = 100 кгс (из части /), М =
= 7,5 кге-м (из части II), v = 195 м/мин (из части III), п = 400 об/мин (из ча-
сти V). В части VI циклограммы находим подходящий станок 1Д62 с мощностью
Ne — 4,3 кВт и наиболее удобную позицию: п = 395 об/мин и М = 8,2 кге-м.

Глава X
СТРОГАНИЕ
55.	ОСОБЕННОСТИ СТРОГАНИЯ
Строгание производится на продольно-строгальных и поперечно-
строгальных станках и в сравнении с точением имеет ряд осо-
бенностей. Прежде всего необходимо отметить прямолинейность
относительного перемещения обрабатываемой детали и инстру-,
мента, с чем связаны преимущества и недостатки. К недостаткам
относится то, что резец работает лишь в одном направлении,
а на обратном ходу (холостом) он не режет, что приводит к значи-
тельным потерям времени.
Указанные обстоятельства делают невыгодным строгание
в крупносерийном и массовом производстве, где требуется высо-
кая производительность. Здесь оно успешно заменяется фрезе-
рованием, протягиванием, шлифованием. Но в индивидуальном
и мелкосерийном производстве строгание может быть более выгод-
ным сравнительно с другими технологическими процессами и
обеспечить высококачественную обработку. Это особенно спра-
ведливо при обработке длинных и нешироких деталей.
Подача производится в конце обратного хода, когда резец
не нагружен стружкой. Перерыв в работе резца во время холо-
стого хода способствует его охлаждению, и потому применение
охлаждающих жидкостей не столь необходимо, как при непрерыв-
ной работе токарного резца. К тому же скорости строгания,
как правило, значительно ниже, чем точения, и непостоянны
на станках с кулисно-кривошипным механизмом. Перемена хода
связана с ударами. Врезаясь в обрабатываемую деталь со зна-
чительной скоростью, строгальный резец испытывает удар дем
сильнее, чем тверже обрабатываемый материал, больше размер
снимаемой стружки и скорость резания. Это объясняется тем,
что при строгании работают с умеренными скоростями и применяют
более массивные резцы в сравнении с токарными.
56.	СТРОГАЛЬНЫЕ И ЗУБОСТРОГАЛЬНЫЕ РЕЗЦЫ
Прямые проходные резцы, простые в изготовлении, весьма
похожие на токарные, устанавливаются с малым вылетом резца*
При строгании чугуна и бронзы с успехом работают резцы с пла-
стинками твердого сплава, расположенными на передней или
254

задней поверхности резца. Они способны обрабатывать также
й сталь, но во избежание выкрашивания необходимо упрочнить
режущую кромку резца путем заточки вдоль нее узкой фаски
Рис. 132. Проходные изогнутые резцы для строгания
(^0,1 — 0,2 мм) по задней поверхности резца с углом аф = 0°
или значитеньно увеличить радиус закругления самой режущей
кромки (р 0,4 а, где а — толщина среза).
Как правило, все строгальные резцы имеют положительный
угол наклона режущей кромки X, чтобы увеличить сопротивление
255

вершины резца удару. В случае работы с большим вылетом реко-
мендуется пользоваться изогнутыми резцами.
Особые условия работы строгального резца вынуждают при-
давать ему своеобразную форму. На рис. 132, а изображен совре-
менный изогнутый резец со сменной многокромочной пластиной,
положение которой можно регулировать для различных условий
работы. Во избежание врезания в обработанную поверхность
его режущая кромка должна располагаться между средней пло-
скостью резца и плоскостью, проходящей через ось поворота
откидной головки.
При чистовой обработке большую производительность дает
широкий пружинящий резец (рис. 132, б), снимающий тонкую
стружку (/ = 0,02 ™ 1,0 мм) с большой подачей s — 0,3 4-
20 мм/дв. ход.
В последнее время для строгания корпусных чугунных деталей
рекомендуются поворотные дисковые резцы (рис. 133). При вари-
анте, показанном на рис. 133, а, передней поверхностью резца
является боковая коническая поверхность, при втором (лучшем)
варианте (рис. 133, б) работает плоскость. Привлекает внимание
многолезвийный самовращающийся строгальный резец, работа-
ющий по принципу деления толщины срезаемого слоя (рис. 134).
Кдержавке/бприваренкорпус2 под углами 45° и 0. В нем запрес-
сована ось валика 1 с упорным шарикоподшипником 3 и блоком
круглых резцов 7 с шайбами 6. Блок стянут .гайкой 9 и контршай-
бой 8. Текстолитовая втулка 4 запрессована в деталь 5. Масло
заполняет полость валика 1. Отсутствие вибраций и устойчивое
самовращение обеспечивалось при подачах s = 0,3-н3 мм/дв. ход.
Резцы долбежных станков подобны строгальным, но должны
быть прочнее, так как длина их, выступающая из суппорта,
велика (больше длины строгаемой поверхности). Поэтому при
долблении приходится снимать значительно меньшую стружку,
чем при строгании.
Зуборезный инструмент, работающий при строгании методом
копирования, имеет разнообразные формы и может быть отнесен
к категории фасонных строгальных резцов. Например, резец, изго-
товленный по форме впадины зубчатого колеса, может постепенно
строгать на колесе все впадины. Методом копирования работает
также зуборезная головка, имеющая столько фасонных резцов,
сколько содержится впадин в нарезаемом колесе (рис. 135).
С каждым движением нарезаемого колеса 1 взад и вперед все
резцы 3 головки 2 одновременно перемещаются в радиальном
направлении на величину подачи sp до тех пор, пока все впадины
колеса не будут нарезаны на полную глубину.
При обработке зубчатых колес методом обкатки режущий
инструмент изготовляется в виде шестерни или рейки, зубья
которых заточены по передней, задней и боковым граням, как
долбежные резцы. Часто такой резец представляет собой половину
зуба рейки. Инструментальное зубчатое колесо или рейка и наре-
256

заемое колесо совершают относительно друг друга такие же дви-
жения, как и пара колес или колесо и рейка при их зацеплении,
следовательно, происходит процесс обкатки. Фактически вра-
А
Рис. 133. Дисковый стро-
гальный резец с поворачи-
вающейся режущей кром-
кой
Рис. 134. Многолезвийный самовращающийся строгальный резец
щение нарезаемой заготовки вокруг своей оси представляет дви-
жение круговой подачи. Инструмент помимо движения обкатки
имеет еще возвратно-поступательное движение строгания.
9 А. М. Вульф
257

Круговая подача производится непрерывно, пока все зубья
на заготовке не окажутся нарезанными. Здесь нет необходимости
в специальном делительном механизме.
Круговая подача может быть периодической: совершаться во
время холостого хода инструмента или в конце холостого хода
при неподвижном инструменте; так происходит нарезание колеса
инструментальной рейкой. После того как нарезаны профиль
с одной стороны зуба или два профиля (по обеим сторонам зуба),
нарезаемое колесо должно повернуться вокруг своей оси на один
шаг специальным делительным механизмом исключительно для
подвода к резцу следующего зуба.
На рис. 136 показан резец для строгания зубьев конических
шестерен. Два таких одновременно работающих резца имеют
прямолинейные режущие кромки, образующие трапецию с накло-
ном боковых граней в 20°. В утолщенных частях резцов нарезаны
отверстия для крепления их в суппортах долбяков болтами.
Нарезание колес происходит следующим образом. По конической
заготовке колеса катится кинематически связанная с ней резцо-
вая головка с двумя резцами-зубьями, причем последние также
совершают возвратно-поступательное движение, выстрагивая
эвольвентный профиль зубьев у заготовки. С целью сохранения
резцов и получения большей точности при нарезании колес часто
применяется черновое строгание с припуском на сторону 0,1—1 мм
для окончательной отделки зуба.
На рис. 137 показана схема работы зубчатой рейки /, которая
двигается вверх и вниз. Во время холостого хода гребенки заготов-
ка 2 вращается и, кроме того, получает небольшое продольное
перемещение, равное дуге своего поворота, т. е. заготовка совер-
шает оба движения, необходимые для зацепления рейки и колеса:
за себя (вращение вокруг своей оси) и за рейку (поступательное
перемещение). Вследствие ограниченной длины гребенки заготовку
приходится периодически возвращать в первоначальное положе-
ние, что значительно снижает производительность инструмента.
Это заставляет редко прибегать к зуборезной рейке (гребенке),
хотя она конструктивно и проста и, если изготовлена тщательно,
может нарезать шестерни с большой точностью.
Значительно производительнее нарезание шестерен методом
обкатки с помощью режущего зубчатого колеса (дслбяка) по схеме,
показанной на рис. 138. Зуборезный долбяк представляет собой
многорезцовый инструмент с расположенными по окружности
профильными резцами в форме зубьев шестерни. Зубья долбяка
отличаются от зубьев обычной шестерни точностью размеров,
толщиной и высотой зубьев (для того, чтобы обеспечить боковые
и радиальные зазоры), наличием передних, задних и боковых
углов. У вершины зуба в направлении стрелки 1 переднйй угол
у = 5°, задний угол а = 6°, в то время как на боковых кромках
в направлении стрелок 2 и 3 эти углы значительно меньше. Это
объясняется тем, что вершина зуба снимает в процессе строгания
258

9*
259

Рис. 139. Конструкции зуборезных долбяков для нарезания колес
с прямым зубом
Рис. 140. Конструкции зубо-
резных долбяков для наре-
зания колес с винтовым
зубом

основную часть металла, а боковые кромки срезают незначитель-
ную стружку и производят отделку нарезаемого зуба.
По результатам исследований при обработке обычных кон-
струкционных материалов рекомендуется повышение переднего
угла до у = 15° и заднего до а 9°, что дает незначительное
отклонение профиля зуба от эвольвенты, но зато увеличивает
стойкость долбяков в три-четыре раза.
На рис. 139 показаны различные конструкции долбяков для
нарезания колес с прямым зубом. Сложнее конструкция долбяка
для нарезания колес с винтовым зубом (рис. 140). Для получе-
ния одинаковых углов резания с обеих сторон зуба передняя
грань его заточена нормально направлению винтового зуба и
наклонно от периферии к центру, благодаря чему на вершине
зубьев образуется передний угол у. Таким образом, долбяки
работают нормальным сечением своего зуба, что приводит к неко-
торому искажению эвольвентного профиля нарезаемого колеса.
Для устранения последнего долбяку придают плоский рабочий
торец, благодаря чему рабочий профиль располагается в торцевой
плоскости. Но в этом случае получаются неблагоприятные боко-
вые передние углы — положительный у{ и отрицательный (—у<Э
(рис. 141, а). Для облегчения резания передняя поверхность
долбяка подвергается специальной заточке (рис. 141, 6), при этом
одна сторона затачивается под тупым углом, а другая заостряется;
тем самым создаются одинаковые углы резания на обеих сторонах
зуба.
На рис. 141, в показан метод нарезания шевронного колеса
двумя косозубыми долбяками одновременно; одна ветвь шеврона
нарезается правоходовым долбяком /, а вторая — левоходовым 2.
Подобным образом шевронные колеса обрабатываются гребен-
ками.
57.	ПЛОЩАДЬ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ СРЕЗА
ПРИ СТРОГАНИИ
При строгании нормальными резцами размер среза определя-
ется по обычной формуле f = ts мм2, где t — глубина резания
в мм; s— подача в мм/об.
Сложнее расчет площади среза при фасонном строгании,
в частности при зубострогании. Ввиду сложности профиля инст-
румента сечение среза переменно по величине и форме, и потому
приходится рассчитывать среднюю площадь среза /ср, снимаемую
за каждый рабочий ход.
Для определения /ср будем исходить из объема снимаемой
в одну минуту стружки W, который для строгания определяется
по формуле
W = fcpV = см3/мин,
261

где п — число двойных ходов в минуту; b — длина строгания
в мм (длина зуба).
Отсюда
г _ w _ 1000 г
'СР““ V “	nb
(187)
Примем, что площадь зуба колеса приблизительно равна
площади впадины. Тогда объем материала, снятого при нарезании
колеса, представляет собой половину объема пустотелого цилиндра
с наружным и внутренним диаметрами и О2> соответственно
равными диаметрам окружности головок и окружности впадин
нарезаемого колеса. Высота этого цилиндра равна длине зуба
колеса Ь.
Объем стружки 1ГМ, снятой за время обработки колеса, будет
^Pj-P^b
*м 2-4-1000 СМ 
Время обработки колеса
qx __
sn ’
где t—шаг нарезаемого колеса в мм.
Истинное время процесса резания с учетом холостого хода
__ Т _ tz
Т— С ~ snC ’
где s— круговая, подача за один двойной ход дрлбяка в мм;
2 — число зубьев нарезаемого колеса; С — поправочный коэф-
фициент; С = 1 + -^2- (ур—скорость рабочего хода; ух— ско-
рость холостого хода).
Следовательно, объем стружки, снимаемый за 1 мин процесса
резания
Гм _ n(Di — Dt) bsnC
х	Zz2-41000
см3/мин.
На основании уравнения (187)
. _ 10001Г _ л(Р1 —Р.;)б5яС1000	2
с₽— nb ~	fenM-21000 ММ ’
_ (Pl-Pl)sC
ср
8mz
(188)
где m — модуль нарезаемого колеса в мм.
26?

После подстановки в уравнение (188) значений —
= т (z •+ 2) мм, D2 = т ( z — 2,4) получим
f = ^8.8, -1. Гб),С = тЛ Г , j 	\
или приближенно Д.р ==« l.lmsC;
при ур = vx, С = 2
/ср^ 2,2ms.	(189)
58.	СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ СТРОГАНИИ
Сила резания Рг при строгании, как и при точении, опреде-
ляется по формуле
Значения коэффициентов резания Ср одинаковы при строгании
и точении. При этом необходимо отметить, что в момент врезания
происходит подскок силы Р2. Разность Р2 — Р2 растет с увели-
чением скорости резания v, глубины резания t и подачи s. Так,
Р'
по данным Уральского политехнического института= 1,1 н-1,7.
При строгании, как показал опыт, сила удара в момент вре-
зания не изменяется от скорости так, как это принято в механике,
т. е. сила удара непропорциональна квадрату скорости (относи-
тельной скорости соударяющихся тел). Например, при 20-кратном
увеличении скорости строгания сила резания в момент первона-
чального контакта повышалась лишь в 1,7 раза. Последствия пере-
грузки могут быть ослаблены и даже ликвидированы с помощью
демпфирующих устройств, растягивающих процесс врезания
во времени.
Сложнее определение силы резания при строгании зубчатых
колес, так как здесь площадь среза -- величина переменная, а
потому и сила резания изменяется. Величину средней нагрузки
можно определить по формуле
Рг ср = pfcp^l,lpmsC,
где р — удельная сила резания в кгс/мм2.
Если принять, как и при точении, р = кгс/мм2,
s ’ -°75
ТО
Pzcp^l,lCpmsO.75^-C
или
Р2ср = Cp/ns0’75,	(190)
где Ср = 1,1 СРС.
263

Получаем выражение, аналогичное формуле Для точения
с той разницей, что здесь вместо глубины резания t фигурируют
модуль нарезаемого колеса т и коэффициент Ср > Ср.
Применяемая при зубонарезании обильная смазка значительно
снижает силу резания, и это необходимо учесть при практических
расчетах.	*
При подсчете мощности, необходимой для строгания, надо
помимо силы резания учесть также силу трения на направляющих
станка согласно формуле
F = p(^ + GH3A + GCT),	(191)
где F — сила трения на направляющих станка в кгс; ц — коэф-
фициент трения; Ру — радиальная сила в кгс; 0изд— вес обраба-
тываемой детали в кг; GCT— вес стола станка в кг.
Общая нагрузка, определяющая мощность при строгании,
Р = Р2 + Л
59.	СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА И СКОРОСТЬ
РЕЗАНИЯ ПРИ СТРОГАНИИ
Строгание — процесс прерывистого резания, при котором про-
исходят врезания и тем более частые, чем менее длина хода при
одной и той же скорости поступательного.движения. Соответст-
венно изменяются износ и стойкость строгальных резцов срав-
нительно с непрерывным резанием и особенно резко при работе
хрупкого твердосплавного инструмента.
На рис. 142 даны сравнительные графики удельного износа
быстрорежущих резцов (рис. 142, а) и твердосплавных Т5К10
(рис. 142, б) при точении и строгании. Удельный износ твердо-
сплавных резцов Т5КЮ значительно ниже по сравнению с быстро-
режущими Р18, но стойкости резцов при точении и строгании более
резко различаются для твердосплавного инструмента. Здесь
сказывается хрупкость твердого сплава, хотя и был использован
относительно прочный резец Т5К10. Прерывистое резание фор-
сирует износ инструмента и тем сильнее, чем меньше длина хода
Н и, следовательно, больше число врезаний в единицу времени.
Этим можно объяснить, что при эксплуатации твердосплавных
инструментов имеет место разрушение режущих кромок до нор-
мального затупления, например, 40—50% при точении, 60—70%
при фрезеровании, а при строгании стальных деталей даже 80—
90% [49].
Зависимость Т — v имеет тот же характер, что и при точении,
Ui / \fn
т. е. выражается уравнением у- = \jjr-) *
На показатель степени влияют те же факторы, что и при точе-
нии, и, в частности, принятый критерий затупления. Чем больше
степень затупления, тем значение m ниже. Для дорогостоящего
зуборезного инструмента критерием затупления считается легкий
264

завал режущих кромок (или износ по задней поверхности инстру-
мента h3 0,2н-0,4 мм); поэтому здесь показатель относительной
стойкости колеблется в пределах т = Значение т зависит
также и от длины хода: с увеличением длины хода абсолютная
скорость резания и показатель т возрастают, так как число
ударов при врезании в единицу времени уменьшается, и тем улуч-
шаются условия работы.
Рис. 142. Износ резцов при строгании быстрорежущим (а) и твердосплав
ным резцом (б):
1 — при строгании; 2 — при точении
Для зуборезных инструментов принята норма стойкости
Т = 180 мин при работе с обильным охлаждением, хотя на прак-
тике она равна иногда продолжительности рабочей смены (7 ч).
Для подсчета скорости резания при строгании (стойкость резца
равна 60 мин) можно воспользоваться обычной формулой
Cv ,
V60 = ттг м/мин,
ivsyv
причем значения постоянных Cv должны быть ниже на 20—40%
сравнительно с этими постоянными при точении. Скорость реза-
ния снижается тем в большей степени, чем короче длина хода Н
(например, при Н = 500 мм снижается скорость на 20%, при Н =
= 100 мм — на 40%).
Скорость резания зуборезными долбяками из стали Р18 на
черновых проходах:
265

при обработке стали
уср = jio.2^0,3^0,5 -м/мии;	(192)
при обработке чугуна	
Су	. ^ср — ^0,2^0,15^,25 м/мин-	(193)
На чистовых проходах для всех металлов
уср — ^,0,3 •
Значения Cv даны ниже для условий: критерий затупления
при обдирке 1г3 = 1 мм и при отделке h3 = 0,1 мм и обильное
охлаждение сульфофрезолом Р или 15-процентной эмульсией
с примесью 4% животных жиров.
• Характер операций	Обрабатываемый материал			
	сталь 45	сталь 40Х	сталь 12ХНЗ	чугун НВ90
Черновой проход	49	47	41	54
Чистовой »	166	158	138	152
Средняя скорость резания при работе на станках с кулисно-
кривошипным механизмом вычисляется по формуле
Я Ян 360	.	/тех
= = м/мин> (195)
где // — длина хода в мм; п — число двойных ходов в минуту;
а — угол поворота кривошипа (кулисной шестерни) в град, за
время рабочего хода; тр х— время рабочего хода в минутах.

Глава XI
ПРОТЯГИВАНИЕ
60.	ГЕОМЕТРИЯ И КОНСТРУКЦИИ ПРОТЯЖЕК
Обработка протяжками широко распространена в серийном и
массовом производстве; она заменяет фасонное строгание, фрезе-
рование и частично развертывание. Процесс протягивания отли-
чается большой производительностью (8—10-кратной по сравнению
‘с фрезерованием) и точностью работы (2—3-й класс).
Протяжка представляет собой многорезцовый инструмент
в виде штанги, снабженной большим числом поперечных зубьев
с постепенно увеличивающимися поперечными размерами (рис. 143).
Профили и размеры зубьев постепенно изменяются таким образом,
что первый зуб протяжки имеет первоначальное очертание обра-
батываемой поверхности изделия, а последний соответствует
форме и размерам готовой поверхности.
На рис. 143 показана схема работы протяжки и прошивки.
Как видим, первая работает на растяжение (рис. 143, а), вторая —
на сжатие (рис. 143, б). Работа протяжки может быть уподоблена
работе ряда строгальных резцов, смещенных относительно друг
друга на небольшую величину (а = 0,01 ч-0,02 мм для чистовых
зубьев и 0,05ч-0,4 мм — для черновых зубьев), которая назы-
вается подъемом и определяет толщину снимаемого каждым зубом
слоя металла (среза а). На рис. 143, в — е изображен ряд протяжек
токарного типа (рото-броч). Рабочее движение этих протяжек
(или изделия) не прямолинейное поступательное, а вращательное.
При этом изделие и протяжка перемещаются в противоположных
(встречных) направлениях; подобные инструменты применяются
для наружного и внутреннего протягивания.
Различают следующие основные части протяжки (рис. 143, а):
хвостовик 1 для крепления протяжки в специальном патроне
ползуна станка; шейка 2, переходный конус 3 и направляющая
часть 4, на которую насаживается изделие перед протягиванием;
шейка является своеобразным калибром, предупреждающим во
избежание перегрузки зубьев протягивание маломерных отверстий;
режущая часть 5, непосредственно снимающая стружку (с черно-
выми и чистовыми зубьями); калибрующая часть 6 для оконча-
тельной отделки, калибровки обрабатываемого изделия; концевая
часть 7, являющаяся направляющей при выходе протяжки из
267

л
Рис. 143. Инструмент для протягивания отверстий: а — протяжка; б — прошивка;
в, г, д, е — протяжки токарного типа.
/ш — длина шейки; /п — длина переходного конуса; /ПеН— тоже передней направляю-
щей части; — то же режущей части; — то же калибрующей части; /3 н — то же зад-
ней направляющей части; — то же концевой части; ^Х) dn н< d3 н —диаметры соот-
ветствующих частей; L — общая длина протяжки

отверстия и опорой для люнетов при использовании весьма длин-
ных протяжек.
Геометрия зубьев протяжки подобна геометрии нормальных
резцов (рис. 144). Здесь также имеются передний у и задний а
углы, различные по величине для разных металлов (табл. 21).
Задний угол а берется большим для рабочих зубьев и меньшим
для калибрующих. Чем больше угол а, тем меньше фаска износа
зубьев, но тем больше изменяются поперечные размеры протяжки
после переточки. На протяжках для наружного протягивания,
Рис. 144. Геометрия зубьев протяжки
где возможно регулирование положения инструмента, целесооб-
разно увеличение заднего угла до значений а 15°.
Передние углы у, указанные в табл. 21, рекомендуются для
зубьев протяжек, снимающих сравнительно толстую стружку
(а 0,03 мм), так как при больших углах у снижается сила реза-
ния и улучшается обработанная поверхность. При срезании очень
тонких слоев (а 0,03 мм) на режущих и калибрующих зубьях
передний угол уменьшается до значений у = 04-5°.
Угол наклона X = 0 для обычных протяжек. Для плавного
врезания часть зубьев наружных протяжек иногда имеет % = Юн-
-ь30°. Такие значения % рекомендуются также в случаях, когда
протягиваются прерывитые поверхности.
Для лучшего отвода стружки дно впадины делается с большим
закруглением (г = 1-ь7 мм в зависимости от размера протяжки).
В этих же целях рекомендуется тщательное шлифование, или, еще
лучше, полирование поверхности зубьев. Зубья протяжки зата-
чиваются по передней поверхности, что позволяет при малом угле
269

Таблица 21
Значения передних у и задних углов а (в град) для протяжки
Обрабатываемый материал	Перед- ний угол V	Задний угол а	Обрабатываемый материал	Перед- ний угол V	Задний угол а
Сталь мягкая	15-18	2—3,5	Чугун мягкий	7—10	2—3,5
Сталь средней твердости	12—15	2—3,5	» средний » твердый	4—7 1—4	2—3,5 2—3,5
Сталь твердая Мягкие сплавы и красная медь	10—12 15—20	2—3,5 1—0,5	Латунь и брон- за	5—10	2—3,5
заточки а меньше искажать поперечные размеры протяжки.
Зубья калибрующей части отличаются от режущих зубьев тем,
что вдоль режущих кромок имеются фаски (ленточки переменной
ширины от 0,2 мм у первого калибрующего зуба до 1 — 1,2 мм
у последнего). Эти ленточки необходимы для повышения стой-
кости калибрующих зубьев и качества обработанной поверхности.
У протяжек так называемого переменного резания отсутствуют
цилиндрические фаски на калибрующих зубьях (см. рис. 146).
Размер шага t устанавливается в зависимости от длины обра-
батываемого отверстия I по эмпирической формуле t = 1,75]//,
при этом наименьшая величина t принимается равной 3—4 мм.
Если длина обрабатываемого отверстия меньше указанной величины
шага, то прошивают одновременно вместе несколько тонких изделий
с таким расчетом, чтобы их общая толщина не была меньше дву-
кратного шага /. Иногда шаги зубьев делают неравномерными
с разницей по величине от 0,1 до 0,5 мм, периодически повторяя
неравномерность через каждые несколько зубьев по всей длине
протяжки (см. рис. 146). Это способствует получению более чистой
обработанной поверхности. Высота зубьев Л, ширина наклонной
части зуба g выбираются таким расчетов, чтобы h (0,354-0,5) t
и g 0,3/.
Общая длина протяжки определяется с учетом максимальной
длины хода протяжного станка (она редко превышает 1—1,5 м)
и трудности обработки очень длинной протяжки, и особенно
закалки, при которой возможно значительное коробление инстру-
мента. Поэтому наибольшая длина протяжки L обычно не пре-
восходит 1000 мм; только в исключительных случаях она состав-
ляет до 2000 мм. Когда изделие невозможно обработать одной
протяжкой, пользуются комплектом протяжек или прошивок,
прогоняемых последовательно одна за другой; этот метод работы
невыгоден, но неизбежен, если по расчету инструмент получается
слишком длинным.
270

В зависимости от формы обрабатываемой поверхности раз-
личаются протяжки: цилиндрические для обработки круглых
отверстий и граненые (квадратные, шестигранные и т. д.), шли-
цевые, шпоночные, наружные плоские, наружные фасонные\
Помимо режущих применяют выглаживающие протяжки,
которые не режут металл, а выравнивают и уплотняют его; в резуль-
тате получается весьма гладкая поверхность с уплотненным слоем,
приобретающим высокую износостойкость. Зубья выглаживающих
протяжек (см. рис. 144, а) не имеют углов резания и тем отлича-
ются от зубьев нормальной протяжки. Иногда такие зубья делают
на калибрующей части режущей протяжки.
Для выпрямления деформированных при цементации изделий
со шлицевыми отверстиями применяют специальные калибрующие
протяжки/ Они работают после обычной протяжки и срезают
только те части обрабатываемой поверхности изделия, которые
выступают за его нормальный профиль.
Различаются следующие методы работы протяжек: профильный
(рис. 145, а); генераторный (рис. 145, 6); прогрессивно-групповой
(рис. 145, в).
При профильном способе все режущие зубья протяжки снимают
припуск, но не участвуют в построении окончательной поверхности,
кроме последнего зуба, придающего ей окончательную форму
(рис. 145, а).
В случае генераторного способа каждый режущий зуб протяжки,
срезая припуск, одновременно участвует в построении обработанной
поверхности (рис. 145, б).
При снятии относительно больших припусков прибегают
к смешанному (групповому) методу, когда все зубья распределяют
по группам, по два —три зуба в каждой, и снимают слой металла
не по всей ширине сразу, а частями (рис. 145, в), т. е. допускается
чередование зубьев поперечного подъема (по глубине) с зубьями
продольного подъема (по ширине). Группа из трех зубьев срезает
металл при постоянной толщине среза а шириной Ьг (1-й зуб),
Z?2 + ^2 (2-й зуб), /?з+Ь3(3-й зуб). Следующая группа зубьев
имеет подъем на 0,2—0,3 мм и, следовательно, срезает толстые
стружки, в результате чего уменьшается удельная сила резания,
повышается стойкость инструмента и уменьшается его длина.
На рис. 146 представлена круглая протяжка переменного
резания [61 ], срезающая припуск зубьями, расположенными
по два в секциях-группах (в общем случае могут быть трех-, четы-
рех-, и пятизубные секции).
Диаметры зубьев, входящих в одну секцию, не равны между
собой, как у прогрессивных протяжек; здесь диаметр последнего
1 В последнее время успешно применяют зуборезные протяжки для обработки
зубчатых колес из чугуна. Они имеют форму полого цилиндра с внутренними це-
лыми зубьями и отличаются высокой производительностью: колесо с числом
зубьев z = 87 обрабатывали за 15 с.
?71

зуба со сплошной режущей кромкой несколько меньше диаметра
предыдущего зуба со стружкоделительными канавками. Это дела-
ется для того, чтобы избежать среза широкой стружки с ребрами
жесткости — выступами, получающимися при работе предыдущих
зубьев с выточками. Спинки зубьев выполнены по дуге окруж-
ности, стружечные канавки — двухрадиусные, что способствует
отводу стружки. Чистовые и калибрующие зубья имеют перемен-
ный шаг, что улучшает поверхность (устраняет волнистость).
Калибрующие зубья не имеют цилиндрических ленточек, снижа-
Рис. 145. Схемы резания при протягивании
ющих стойкость. Для сохранения размера протяжки калибрующие
зубья затачиваются не одновременно, а поочередно. Все участки
режущих кромок, как главные, так и вспомогательные, имеют зад-
ние углы.
На рис. 147, а показана схема протягивания зубьев наружного
зацепления. Заготовка зубчатого колеса перемещается вертикаль-
но снизу вверх внутри втулки, в пазах которой закреплены не-
сколько протяжек с фасонной режущей частью, соответствующей
профилю впадины зубчатого колеса. При нарезании колес с винто-
выми зубьями заготовка наряду с продольным перемещением
поворачивается со скоростью, соответствующей углу наклона зубьев
(рис. 147, б).
т

7 7
Поперечный профиль зубьев 1-10
ЩЗ
Рис. 146. Протяжка переменного резания
На нечетных зубьях от первого до девятого и на каждом зубе рт одиннадцатого до двадцать четвертого делают
по шесть выкружек для разделения стружки, расположенных в шахматном порядке друг относительно
Друга.

а)	б)
Рис. 147. Схема протягивания зубьев наружного зацепления.
о)
Рис. 148, Протяжка для обработки шлицев в упрочненных деталях

В последнее время разрабатываются сборные протяжки для
обработки шлицевых отверстий в упрочненных деталях (рис. 148,
а). Режущие элементы протяжек в виде колец из пластифицирован-
ных твердых сплавов (рис. 148, б) насаживаются на оправку
и фиксируются по шпоночному пазу или по торцевому замку.
Для обеспечения лучшей чистоты поверхности наибольшую
часть припуска снимают первые два-три зуба, а последующие
зубья отделывают наружные и боковые поверхности (рис. 148, в).
61.	СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Силы протягивания могут быть весьма значительными; по их
величинам производится расчет протяжки на прочность и опре-
деляется потребная мощность станка. При протягивании рас-
сматриваются две составляющие силы резания — Рг в направле-
нии главного рабочего движения й Ру нормально последнему.
Обе силы Рг и Ру зависят от обрабатываемого материала, толщины
среза а, длины периметра резания Ь, количества стружкораздели-
тельных канавок на одном зубе k и углов переднего у и заднего а.
Таблица 22
Значения постоянных —С7 (по данным Г. И. Грановского)
Обрабатываемый материал	Ci	Сг		с3		с4
Сталь 20	115	0,060		0,20		0,12
»	35	160	0,080		0,24		0,13
» ОХМ	190	0,106		0,28		0,14
»	45	220	0,108		0,32		0,14
»	40 X	230	0,117		0,34		0,14
» ОХНЗМ	250	0,125		0,37		0,14
»	20Х	265	0,137		0,40		0,15
»	20Х, 40Х улучшенная	300	0,158		0,46		0,16
Чугун НВ 160—180	140	0	1	0,25		0,13
» НВ 180—220	170	0	1	0,30		0,14
Обрабатываемый материал	с»		св		С,	
Сталь 20	55		0,018			0,045
»	35	125	*	0,053			0,090
45	215		0,081			0,117
275

Они определяются по формулам
Рг = 1,15 5 b (С^0’85 + C2k ~ С3у - С4а);	(196)
Ру = 1,15 S b (С2а^ - СбТ - С7а).	(197)
Коэффициент 1,15 принято учетом затупления по задней поверх-
ности зуба протяжки h3 0,4 мм, когда силы резания увеличи-
ваются примерно на 15%. Значения постоянных CY — С7 даны
в табл. 22.
Было бы проще силы резания при протягивании определять
по формуле
= pbazmax,	(198)
где р — удельная сила резания в кгс/мм2; определяется опытным
путем; b — ширина среза у одного зуба в мм; а — толщина среза
в мм; zmax— максимальное число одновременно работающих зубьев.
62.	СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА
И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Протяжки — дорогой инструмент; период стойкости его дово-
дят до значений Т = 2 — 8 ч в зависимости от конструкции
инструмента, обрабатываемого материала и скорости резания.
Известная зависимость Т — v для протяжки выражается обычной
формулой Т = где 1,2-^2.
Протяжные станки, как правило, имеют ограниченные ско-
рости — 3—8 м/мин; только современные станки, работающие
твердосплавными протяжками, обладаютзначительно повышенными
скоростями — 20—90 м/мин, необходимыми для полного исполь-
зования высокопроизводительного инструмента. Протяжки из
быстрорежущей стали для плоскостей до полного их использования
обрабатывали 30 000—40 000 стальных деталей, в то время как
такие же протяжки с твердосплавными ножами имели стойкость,
выраженную десятикратным числом деталей. При протягивании
отверстий условия работы более тяжелые и потому стойкость
инструмента значительно ниже.
Скорость резания рассчитывают по формуле
где С, tn, у — постоянные, зависящие от обрабатываемого мате-
риала инструмента (табл. 23); Т — стойкость протяжки в мин;
а — толщина среза в мм.
276

Значения С, т, yv
Таблица 23
Обрабатываемый материал		Круглые протяжки			Шлицевые протяжки		
		С	пг	Uv	С	m	Уи
Сталь 45, НВ 160—180		12	0,62	0,62	11	0,60	0,75
»	40Х, 20Х, 12ХНЗ		11	0,62	0,62	10	0,60	0,75
»	45, НВ 220—260 »	40Х, НВ 200—230 » 20Х, НВ 180—220 » 12ХНЗ, НВ 180—220		8	0,62	0,62	7—3	0,60	0,75
Чугун НВ 160—180		10	0,50	0,60	12,5	0,50	0,60
» НВ 190—220		8,2	0,50	0,60	10,5	0,50	0,60
Необходимо отметить условность расчета скорости резания
по формуле (199), поскольку монотонная зависимость Т — v и
Т — s нарушается в широком диапазоне значений v и s.
Мощность, необходимая для протягивания, рассчитывается
по формуле
квт-	(200)

Глава XII
СВЕРЛЕНИЕ
Сверление — один из старейших и весьма распространенных
методов обработки отверстий, хотя современное винтовое сверло
появилось лишь в начале XIX в. На заводах массового производ-
ства сверлильные станки составляют 20—25% общего станочного
парка. Формы и конструкции современного инструмента для обра-
ботки отверстий достигли значительного развития в связи с много-
численными технологическими задачами различных отраслей
машиностроения. И все же наиболее широко применяются винто-
вые сверла, представляющие довольно сложный инструмент,
работающий в более тяжелых условиях сравнительно с резцом
с точки зрения образования и отвода стружки, силовых и темпера-
турных напряжений, удобства наблюдения за работой режущих
кромок.
Ниже рассмотрены типичные конструкции сверл, геометрия
и приемы усовершенствования их. При определении углов сверла
будем исходить из положения, что любой режущий инструмент,
сколь бы сложной формы он ни был, является комплексом некото-
рого количества элементарных резцов, например сверло пред-
ставляет собой комплекс из двух резцов.
63.	ГЕОМЕТРИЯ И КОНСТРУКЦИИ СВЕРЛ
Перовое сверло представляет наиболее старую и простую форму
инструмента, применяемую, однако, и в настоящее время ввиду
легкости изготовления и дешевизны. На рис. 149, а дана конструк-
ция рабочей части первого сверла.
Здесь ab, a'b'— главные режущие кромки сверла; ЪЪГ— попереч-
ная кромка — прямая пересечения двух задних поверхностей;
при правильной заточке составляет с режущими кромками угол
ф = 60°; 2ф — угол при вершине между главными режущими
кромками. Угол ср аналогичен углу в плане простого резца;
s — s — основная плоскость — плоскость симметрии.
В разрезе главной секущей плоскостью АА, перпендикулярной
проекции режущей кромки на основную плоскость, имеем: W —
прямая, перпендикулярная S — S; Т — след плоскости резания —
прямая, касательная к обрабатываемой поверхности в точке С;
NN — плоскости, нормальной к плоскости резания; у —
передний угол сверла как геометрического тела; ур — передний
278

угол в процессе резания. Оба угла у и ур имеют отрицательные
величины, так как сверло для большей прочности отковано с утол-
щением посередине и к тому же режущие кромки расположены
выше осевой плоскости; а — задний угол сверла как геометри-
ческого тела; ар — задний угол сверла в процессе резания.
Угол а рекомендуется давать не более 5—6°, иначе сильно
увеличивается ар, а тогда сверло легко* «заедает» и оно ломается.
Поперечную кромку ЪЪ' с углом наклона ф, размер которой
зависит от толщины сверла, стремятся укоротить, так как она
Рис. 149. Перовое сверло
не режет, а выдавливает обрабатываемый материал, в результате
чего увеличивается сопротивление резанию.
Достоинства перовых сверл: простота конструкции, легкость
изготовления, стойкость при обработке специальных, очень
вязких сталей. Недостатки: быстрая потеря размера с износом
инструмента, плохой отвод стружки и неустойчивое направление
сверла, отчего просверливаемые отверстия уводятся в сторону
и получаются с неровными стенками и неточными по диаметру.
В конструкции перового сверла (см. рис. 149, б) эти недостатки
уменьшены. Боковые параллельные ребра лучше направляют
сверло в отверстии, причем специальная выточка на передней
поверхности вдоль режущих кромок дает возможность уменьшить
угол резания до 60—70° и тем облегчить работу сверла. Во избе-
жание заедания сверла в просверливаемом отверстии рекоменду-
ется заточить боковые ребра сверла слегка на конус так, чтобы
279

диаметр d' был меньше диаметра d примерно на 0,05—0,1 мм. Для
облегчения отвода стружки кромки при больших диаметрах
сверла (d >> 25 мм) снабжаются канавками, которые дают воз-
можность снимать стружку не сразу по всей длине режущей кромки,
а частями, и тем уменьшать сопротивление резанию.
Но для всех этих сверл характерны весьма существенные
недостатки, заключающиеся, главным образом, в их малой про-
изводительности, недостаточной точности работы, необходимости
частых перековок и т. д. Поэтому в машиностроении применяются
Рис. 150. Вин-
товое (спираль-
ное) сверло
преимущественно винтовые сверла, более слож-
ные по форме и дорогие, но работающие зна-
чительно производительнее и точнее по сравне-
нию с перовыми.
Винтовое (спиральное) сверло изго-
товляется обычно из круглых прутков инстру-
ментальной стали фрезерованием двух винтовых
канавок специального профиля, расположенных
по окружности под углом 180° относительно
друг друга. Все чаще применяются и другие
способы изготовления сверл, например, путем
проката или ковкой в специальных штампах.
В закаленных заготовках вышлифовывают винто-
вые канавки абразивными инструментами. Рабо-
чая часть сверла кончается конусом с углом при
вершине 2ф = 90-т-130° (чаще2ср = 120°), а другая
часть сверла — хвостовик — представляет собой
цилиндр для малых сверл или пологий конус
(конус Морзе) для зажима в патроне (рис. 150).
Для уменьшения трения сверла о стенки
отвёрстия дополнительно обрабатывается цилин-
дрическая поверхность сверла на небольшой
глубине таким образом, чтобы на ней осталась
только узкая ленточка — фаска /, для направле-
ния сверла в отверстии. Для устранения трения
о дно отверстия рабочий конус сверла подвергается специаль-
ной заточке, обеспечивающей получение задних углов а, изме-
ряемых между задней поверхностью сверла и плоскостью, пер-
пендикулярной оси сверла. Углы а делаются различными на
всем протяжении режущей кромки (рис. 151), что диктуется
условиями работы сверла.
Задний угол ар в процессе резания определяется как угол
между задней поверхностью инструмента и плоскостью резания,
совпадающей с направлением относительного движения режущей
кромки. У сверла направление скорости относительного движения
представляет касательную к винтовой линии, описываемой дан-
ной точкой режущей кромки, причем шаг этой линии равен подаче s,
т. е. величине перемещения сверла вдоль оси за время одного
оборота. Диаметры винтовых линий dx и dv описываемых раз-
280

Личными точками режущей кромки (/ и 2), уменьшаются с прибли-
жением к центру сверла. При подаче s = const пути этих точек
весьма различны (рис. 151, а); они будут более крутыми по мере
приближения к оси сверла и, следовательно, значения задних
Рис. 151. Задние углы у винтового сверла
углов ai у сверла как геометрического тела должны быть перемен-
ные, так как ар1 = aL—r]z; ap2 = az—т]2 и потому желательно
иметь а2> av Однако углы т] наклона траектории режущей кромки
сверла могут быть заметными по величине и поэтому могут влиять
на размер действительного заднего угла лишь при достаточно
малом отношении 1Г — и большом отношении подачи s к диа-
метру сверла d (рис. 151, б).
281

При малых задних углах сверла как геометрического тела
угол ар в процессе резания на участках вблизи оси сверла может
получиться отрицательным, что вызовет сильное трение сверла
и усиленный износ поперечной режущей кромки. Практически
это имеет место у сверла с подточенными перемычками, когда
режущая кромка приближается к оси сверла и тем самым в про-
цессе резания уменьшается задний угол. В этом случае износ
особенно вероятен при сверлении вязких сталей, склонных к упру-
Рис. 153. К расчету задних углов
сверла, заточенного по Вашбурну
Рис. 152. Схема заточки сверла по
Вашбурну
тому последействию. Во избежание подобного явления часто зата-
чивают сверла таким образом, чтобы задние углы сверла в стати-
ческом состоянии увеличивались по мере приближения к оси
сверла (например, по системе Вашбурна).
На рис. 152 показана схема заточки сверла по Вашбурну.
Сверло свободно устанавливается на наклонной подставке с v-об-
разной опорой. В процессе заточки подставка с опорой поворачи-
вается от руки вокруг оси OiOj, совпадающей с осью конуса
заточки с углом 2сг, расположенной под углом 45° к оси сверла,
причем вершина конуса заточки выше вершины конуса сверла.
Здесь задняя поверхность сверла образуется как часть боковой
поверхности конуса заточки. Ниже дается вывод формулы для
расчета величины заднего угла а в зависимости от различных
параметров заточки.
282

На рис. 153 изображено сечение сверла и конуса заточки плос-
костью, нормальной главной режущей кромке. В сечении имеем
эллипс, уравнение которого
X2 . у2 _ 1
а2’ "Г’ Ь2
(201)
Большая ось эллипса 2а является проекцией оси конуса заточки
Ох—Ov Кривая эллипса представляет собой след задней поверх-
ности сверла. Точка R — проекция режущей кромки АВ сверла;
она удалена от оси сверла 00 на величину, равную половине
толщины перемычки-у-; k— расстояние между осями сверла О—О
и конуса заточки Ofi^k — Со + -ttJ; а— задний угол (угол
между касательной к следу задней поверхности в данной точке
режущей кромки и касательной в той же точке к окружности
ее вращения вокруг оси сверла).
На рис. 153 tg р
Из уравнения (201)
(202)
ydy — xdx;	. v J а2	’ dx	а2 у	
Из	уравнения (202)
	х=|/(1 ~^)а\
В	точке R
	У = Сй, х = а]/'^-.	(203)
Таким образом,	
	1еи-	. Ь Р dx	а2Сл	~ ~ а	Со	’
	1E“-W= Ь	.	-	№)
Здесь	с. = *-4-
Полуоси эллипса (из рис. 153)
<+4)
w4“'
Ь = аУ 1 — tgao.
(206)
(207)
263;

Таким образом,
tga =----------------..	.............(208)
_______ 1 / ( 1
1^1-tg2 О V 2sin(p у tg2 2ст(1 — tg2a) — eg
Здесь 2о — угол при вершине конуса заточки; 2<р — угол
при вершине рабочего конуса сверла; I — расстояние до вершины
Рис. 154. Схема заточки сверла по Вей-
скеру
конуса заточки от осевой плос-
кости сверла.
На рис. 154 показан метод
заточки сверла по Вейскеру.
Он отличается тем, что ось
конуса заточки расположена
нормально к оси сверла и вер-
шина конуса заточки ниже
вершины конуса сверла.
Рис. 155. Изменение задних углов
сверл, заточенных по Вашбурну и
Вейскеру
На рис. 155 показаны кривые изменения заднего угла а сверл,
заточенных по Вашбурну и Вейскеру. При заточке по первому
методу угол а в разных точках режущей кромки увеличивается
по мере приближения к оси сверла, по второму методу — умень-
шается. Но в обоих случаях в процессе резания обеспечены доста-
точные по величине задние углы, учитывая, что режущие кромки
сверла, как правило, располагаются выше оси сверла.
Иногда задние поверхности сверла затачиваются по поверх-
ности цилиндра с осью, параллельной режущей кромке сверла,
или по винтовой поверхности, когда при заточке сверло поворачи-
вается вокруг своей оси и перемещается поступательно вдоль оси.
В первом случае задние углы получаются постоянными вдоль режу-
щей кромки, во втором—увеличивающимися по мере приближения
к оси сверла. Метод винтовой заточки дает наилучшие результаты
284-

по нагрузке, стойкости инструмента и точности обработки. При
определенных условиях снижались крутящий момент на ~ 5% и
осевая сила на ~ 23% при пятикратной стойкости сверла.
Но здесь Недопустимы большие подачи.
Производительность сверла может быть повышена двойной
заточкой угла при вершине сверла (рис. 156). При этом увеличи-
ваются длина режущей кромки и угол между главной режущей
кромкой и фасочной (у ленточки) кромкой, в результате чего стой-
кость инструмента возрастает. Рекомендуется затачивать второй
угол конуса 2<р0 = 70-^75° при длине примерно с 0,2 d. Двойная
заточка особо рекомендуется для сверл, заточенных по Вейскеру.
Передний угол у есть угол между касательной к передней
поверхности в данной точке режущей кромки и нормалью в той же
точке к окружности ее вращения вокруг оси сверла (рис. 157, а).
Передний угол ух в направлении подачи сверла вдоль оси
определяется углом наклона винтовой канавки со. На периферии
сверла угол ух равен углу <о. В других точках режущей кромки
значение угла уменьшается по мере приближения к оси сверла.
Чтобы в этом убедиться, рассечем сверло несколькими концентрич-
ными цилиндрическими поверхностями с диаметрами dx, d2, d3
(рис. 157, а). Полученные в сечении следы винтовых поверхностей
с диаметрами dlt d2, d3 и с одним и тем же шагом Н развернем
на плоскости; получим прямоугольники одинаковой высоты Н
с длинами, соответственно равными ndx, nj2, nd3, причем вин-
товые кривые на цилиндрических поверхностях представляются
теперь в виде диагоналей с углами наклона (рис. 157, б) tg yu =
— -ft1’	= или в общем виде
tgY.z = ^-	(209)
и на наружной поверхности сверла
tg« = -^.	(210)
Разделив уравнение (209) на (210), получим
tgyx(=tg«4-	<211)
Следовательно, по мере приближения к оси сверла (с умень-
шением dz) уменьшается передний угол yxi и, очевидно, у самой
оси сверла величина yxi приближается к нулю.
Передние углы ух измеряются в цилиндрических сечениях или,
иначе, в плоскостях, параллельных оси сверла, т. е. в направлении
подачи. Действительные передние углы измеряются в плоскости,
нормальной проекции главной режущей кромки на основную
285

Рис. 156. Двойная за-
точка угла при вершине
сверла
Рис. 157. Передние углы сверла в цилиндрическом сечении

плоскость, как это показано на рис. 158. Исходя из подобия сверла
резцу, можно написать
tg?x = tgysin ф +tgZcos ф. .	(212)
Если бы главная режущая кромка сверла располагалась
по радиусу сверла (т. е. на уровне линии центров), что бывает
редко, тогда имели бы угол Л = 0, и в этом случае
tgv=дхя = jg^-4-,	(213)
где dz — диаметр точки режущей кромки, где измеряется угол yxi\
d — наружный диаметр сверла.
Рис. 158. Передние углы сверла в плоскости, нормальной глав-
ной режущей кромке (а) и в плоскости, нормальной поперечной
кромке (6)
В действительности главная режущая кромка располагается
выше линии центров на величину, равную половине толщины
перемычки сверла h = (dQ 0,13d). Следовательно, угол
наклона главной режущей кромки Л, равный углу между главной
режущей кромкой и плоскостью, нормальной к траектории главного
рабочего движения (скорости резания), равен согласно рис. 159
.	21г	. а 2/г sin ф
Sin Л/ = —тт , sin X/	,
1 аг
или при 2/г d0
а	. d0 sin ip	-
= arcsin---^ - .	-•	(214)
Таким образом, согласно уравнению (212) действительный
передний угол можно рассчитать по формуле
.	, tg (arc sin	) созф
te v. = tgYxz-tgZzcosT = f А _ _1______________Ё£_2_—
® **	sin ф	® d	sin ф	’
где ф — половина угла при вершине сверла (угол в плане).
287

На рис. 160 показаны кривые изменения действительного перед-
него угла у в различных точках главной режущей кромки в за-
висимости от угла 2ф. Как видим, вблизи оси сверла имеют место
большие отрицательные передние углы и, следовательно, весьма
большие углы резания (> 90°), создающие неблагоприятные усло-
вия работы инструмента. Особенно неблагоприятны углы реза-
ния у самой поперечной кромки,
достигающие величины 130—150°.
Для облегчения работы сверла,
особенно при резании труднообра-
батываемых сталей и сплавов,
инструмент подвергается специаль-
Рис. 160. Графики изменения пе-
реднего угла сверла в разных точ-
ках главной режущей кромки в
зависимости от угла при вершине
сверла 2ср
Рис. 159. Углы наклона главной режу-
щей кромки сверла
ной заточке для создания более благоприятных углов у попе-
речной кромки и укорочения последней. На рис. 161 приве-
дены различные методы заточки сверла, в результате которой
удается повысить производительность инструмента при обработке
обычных (рис. 161, а) и труднообрабатываемых сталей и сплавов
(рис. 161, б).
Для обработки очень твердых материалов (например, закален-
ных сталей) рекомендуются сверла с прямой канавкой, оснащен-
ные твердым сплавом. У таких сверл поперечная кромка подта-
чивается. Здесь не допускается слишком большого укорочения
поперечной режущей кромки, так как вблизи оси сверла главная
режущая кромка будет иметь заниженные задние углы, что при-
водит к сильному износу перемычки. В последнее время находят
все большее применение цельные твердосплавные сверла для обра-
ботки отверстий малого диаметра в деталях из труднообрабатыва-
емых материалов.
Практика показала, что для успешного сверления сталей,
обладающих достаточно высоким упругим последействием, полезно
несколько нарушить симметричность расположения главных режу-
288

Рис. 161. Различные способы специальной заточки сверла

щих кромок, вследствие чего происходит разбивка отверстия,
снижающая трение направляющих фасок сверла; стойкость
инструмента заметно повышается.
На рис. 162 показано влияние биения сверла на разбивку
отверстия и стойкость сверла. Наименьшая разбивка получается
при сверлении титанового сплава ВТ2 (сказывается большое упру-
гое последействие), а стойкость сверла значительно увеличивается
при определенной величине биения.
Рис. 162. Влияние биения сверла на разбивку отверстия при сверлении
(я) и стойкость сверла (б) d = 9 мм; v = 3 м/мин; s = 0,13 мм/об:
1 — сталь 1X18H9T; 2 — сталь 40Х; 3 — ВТ2
Геометрию сверла приходится регулировать не только для по-
вышения стойкости инструмента, но и точности работы. Например,
увеличение угла наклона поперечной кромки ф до значения 65—70°
приводит к понижению стойкости сверла, ухудшению отвода
стружки, но зато способствует более плавному врезанию, сни-
жению разбивки. Подточка перемычки снижает силу Рх, но повы-
шает разбивку. Вместе с тем увеличение длины поперечной режу-
щей кромки с 1 до 1,5 мм усиливает увод сверла. Подобные сооб-
ражения необходймо учитывать особенно при глубоком сверлении,
где необходимо обеспечивать хорошее направление инструмента.
64.	СВЕРЛА ДЛЯ ГЛУБОКОГО СВЕРЛЕНИЯ
Сверление глубоких отверстий связано с большими трудностями
по отводу стружки и подводу охлаждающей жидкости. Кроме
того, для получения точных отверстий необходимо правильное
направление сверла и хорошее уравновешивание сил резания.
Для изготовления глубоких отверстий диаметром до 30 мм
290

успешно применяются винтовые или прямые сверла, снабженные
специальными каналами для подвода жидкости (рис. 163). Жид-
кость подводится под большим давлением (до 20—30 ат) и служит
как для охлаждения сверла, так и для отвода стружки. Давление
подводимой жидкости должно быть тем больше, чем меньше диаметр
отверстия и больше его глубина.
Наиболее простые по форме — пушечные сверла (рис. 164).
Характерная особенность их состоит в том, что они обычно не
Рис. 163. Винтовое сверло для глубокого сверления
вращаются, а имеют осевое движение, т. е. работают как токарные
резцы для расточки, а вращается обрабатываемая деталь. Для
уменьшения-трения между стенками отверстия и сверлом последнее
делается со слабым обратным конусом (0,5 мм на 100 мм длины).
Иногда на передней грани затачивается «забор» для облегчения
процесса резания. Вследствие большого трения и неблагоприятных
углов резания (обычно 6 = 90°) работают с небольшими подачами
(s = 0,01-4-0,08 мм/об) и
скоростями резания (у ==
= 10-4-18 м/мин). Скорости
заметно увеличиваются
при работе сверлами с
напаянными пластинками
твердого сплава.
Обычно пушечные свер-
ла работают с кондукто-
ром или в предварительно
надсверленном отверстии.	Рис. 164> пушечное сверло
Стен к и обрабатываемого
канала получаются достаточно чистыми.и точными благодаря хоро-
шему направлению сверла. На рис. 165, а показано сверло для
расточки ружейных стволов или узких каналов, сделанное из
стальной трубки, на которую наварен или напаян рабочий конец 1
из быстрорежущей стали. Сверло имеет лишь одну режущую
кромку и четыре направляющих фаски. Во избежание увода
сверла в сторону рекомендуется сместить вершину сверла от его
d
оси не на , как это принято на практике, а несколько меньше
(е < а).
Так как задние углы в процессе резания у центра сверла полу-
чаются отрицательными, то во избежание трения задней поверх-
10*
291

Вид A
Рис. 165. Ружейное сверло
ности сверла режущую кромку
затачивают с небольшим наклоном
относительно радиальной плос-
кости, в результате чего при свер-
лении образуется стержень неболь-
шого диаметра (d0 = 1 мм) в	\
середине отверстия (рис. 165, б).
В процессе сверления этот стер-
жень время от времени отламы-
вается. На передней поверхности
затачивают стружколомы в виде ступенек; они расщепляют струж-
ку и, кроме того, гофрируют ее. Гофрированная стружка лучше
вымывается жидкостью, подаваемой под большим давлением.
На рис. 165, б показана геометрия ружейного сверла как
расточного инструмента. При снижении главной режущей кромки А
относительно оси сверла, как уже указано, могли бы получиться
слишком малые (или даже отрицательные) задние углы около
центра отверстия. Во избежание этого среднюю рабочую часть
292

сверла превращают в проходной резец с режущей кромкой Б с
углом в плане срБ обратного знака, что обеспечивает увел ичение кине-
матического заднего угла вблизи оси сверла. Рекомендуется зата-
чивать а>е и Фб>Фл; очевидно, точка перегиба О главной
режущей кромки определяется величинами угла уу и диаметра
стерженька d0, а также условиями уравновешивания радиальных
сил Ру1, действующих на главных режущих кромках и направля-
ющих контактных поверхностях.
Считают, что сверление ружейным сверлом равнозначно обыч-
ному сверлению с последующим растачиванием и развертыванием,
при этом возможно получение отверстия по 2-му классу точности
с чистотой не ниже 7-го класса. При сверлении закаленной стали
HRC 45—50 достигалась шероховатость поверхности в 0,1—0,3 мкм
[151].
На рис. 166 изображено перовое сверло диаметром 64 мм,
которым можно сделать весьма глубокое отверстие (до 10 м).
Стержень сверла — цельнотянутая труба с вваренной на конце го-
ловкой; в прорези головки закреплена нажимным винтом пластин-
ка из быстрорежущей стали толщиной 8 мм. На поверхности трубы
наплавлены из стеллита выступы, отшлифованные по диаметру
отверстия и предназначенные для направления инструмента.
Жидкость для охлаждения поступает изнутри трубы через отвер-
стия, просверленные в головке, непосредственно на режущие
кромки. Образующаяся при сверлении стружка удаляется через
пространство между стенками отверстия и стержнем сверла. Не-
достатками таких сверл являются наличие перемычки, увод
сверла, затрудненный вывод стружки.
Этих недостатков не имеет сверло, показанное на рис. 167.
Для измельчения стружки лезвия сверла снабжают канавками.
Производительность таких сверл достигает 1000—1200 мм длины
отверстия, просверленого в 1 ч (при d = 140 мм).
Когда необходимо по оси предмета вырезать часть материала
для испытания физико-механических свойств или если по сообра-
жениям экономичности и производительности считают нецелесооб-
разным весь удаляемый материал обращать в стружку, применяют
специальные полые режущие головки с несколькими одновременно
работающими резцами (рис. 168). Эти головки крепятся в борштанге
с помощью многозаходной ленточной резьбы, уменьшающей
возможность их заклинивания. У кольцевых головок большого
диаметра (d > 200 мм) предусмотрены гнезда для крепления
дополнительных резцов /, предназначенных для расточки отвер*
стий. В этом случае сокращается цикл обработки детали за счет
совмещения операций сверления и расточки.
Основные резцы 2 из стали Р18 своими цилиндрическими
хвостовиками вставляются в гнезда, расположенные на торце
корпуса, и закрепляются клиньями 5. Для свободного выхода
стружки на корпусе головки имеются вырезы. Охлаждающая
‘	293

Стеллит
Рис. 166. Перовое сверло для глубокого
сверления
Рис. 167. Сверло для глубокого сверления

Жидкость подводится изнутри, а отводится^вместе со стружкой
по наружным каналам.
При глубоком сверлении в последнее время успешно работают
с прерывистой подачей, способствующей хорошему дроблению
стружки и легкому удалению ее из отверстия.
Рис. 168. Сверлильная головка
65.	ПРОЦЕСС РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
В процессе работы сверло совершает два движения: главное
рабочее — вращение вокруг оси со скоростью
и=1Шм/мин	(21G)
и подачу вдоль .оси s в мм/об.
Уравнение (216) выражает скорость только крайних (наружные)
точек сверла и, следовательно, наибольшую скорость резания,
в то время как все другие точки режущей кромки имеют понижен-
нйе скорости — вплоть до нуля у самой оси сверла.
Площадь среза при сверлении рассчитывается по обычной
формуле f = ts =~y s мм2. Здесь глубина резания t определяется
половиной диаметра сверла. На одну режущую кромку сверла
приходится соответственно	мм2.
В случае рассверливания отверстия с первоначальным диа-
метром d0 получим
f - ^~2^~ = ts мм2.
В процессе резания при сверлении происходят те же явления,
что и при точении, т. е. значительная деформация стружки,
295

наклеп, образование нароста. Можно отметить, что при сверлении
вязких металлов получается большая усадка стружки, неравно-
мерная по ширине. Усадка увеличивается в зоне, близкой к оси
сверла, где имеют место большие углы и малые скорости резания.
Направление отхода стружки у сверла в разных точках глав-
ных режущих кромок различно из-за различных углов наклона Z
и передних углов у; получаются также различные величины отно-
сительно сдвига. В результате происходит разрыв стружки на
участках режущей кромки вблизи оси сверла; этому способствует
и повышенное упрочнение металла на этих участках режущей
кромки из-за весьма больших углов резания 6, особенно на попереч-
ных режущих кромках, где 6 составляет до 150°.
На усадку стружки значительно влияют длина сверла и угол
наклона винтовой канавки сверла со, определяющий угол резания.
Усадка стружки заметно возрастает с увеличением длины сверле-
ния I в связи с усиливающимся трением и затрудненными усло-
виями отвода стружки, особенно у сверл малого диаметра.
Чем больше угол наклона винтовой канавки со, тем легче
закручивается стружка. Для каждого обрабатываемого материала
желательно применять сверла с соответствующими наиболее
выгодными углами со. На практике это делается в редких случаях:
только для материалов, обладающих особыми физико-механиче-
скими свойствами. Изготовление для каждого обрабатываемого
материала специальных сверл невозможно, так как это сильно
увеличило бы расходы на инструмент и, кроме того, загрузило
бы склады излишним количеством инструмента. Тогда удобнее
воспользоваться специальной подточкой сверла, которая улуч-
шает геометрию и тем самым условия его работы.
66.	СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Сверло работает в тяжелых условиях и испытывает большие
напряжения, вызываемые силами резания в результате значи-
тельных деформаций стружки и трения между стружкой, сверлом
и стенками отверстия. При сверлении, как и при точении, равно-
действующие силы резания, приложенные к режущим кромкам
сверла, можно разложить на три взаимно перпендикулярные
составляющие силы, действующие в наиболее важных (с эксплуа-
тационной точки зрения) направлениях (рис. 169):
1)	вдоль оси сверла — осевые силы Рх1, Рх2\
2)	касательные к окружности сверла, т. е. в направлении
скорости резания — касательные силы Р21, Рг2\
3)	по радиусу сверла — радиальные силы РуЪ Ру2.
Усилие подачи Рх = РХ1 + Рх2 должен преодолевать меха-
низм подачи станка для перемещения сверла вдоль оси.
Касательные силы Рг = Р21 + Рг2 создают на сверле кру-
тящий момент М, определяющий величину мощности, необхо-
296

неправильной заточке сверла)
сверла в сторону и тем самым
Рис. 169. Составляющие силы реза-
ния при сверлении
димой для сверления. С увеличением М возрастает скручивание
сверла и шпинделя станка.
Радиальные силыР^ и Р^2 на двух режущих кромках направ-
лены в противоположные стороны и взаимно уничтожаются, если
равны по величине; иначе (при
они могут способствовать уводу
повлиять на его производитель-
ность и точность обработки.
В действительности при ра-
боте сверла могут бьп'ь различ-
ные отклонения от идеальных
условий, например неравно-
мерность режущих кромок
(Zx =h Z2 при срх = <р2), смеще-
ние поперечной режущей кром-
ки, различные углы в плане
(<Pi=/= <Р2) и др. (рис. 170).
В идеальном случае силы
? zl = Рz2> Pyl = РуЪ> ?Х1 = Рх2
(см. рис. 169) расположены
симметрично-концентрично. От-
несенные к точке О на оси сверла
они могут быть представлены
векторами отдельной силы R =
= Рх1 + РХ2 и момента A4d0,
расположенными на оси сверла
(рис. 171, а). Следовательно,
силовая система образует сило-
вой винт с центральной осью —
осью сверла. Выраженная век-
ториально эта система сил удов-
летворяет условию R-MdQ = 0
как произведение векторов, рас-
положенных коллинеарно.
Практически эти условия
не выполняются по причинам,
отмеченным выше, а также из-за
нестабильности обрабатывае-
мого материала, неровностей его поверхностей, дефектов геометрии
и формы сверла, наклона его оси. В этом случае система сил, отне-
сенная к точке оси сверла, может быть выражена вектором момента
вдоль оси MdQ и вектором отдельной силы R, наклоненным под
углом а0 к оси (рис. 171, б) и, следовательно, нарушаются условия
силового винта; теперь R Md0 #= 0. Проекция силы R на ось
сверла дает составляющую силы подачи Рх. Проекция R на плос-
кость, перпендикулярную к оси сверла, дает радиальную силу
Рг (Рг = Ру1 — Ру2). Эта сила вызывает напряжения изгиба сверла и
влияет на точность размеров и формы обрабатываемого отверстия.
297

В процессе сверления сила Рг, вращающаяся со сверлом
(назовем ее обращающейся силой и обозначим Ргл), изменяется
по величине и направлению за время оборота сверла. Переменная
сила Ргп отличается от другой радиальной силы Рг0, монотонно
Рис. 170. Неточности геометрии сверла
действующей извне на сверло, постоянной по величине и направ-
лению (под влиянием наклона оси сверла и др.).
Силы Рт, отнесенные к вращающейся или закрепленной прост-
ранственной системе координат, изображены соответственно на
208

влияет на
сверла.
а)
Рис. 171.
Силовая система
при сверлении
рис. 172, а, б. Здесь даны основные типы обращающихся радиаль-
ных сил Ргп, постоянных и изменяющихся различным образом по
величине за один оборот сверла. Обращающийся вектор Р1п
постоянной величины вызывает статические напряжения изгиба
у сверла и шпинделя станка и одновременно переменные напря-
жения в обрабатываемой детали и приспособлении. Это спо-
собствует увеличению диаметра отверстия и, следовательно,
неточности его размера.
Вместе с тем сила Prrt, периодически изменяющаяся по вели-
чине, вызывает также динамические напряжения изгиба. На
рис. 172 показаны три случая периодического изменения вели-
чины Ргп за время одного оборота
точность размеров и формы отверстия.
Обращающиеся силы Prni отнесен-
ные к закрепленной системе координат,
могут быть наложены на постоянную,
действующую извне, силу Рг0. На
рис. 173, а представлен пример сло-
жения этих сил для случая, когда по
величине сила Ргп — постоянная, но
при вращении ее проекция на направ-
ление постоянной силы PrQ изменяется.
Результирующая может быть^рассчитана
по формуле
Рг = j/"”Ргп ~h 2РгпРгО COS (fit 4“ PrO«
Эта результирующая сила, перемен-
ная по величине, показана на рис. 173, 6.
Эффект воздейстивя радиальных сил должен быть особенно
заметным с увеличением углов 2ср, так как при этом значительно
уменьшается уу согласно формуле tg уу = cos ф tg у — sin ф tg X
и, следовательно, возрастают силы Ру.
Если предположить, что равнодействующие силы -у, создающие
на сверле крутящий момент, приложены к середине каждой режу-
Pz
щей кромки и расстояние между точками приложения сил у равно
d /	.. Pzd
-у (что не совсем точно), тогда М = -у-.
Принимая характер изменения сил резания при сверлении
таким же, как и при точении, т. е.
P2 = cp^psyp; / = 4; *р=1; ^р = °.75-

найдем крутящий момент
м =	= Ср (4)*Р TS*P = См^0-75,	(217)
299

Рис. 172. Схема изменения радиальной силы при двух системах
координат

где-^ = См — постоянная, зависящая в основном от обрабатывгЬ
емого материала.
Таким же образом нетрудно вывести для осевого усилия урав-
нение
Px = Cpds0’75.	(218)
Необходимо отметить, что указанные зависимости М — d —s
и Рх — d — s неточны, так как при выводе их была допущена
линейная зависимость между силой резания и диаметром сверла
Рис. 173. Сложение двух сил в
процессе сверления: а — посто-
янной Рго, действующей извне,
и переменной сил Ргп; б — гра-
фик изменения суммарной силы
Рг за время одного оборота
сверла
аналогично соотношению между Р2 и t при точении. На самом
деле при сверлении этого может и не быть, так как при своеобраз-
ной форме сверла деформация стружки происходит в более стес-
ненных условиях, чем у резца. К тому же размеры винтовых
стружечных канавок и поперечных режущих кромок, а также
контуры их закономерно не связаны с диаметром сверла. Поэтому
в практических расчетах крутящего момента М. и осевой силы Р2
пользуются эмпирическими формулами общего вида:
M = CMdxMS^M кгс/мм;.	(219)
Рх = Cpd^s^p кгс,	(220)
у которых постоянные См, Ср, хм, хр, #м, у? несколько отличаются
от таковых в уравнениях (217) и (218); значения их даны в табл. 24.
301

Таблица 24
Значения См, Ср, хм, хр, ум, в формулах (219) и (220)
Обрабатываемый материал	См	СР	лм	хр		
Сталь конструкционная ов = = 75 кгс/мм2	34	85	1,9	1	0,8	0,7
Сталь маломагнитная 45Г17103 ов = - 70 кГс/мм2	55	163	2,0	1	0,76	0,62
Сталь жаропрочная ЭИ787 ав = = 115 кгс/мм2	75	270	2,1	1,15	0,76	0,77
Чугун серый НВ 190	23	60	1,9	1	0,8	0,8
» ковкий НВ 150	20	52	1,9	1	0,8	0,8
Бронза	12	31	1,9	1	0,8	0,8
67. ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ СВЕРЛА
НА КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ И ОСЕВУЮ СИЛУ
Прежде всего интересно выяснить относительную роль раз-
личных элементов сверла для величин крутящего момента М и
осевой силы Рх, что нетрудно сделать с помощью простых опытов.
Например, если после обычного сверления (рис. 174, а) рассвер-
Рис. 174. Влияние элементов сверла на величины М и Рх
ливать круглый стержень сверлом, имеющим по величине такой же
диаметр, как и самый стержень (рис. 174, б), то из работы исклю-
чается фаска сверла; при этом стружка свободно отходит в сто-
рону. Крутящий момент М и сила Рх уменьшаются сравнительно
с их значениями при обычном сверлении (рис. 174, а) на вели-
чину, соответствующую силе трения фаски сверла и стружки
о стенки отверстия. Далее, рассверливая готовое отверстие с диа-
метром, равным длине поперечной кромки сверла (рис. 174, в),
исключаем из работы поперечную кромку и, следовательно, опять
302

уменьшаем 7И .и Рх на соответствующую величину. Таким обра-
зом можно установить относительное влияние каждого элемента
сверла-на значения М и Рх, как это показано в табл. 25 для слу-
чая сверления стали и титанового сплава ВТ2.
Таблица 25
Относительное влияние элементов сверла на величины М и Рх (в %)
Элементы сверла	Сталь 45		Сплав ВТ2	
	М	рх	М	рх
Главные режущие кромки	78	40	—	—
Поперечная кромка	8	57	36	—
Трение ленточки сверла	14	3	64	—
Рис. 175. Влияние угла
наклона стружечной ка-
навки со на величины М
и Рх
Как видим, при сверлении стали 45 крутящий момент М
в основном создается главными режущими кромками, а осевая
сила Рх — поперечной кромкой. При сверлении титанового
сплава ВТ2, склонного к упругому последействию, иное положе-
ние: крутящий момент зависит в основном от ленточек сверла.
Следовательно, если желательно умень-
шить сопротивление резанию при сверле-
нии, необходимо воздействовать на соот-
ветствующие элементы сверла и тем
самым повысить его стойкость. Так, под-
точка поперечной режущей кромки при
сверлении стали или уменьшение ширины
направляющих фасок-ленточек (с f = 0,8
до 0,4 мм) обеспечивало повышение стой-
кости сверла в несколько раз.
Надо полагать, что, изменяя угол
наклона винтовой канавки сверла со и
вместе с ним угол резания 6, можно изме-
нить значения М иРх(рис. 175). Согласно графикам можно было
сделать заключение о выгодности работы сверлами с большими уг-
лами со, если бы этому не сопутствовало уменьшение прочности свер-
ла, недопустимое при обработке твердых материалов. Кроме угла со,
на величины М и Рх влияют также размер и форма стружечной
канавки. Опыт показал, что в ряде случаев вальцованные сверла,
обладающие более широкой канавкой с меньшей кривизной,
легче работают и потому более стойки по сравнению с фрезерован-
ными сверлами. Правда, имели место и обратные результаты, если
геометрические параметры вальцованных сверл не отвечали нор-
мальным требованиям.
Необходимо особо отметить роль поперечной режущей кромки
в процессе резания. Как известно, из-за неблагоприятных углов
303

резания поперечная кромка не режет, а выдавливает металл; при
этом значительно увеличивается осевое усилие Рх и слабо — кру-
тящий момент М.
На рис. 161, а показаны различные способы подточки попереч-
ной кромки, применяемые в целях повышения производительно-
сти сверл. Форма О представляет нормальное сверло без подточки.
Форма / относится к сверлу, у которого специальной подточкой
укорочена поперечная режущая кромка и уменьшен угол резания
в самой неблагоприятной зоне сверла — около его оси. В этом
случае сила подачи уменьшается на 20—25% и крутящий мо-
мент— на 3—4%.
На практике иногда применяются сверла, заточенные по фор-
мам II и III. В случае применения формы II ставится только задача
укоротить поперечную кромку (примерно
на половину), причем углы резания вблизи
ее не только не уменьшаются, но даже
несколько увеличиваются и, кроме того,
нарушается прямолинейность режущей
кромки. При этом М и Рх уменьшаются
незначительно и стойкость слегка повы-
шается в сравнении с нормальным свер-
лом.
Рис. 176. Влияние угла 2ф Однако необходимо предостеречь от
на величины М и Рх слишком большого укорочения попереч-
ной режущей кромки, когда ослабляется
перемычка на вершине сверла и резко уменьшается задний угол
в процессе сверления, что ведет к быстрому разрушению или из-
носу поперечной кромки.
В случае формы III целью заточки является не уменьшение
размера поперечной кромки, а только образование у нее более
благоприятного угла резания. И хотя при этом уменьшается
сила Pxt но заметно сокращается стойкость инструмента: по-
перечная кромка тупится и выкрашивается, особенно быстро при
сверлении высокопрочных материалов.
Наименьшие значения М и Рх получаются при работе сверлами,
заточенными по форме I. Эти же сверла оказываются и наиболее
стойкими, а значит, и наиболее производительными в работе.
На величины М и Рх влияет и угол поперечной кромки ф,
т. е. угол между направлениями главной и поперечной кромок.
Исследования показали, что с возрастанием угла ф значительно
увеличивается сила Рх\ крутящий момент получает минимальное
значение при углах ф = 55ч-60°.
Можно указать на сильное влияние угла при вершине сверла 2<р
на величины М и Рх (рис. 176). Как видим, с возрастанием угла 2<р
увеличивается Рх и уменьшается М. В первом случае по геометри-
ческим соображениям Рх = R sin ср. Уменьшение М вызвано
утолщением стружки (а = s sin ср), в результате чего уменьшается
удельная сила резания.
304

Таблица 26
Значения углов при вершине сверла 2<р для разных материалов
Обрабатываемый материал	2ф	Обрабатываемый материал	2ф
Сталь* и чугун	116—120	Пластмассы (галлит, эбонит)	50—60
Стали жаропрочные	120—140	Фибра, бакелит	80—90
Алюминий	130—140	Текстолит	100
Магниевые сплавы	90—100	Мрамор, уголь, ши-	80—90
Медь	120	фер	
Латунь автоматная	130	Резина твердая	30—50
			
На практике применяют для разных обрабатываемых материа-
лов определенные наивыгоднейшие с точки зрения стойкости
углы 2ср, приведенные в табл. 26. Из таблицы видно, что наимень-
шие значения угла 2<р рекомендуются для материалов, плохо
проводящих тепло. Это можно объяснить тем, что с уменьшением
2ср увеличивается угол между главной режущей и фасочной кром-
ками сверла и тем улучшаются условия отвода тепла, а следова-
тельно, и стойкость инструмента.
68.	ВЛИЯНИЕ СОС НА КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ
И ОСЕВУЮ СИЛУ
Влияние смазки — охлаждения при сверлении должно быть
особенно значительным, так как здесь происходит сильное трение
между стружкой, сверлом и обрабатываемым материалом, что
обуславливает большую деформацию стружки и повышенную тем-
пературу резания. Кроме того, сильно затруднен отвод тепла.
Надо ожидать, что эффект смазки должен быть различным при
сверлении разных материалов. В табл. 27 приводятся опытные
Таблица 27
Уменьшение крутящего момента и осевой силы при смазке (в %)
Обрабатываемый материал	м	Рх
Сталь автоматная	7	7
Сталь инструментальная	20—35	20—40
Чугун	11—18	10—15
Латунь автоматная	0	8
Алюминиевые сплавы	30	40
305

данные о степени уменьшения Л4 и Рх при применении смазки
для соответствующего обрабатываемого материала.
Малый эффект от смазки при сверлении автоматной стали и
латуни объясняется, очевидно, хорошим дроблением стружки,
при котором уменьшаются трение и деформация стружки.
Для каждого обрабатываемого материала необходимо выбирать
соответствующую среду, учитывая не только смазывающую, но и
охлаждающую способность ее, что обычно определяется опытным
путем. В приложении (в конце книги) указываются наиболее упо-
требительные смазочно-охлаждающие средства, применяемые при
различных видах обработки разнообразных металлов.
69.	ИЗМЕРЕНИЕ СИЛ РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
При сверлении, как и при точении, для измерения сил резания
пользуются динамометрами, построенными на следующих прин-
ципах: механическом, гидравлическом и электрическом. В первом
случае используют упругие деформации стального стержня, чтобы
определить крутящий момент при сверлении. Такие приборы
Рис. 177. Схема гидравлического сверлильного динамометра
удобны для определения крутящего момента при нарезании резьбы
метчиком или плашкой, когда осевые силы ничтожно малы и ими
пренебрегают.
Значительно чаще применяют при сверлении электрические
динамометры и реже—гидравлические. На рис. 177 показана схема
сверлильного гидравлического динамометра, позволяющего из-
мерять крутящий момент и осевую силу. Как у токарного динамо-
метра, здесь манометры часто заменяют самопишущими аппара-
тами, регистрирующими изменения М и Рх в виде графиков.
Недостаток прибора, общий для гидравлических динамометров, —
306

инерционность. Поэтому все чаще прибегают к помощи электри-
ческих динамометров, практически безынерционных. Наиболее
распространены динамометры с индукционными и тензометри-
ческими датчиками.
А-А
Рис. 178. Универсальный тензометрический динамометр
На рис. 178 показана конструкция универсального тензоме-
трического динамометра, изготовленного ВНИИ. Применяя смен-
ные приспособления — резцедержавку для токарного станка или
столик для сверлильного и фрезерного станков, можно измерять
три взаимно перпендикулярные силы Рх, Ру, Р2 и крутящий
момент М, действующий в горизонтальной плоскости.
307

При сверлении с помощью столика определяют* крутящий
момент М и осевую силу (она же при точении и Рх). Каждая из
горизонтальных и вертикальных опор состоит из двух опорных
ножек — упругих шарниров 6 и 9 и тонкостенной втулки 8 с на-
клеенными на ней проволочными датчиками. Опоры устанавли-
вают в отверстиях корпуса 3 прибора с помощью направляющих
втулок 7. Предварительный натяг опор обеспечивается гай-
ками 2 и сухарями 1. Провода от датчиков через отверстия в кор-
пусе выведены на панель 5 к клеммам 4.
70.	ИЗНОС СВЕРЛА И КРИТЕРИЙ ЕГО ЗАТУПЛЕНИЯ
Скорость резания при сверлении, как уже было отмечено, —
переменная величина, изменяющаяся от нуля до некоторого мак-
симума для различных участков режущей кромки. Последняя на
всем протяжении имеет различные углы резания, и поэтому рас-
пределение нагрузки
вдоль кромки весьма
неравномерно. Наибо-
лее неблагоприятны
условия работы верши-
ны угла между направ-
ляющей ленточкой и
главной режущей кром-
кой сверла; здесь проис-
ходит наибольший на-
грев и условия отвода
тепла самые неблаго-
приятные. Температур-
ные условия еще более
ухудшаются с увели-
чением глубины просве-
уг ол нам
Рис. 179. Износ сверла
рливаемого отверстия.
Этим можно объяснить, что фаска износа по задней h3 и перед-
ней hn поверхностям сверла вдоль главной режущей кромки уве-
личивается по мере приближения к периферии сверла (рис. 179).
Сверло принято считать затупленным, когда наибольшая ширина
фаски износа на задней поверхности равна h3 = 1,0-т-1,2 мм и по
уголкам сверла h3= 0,5н-1,2 мм. В случае сверления трудно-
обрабатываемых сталей (жаропрочных, маломагнитных сталей,
титановых сплавов и др.) недопустимо доводить инструмент до
столь большого затупления, так как сверло отказывается работать
даже при значениях h3 = 0,4ч-0,6 мм, что и необходимо считать
критерием затупления.
Как в случае точения, так и при сверлении иногда судят о со-
стоянии сверла по расходу затрачиваемой на его работу энергии,
измеряемой самопишущим ваттметром. Так, повышение мощности
на 10—15% против нормальной достаточно для прекращения
308

опыта. Йо этот метод далеко не точен, так как иногда повышение
энергии весьма незначительно при серьезном разрушении попереч-
ной кромки. Кроме того, он совершенно не определяет места и
характера разрушения сверла.
В этом отношении большое преимущество дает использование
сверлильного динамометра, регистрирующего величины М и Рх.
В зависимости от затупления различных элементов сверла повы-
шается М или РХ9 или то и другое вместе. Так, при разрушении
угла между ленточкой и главной режущей кромкой (наиболее
часто, встречающейся форме затупления) наблюдается увеличение
М и Рх. Слабое увеличение М и значительное возрастание Рх от-
мечаются динамометром в случае разрушения поперечной кромки.
71.	СТОЙКОСТЬ СВЕРЛА И СКОРОСТЬ
РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Ввиду значительных затруднений, связанных с отводом
стружки и охлаждением инструмента, особенно при глубоком
сверлении, скорость резания v влияет на стойкость инструмента
в большей степени сравнительно с резцами. Зависимость Т—v
хорошо характеризует условия производительного использова-
ния режущего инструмента при сверлении. Здесь имеется обычная
зависимость
гр Ст	Су
Т = ~Г’ или V = ^,
Vm
где m — степень относительной стойкости; колеблется примерно
в пределах 5—10. Для практических расчетов при сверлении
сверлами из быстрорежущей стали принимают в среднем m 5.
Пользуясь известным нам методом, можно определить эконо-
мическую стойкость, т. е. наивыгоднейшее время работы сверла
до затупления. Очевидно, это время должно возрастать с увели-
чением размера сверла, поскольку при этом увеличиваются про-
изводственные затраты. Расчеты показывают возможность при-
нять период стойкости Т приближенно равным диаметру сверла d
при сверлении стали и Т = 2d при сверлении чугуна.
На практике полное использование сверла, т. е. количество
переточек его и время машинной работы до полного износа, нередко
сокращается, так как инструмент, особенно малого диаметра,
выкрашивается и даже разрушается под влиянием перегрузки
или вибраций. Это часто происходит по причинам плохого вывода
стружки, застревания и пакетирования ее в отверстии. Здесь
особенно желательно применение СОС, обладающих хорошими
смазывающими и проникающими свойствами, для уменьшения
трения. Кроме того, приходится иногда затачивать сверла спе-
циально с учетом жесткости системы СПИД; например, при свер-
лении труднообрабатываемых сталей и сплавов на нежестких
309

Станках уменьшают углы 2ср и увеличивают задние углы вблизи
поперечной кромки, хотя это может быть и невыгодным с точки
зрения стойкости сверла при нормальных условиях его работы.
При сверлении малых отверстий у вязких сталей, например
у стали ХНВА, инструмент намагничивался и притягивал к режу-
щим кромкам мелкую стружку, что резко ухудшало работу ин-
струмента. Можно полагать, что в этом случае положительную
роль имели бы обильное охлаждение инструмента при частых вы-
водах его из отверстия, электроизоляция зоны резания (инстру-
мента) или направленные противотоки. Отдельные опыты пока-
зали многократное увеличение стойкости с увеличением числа
стойкость сверл
выводов от одного до 4 раз
за время сверления одного
отверстия.
Поскольку сверление —
прерывистый процесс и в
промежутках между сверле-
нием отдельных отверстий
инструмент отдыхает, то на-
ходят возможным иногда
стойкость сверла оценивать
количеством просверленных
им отверстий при определен-
ной глубине каждого или
общей суммарной глубиной
их. Практическую скорость
резания при сверлении кон-
струкционных сталей опреде-
ляют таким периодом стойкости сверла, при котором сверло успе-
вает просверлить до затупления число отверстий с общей
глубиной L = 2000 мм. Эту скорость обозначают vl=±2000- Есте-
ственно ожидать, что стойкость сверла, а значит, и скорость реза-
ния должны увеличиваться с уменьшением длины просверливае-
мого отверстия Z, так как сверло работает в более легких условиях
и часто отдыхает, хотя при этом происходят и более частые вре-
зания. Сказанное иллюстрируется графиком (рис. 180). Особенно
резко уменьшается стойкость с увеличением I для сверл малого
диаметра.
Учитывая положительную роль размера инструмента в отно-
шении теплоотвода и жесткости, рекомендуется повышать скорость
резания с возрастанием диаметра сверла при s = const. Например,
на основании экспериментальных исследований для расчета ско-
рости резания при сверлении рекомендуется формула
Cvdxv
v= 	- м/мин.
Т,п syv
(221)
Значения Си, xv, yv даны в табл. 28 для быстрорежущих сверл.
ЗЮ

Так как крупные сверла работают с большей подачей, практи-
чески скорость резания не увеличивается с возрастанием диаметра
сверла, особенно при сверлении труднообрабатываемых сталей и
сплавов. Для примера в табл. 28 приводятся экспериментальные
данные по режимам резания при сверлении жаропрочных сталей и
сплавов различных марок.
Таблица 28
Значения CVi xVi Uv, — в формуле (221)
Обрабатываемый материал	Подача s в мм/об	cv	xv	Уу	1 tn
Сталь ав = 75 кгс/мм2	^0,2 >0,2	5,0 7,0	0,4 0,4	0,7 0,7	0,2 0,125
Чугун серый НВ 190	^0,3	10,5	0,25	0,55	0,125
»	» НВ 190	>0,3	12,2	0,25	0,40	0,125
»	» НВ 190	^0,3	15,6	0,25	0,55	0,125
Чугун ковкий	>0,3	18,1	0,25	0,40	0,125
Бронза НВ 100—140	>0,3	23,4	0,25	0,55	0,125
Пример. Обрабатывается сталь (ов = 75 кгс/мм2) быстрорежущим свер-
лом Р18 диаметром d = 30 мм. Паспортные данные станка приведены
в табл. 33.
Для. крупных сверл при соответствующем увеличении подачи
скорости резания, как правило, не возрастают и даже умень-
шаются. Это вызвано тем, что при сверлении труднообрабатывае-
мых сталей и сплавов имеет место значительное сопротивление
резанию, особенно при работе крупных сверл. В результате при
недостаточной устойчивости системы возникают вибрации, сни-
жающие стойкость инструмента или даже разрушающие его.
Последнее нередко наблюдается в момент выхода сверла из отвер-
стия, когда в силу упругости системы происходит удар. При-
ходится прибегать к специальным заточкам сверла, чтобы сни-
зить нагрузку инструмента и тем обеспечить его нормальную
эксплуатацию.
72.	ВЛИЯНИЕ МАТЕРИАЛА И ГЕОМЕТРИИ
СВЕРЛА НА ЕГО СТОЙКОСТЬ
При сверлении, как и при точении, геометрия инструмента
существенно влияет на его стойкость. Кривые на рис. 181 наглядно
показывают влияние заднего угла на стойкость инструмента
для случая сверления стали 1Х18Н9Т и титанового сплава ВТ2.
311

Правильная подточка поперечной кромки заметно повышает
производительность сверла (табл. 29).
Для повышения производительности необходимо увеличивать
жесткость сверла, укорачивая рабочую часть или утолщая сердце-
вину сверла dQ. Такое средство особенно эффективно при значе-
ниях dQ = (0,304-0,40) d, т. е. при удвоении толщины перемычки
сравнительно с нормальным сверлом, имеющим dQ 0,15d.
Дальнейшее утолщение сердцевины не будет полезным, так как
приведет к уменьшению объема стружечных канавок, что затруд-
нит выход стружки. Во избежание этого рекомендуется при утол-
Рис. 181. Влияние заднего угла
сверла на его стойкость при свер-
лении стали 1Х18Н9Т (d = 19,4 мм,
v = 18 м/мин) и титанового сплава
ВТ2 (d = 2 мм, s = 0,2 мм/об,
v = 9 м/мин)
щен но й’сердцев ине d0 = (0,3 4- 0,4) d
не увеличивать ее по направ-
лению к хвостовику, как это де-
лается у нормальных сверл.
Опыт показал, что при свер-
лении труднообрабатываемых ста-
ли 45Г17ЮЗ и сплава ЭИ787 было
возможно повысить в пять-шесть
раз стойкость у сверл, сердцевина
которых была увеличена до d0 =
= (0,34-0,4) d и в три-четыре раза
у сверл с укороченной длиной
рабочей части I = (44-5) d по
сравнению с нормальными свер-
лами.
Необходимо подчеркнуть, что
укороченные сверла дают поло-
жительный результат лишь при
условии специальной подточки,
обеспечивающей уменьшенную
поперечную режущую кромку
b = 0,054-0, Id и положитель-
ные передние углы. Иначе может
получиться отрицательный эффект. Это убедительно иллюстри-
руется экспериментальными графиками (рис. 182), показываю-
щими понижение производительности сверла с укорочением его
при одновременном увеличении длины поперечной кромки Ь,
так как перемычка сверла утолщается по направлению к хвосто-
вику (рис. 182, а). Совершенно другая картина получается при
подточке поперечной кромки (рис. 182, б).
Надо добавить, что при сверлении труднообрабатываемых
материалов, независимо от метода изготовления сверл, стойкость
последних значительно колеблется вследствие нестабильности
физико-механических свойств заготовок. Это наглядно представ-
лено экспериментальными графиками изменения стойкости сверл
(Р18) при 'обработке сплава ЭИ787 в зависимости от заднего угла
(рис. 183, а), угла при вершине (рис. 183, б) и отношения длины
рабочей части сверла к его диаметру (рис, 183, в).
312

Таблица 29
Стойкость сверл с различной заточкой
Обрабаты- ваемый материал	Количество отверстий, просверленных сверлами с заточкой по формам (рис. 161, а)				Примечание
	0	/	//	III	
Сталь	12	25	25	7	v = 35 м/мин; d = 25 мм; s = 0,82 мм/об
	23	78	64	19	v = 28 м/мин; d = 25 мм; s = 0,82 мм/об
4Д 4Д 4Д 5	$	~5Д
Длина поперечной кромки, мм
Рис. 182. Влияние длины сверла
на его производительность: а —
без подточки поперечной кромки
(конструкционная сталь и =
= 30 м/мин); б — с подточкой попе-
речной кромки (сталь 45Г17ЮЗ,
d = 26 мм; s = 0,2 мм/об); в —
втулки жесткости
313

При работе длинным и тонким сверлом полезно применять
втулки жесткости (рис. 182, в).
Опыт показал, что двойная заточка рабочего конуса сверла,
например с углами 2ср = 120° и 2ср0 = 75°, повышает стойкость
Рис. 183. Влияние на стой-
кость быстрорежущего свер-
ла в зависимости от углов
заднего а (я), в плане 2(р (б) и
отношения ПРИ сверле-
нии труднообрабатываемого
сплава ЭИ787 (по данным
М. А. Шатерина).
а — d = 20 мм; /о = Ю0 мм»
2<р = 140°; v = 5,7 м/мин; s =
= 0,1 мм/об; б — v = 3,87 м/мин;
s=0,l мм/об; V = 10°; а = 20°;
d = 21 мм
сверла в шесть—восемь раз и, следовательно, скорость резания
при Т = const может быть увеличена на 25—35%. Причина по-
вышенной стойкости подобных сверл в удлинении режущих
кромок, увеличении угла между главной и фасочной кромками и
вследствие этого в лучшем отводе тепла.
314

Уменьшение ширины направляющих ленточек, как указыва-
лось выше, способствует повышению стойкости сверл при обра-
ботке сталей и сплавов, склонных к упругому последействию,
например титановых сплавов (рис. 184). Такой же эффект полу-
чается и при небольшом нарушении симметричности заточки
сверла. В обоих случаях уменьшается трение между ленточками
сверла и стенками отверстия. С уменьшением ширины ленточек
сверла ослабляется его направляющая способность, что может
способствовать уводу инструмента.
Надо полагать, что указанные здесь специальные приемы
улучшения работы сверла не всегда экономически оправды-.
ваются. К ним целесообразно прибегать при значительном повы-
Шup ин а направляющих ленточек f> мм
Рис. 184. Влияние ширины направляющей ленточки
на стойкость сверла (сплав ВТ2: d = 17,4 мм; s ~
= 0,25 мм/об, v = 3,6 м/мин, h = 68 мм)
шении производительности, как это бывает при сверлении трудно-
обрабатываемых сталей и сплавов. В последнем случае очень
важно правильно выбрать инструментальный материал. Здесь
чаще всего применяют быстрорежущие стали Р18 и Р9. Для при-
мера в табл. 30 приведены режимы резания при сверлении трудно
обрабатываемых сталей и сплавов. Опыт показал целесообраз-
ность использования высоколегированных быстрорежущих ста-
лей, например марки Р9К10, обеспечивающих в ряде случаев
двух-трехкратную стойкость. Правда, вследствие некоторой при-
сущей им хрупкости наблюдалось преждевременное выкраши-
вание в случаях недостаточной жесткости системы. В связи с этим
надо заметить, что вальцованные быстрорежущие сверла (с пра-
вильной геометрией) показывают более высокую стойкость и проч-
ность в сравнении с фрезерованными.
При сверлении весьма твердых материалов или материалов
с сильным абразивным воздействием прибегают к твердосплавным
инструментам, показавшим хорошие результаты при сверлении
чугунов, пластмасс, изоляционных материалов, цветных метал-
лов и др. Полезность твердосплавных инструментов при сверле-
нии материалов средней твердости и тем более мягких, а также
315

Таблица 30
Режимы резания при сверлении жаропрочных сталей и сплавов
Обрабатываемый материал	ав в кгс/мм2	Диаметр сверла d в мм	Подача s в мм/об	Скорость резания в м/мин
Сталь 1Х19Н9Т	60	3	0,03—0,07	24—16
		20	0,15—0,20	14—10
»	ЭИ811	80	3	0,03—0,07	20—12
		20	0,15—0,20	12—9
»	ЭИ395	75	3	0,03-0,07	18—7
		15	0,12—0,15	13—10
		30	0,25—0,30	9—7
»	ЭИ481	80	3	0,03—0,07	15—9
		15	0,12—0,15	17—15
		30	0,25—0,30	14—10
»	ЭИ654	75	3	0,03—0,07	13—7
		15	0,012—0,15	13—11
		30	0,25—0,30	9—7
»	ЭИ437	по	3	0,03—0,07	6—3
		15	0,12—0,15	7—5
		30	0,25—0,30	6—5
»	ЭИ787 и ЭИ812	100—120	3	0,03—0,07	3—2
		15	0,12—0,15	6—5
		30	0,25—0,30	5—4
Сплав ЭИ827	100—105	15	0,12—0,15	4—3,5
		30	0,25—0,30	5—4
» . ЭИ867	120—130	15	0,12—0,15	2,5—2
		30	0,25—0,30	2,5—2
Примечание. Большие скорости следует применять при меньших по-				
дачах. При сверлении рекомендуется применять обильное охлаждение				10-про-
центной эмульсией.				
труднообрабатываемых жаропрочных сталей и сплавов (аустенит-
ных) сомнительна.
Успешно применяются при сверлении отверстий малого диа-
метра до 0 8 мм цельные сверла из пластифицированных твер-
дых сплавов. При обработке весьма прочных и твердых материа-
лов они показали лучшие результаты сравнительно с составными
твердосплавными сверлами. Рекомендуются также короткие сверла
как более жесткие, так как при работе их резко снижаются кру-
тильные колебания и трение о стенки отверстий. Приводится
пример повышения стойкости в 80 раз при укорочении сверла
с 73 до 20 мм при диаметре его 6,5 мм [150].
На рис. 185 приводятся современные формы высокопроизво-
дительного инструмента для сверления отверстий. Во избежание
316

пакетирования стружки и для дробления ее при глубоком сверле-
нии применяют сверла со стружколомательным уступом, полу-
чаемым дополнительным фрезерованием паза по всей длине стру-
жечных канавок сверла (рис. 185, а). Для уменьшения трения
направляющих ленточек сверла о стенки отверстия увеличи-
вается обратная конусность лишь на небольшом участке
(рис. 185, б), после чего диаметр сверла увеличивается до значе-
ния, соответствующего диаметру сверла с обычной конусностью
и в этом же сечении, и т. д.; в результате получается ступенчатое
сверло, работающее производительно при длине отверстий
5d > I > 2d.
На рис. 185, в представлено сверло конструкции ВНИИ.
На корпусе 1 сверла напаяна Т-образная твердосплавная пла-
317

стинка 2, а в пазу завальцована трубка 3 для подвода к режущей
кромке СОЖ, выходящей со стружкой по канавке V-образной
формы. Для облегчения внедрения в металл вершина сверла сме-
щена относительно оси отверстия на расстояние т = 0,2d, что
ведет к образованию внутреннего сердечника 4 и улучшает на-
правление сверла. Т-образная форма твердосплавной пластинки
позволяет использовать ее два выступа в качестве опорных и на-
правляющих поверхностей, что обеспечивает выглаживание сте-
нок отверстия при надлежащей ширине их k = 0,2d и скосе на
длине t = 0,2£. При этом получается чистота обработки 9—10-го
классов. Этому способствует и заходный конус с углом 10° на
длине h = 0,15d. Подобные ружейные сверла размером d = 6-н
-4- 10 мм работают с v = 60н-80 м/мин и s = 0,01-^0,05 мм/об
при I = 2Qd с подачей СОЖ под давлением 60—80 кгс/см2.
На рис. 185, г показан резец-сверло, состоящий из корпуса 1,
режущих поворотных твердосплавных пластин 2, 5, 4, закреп-
ляемых с помощью штифтов 5, 6, клина 7 и винта 8. Пластины
закреплены так, чтобы деление стружки производилось по ширине.
73.	ВЛИЯНИЕ СОС НА СТОЙКОСТЬ СВЕРЛ
В результате сильного трения и большой деформации стружки
в процессе сверления возникает высокая температура резания.
Она тем выше, чем больше скорость v, подача s и глубина сверле-
ния /, но снижается с увеличением диаметра сверла d, как это
видно из следующей формулы для сверления стали ЭИ69:
2iou°’65s0’3/0’3
Уравнение показывает, что смазка (охлаждение) должна быть
тем обильнее, чем больше скорость, подача, глубина сверления
и чем меньше диаметр отверстия. При этом большое значение
имеет правильный выбор вида смазки. Например, при сверлении
конструкционной стали различные смазки дали следующие ре-
зультаты:
Количество
Смазочно-охлаждающая жидкость	просверленных
отверстий
Минеральное масло ............................. 15
»	»	+3%	жирной кислоты ...	22
»	»	+5%	хлорированного масла	48
»	»	+5%	сульфидированного жира	92
Особенно эффективно охлаждение при сверлении жаропроч-
ных и титановых сплавов, отличающихся низкой теплопровод-
ностью. Применение 5-процентной сверлильной эмульсии с 5-про-
центным раствором хлористого бария и антикоррозионной до-
бавкой 1% нитрида натрия позволило почти удвоить производи-
тельность сравнительно_с резанием всухую.
318

Заметим, что сверление пластичных металлов немыслимо без
смазочно-охлаждающей среды, особенно глубокое сверление.
В этом случае успешно применяют охлаждение жидкостью, рас-
пыленной под большим давлением. Этот метод охлаждения имеет
большие преимущества в отношении производительности, эконо-
мичности, выброса стружки из просверливаемого отверстия (что
улучшает чистоту поверхности).
74.	РАСЧЕТ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Метод определения экономического режима резания при свер-
лении тот же, что и при точении. Для получения наибольшей про-
изводительности рекомендуется работать с наибольшей допускае-
мой подачей, которая зависит от прочности сверла, прочности
станка (механизма Подачи), стойкости сверла, мощности станка
(или крутящего момента станка), жесткости системы СПИД.
Наибольшая подача, допускаемая прочностью сверла, рассчи-
тывается следующим образом.
Крутящий момент при сверлении М = C^dx^sy^ кгс-мм.
Осевая сила подачи Рх = Ср JWp кгс.
Напряжение на сверле от скручивания действующим момен-
том М
тде со — момент сопротивления; для сверла со 0,02d3. Учиты-
вая одновременное действие силы Рх, принимаем
1 7	1,7М	1,7Cm/ms*7m
Tmax— 1,/Т— щ -	002d3	,
откуда наибольшая подача, допускаемая прочностью сверла,
1
„	_ lmax u_____
\вах — CQnst
или в общем виде
Smax = CsdXs мм/об.	(224)
Значения Cs и xs пришлось прокорректировать с учетом жест-
кости сверла, так как формула (224) давала завышенные значения
подач для крупных сверл. Так, для быстрорежущих сверл раз-
мером d= 10-4-60 мм, по данным [117], рекомендуется
sinax = Cs d0’6 мм/об.	(225)
Значения постоянной С\ приводятся в табл. 31.
Для сверл, оснащенных твердым сплавом (ВК8), рекомен-
дуются [117] Cs = 0,1 при сверлении чугуна НВ < 200 и Cs=
= 0,07 для чугуна НВ > 200.
319

Таблица
Значения Cs в формуле (225)
Обрабатываемый материал	ав в кгс/мм2	Cs	Обрабатываемый материал	cs
Конструкционная сталь	90	0,064	Чугун (НВ < 170) И цветные металлы	0,125
То же	90—110 НО	0,050 0,038	Чугун НВ^> 170	0,075
Рассчитанные по формуле (225) подачи справедливы при до-
статочно жесткой системе СПИД и сверлении отверстий с допуском
до 5-го класса точности под последующую обработку отверстия
несколькими инструментами.
В условиях недостаточной жесткости при сверлении точных
отверстий и последующей обработке одним зенкером или одной
разверткой, пр# сверлении для последующего нарезания резьбы
метчиками подачу необходимо уменьшить в полтора раза.
В зависимости от глубины сверления I рекомендуются следую-
щие поправочные коэффициенты kt:
Глубина сверления I...............3d'	3d Id 10d
Коэффициент ki ................... 1	0,85 0,75 0,5
Для случая сквозного сверления подачи необходимо умень-
шить на 25—40%. Особенно значительно снижаются подачи при
глубоком сверлении, когда I > 20d, так как здесь весьма затруд-
нен отвод стружки и теплоты резания и в то же время требуется
обеспечить продолжительную стойкость инструмента.
Расчет режима резания при сверлении, как и при точении,
может.быть сделан в двух вариантах.
Вариант 1. Заданы: обрабатываемый материал, размеры от-
верстия d и I. Необходимый станок можно выбрать. В этом случае
расчет выполняется в такой последовательности:
s = Cs d0’6 мм/об;
М = CMdxwsyM кгс-мм;
Г* dXv
м/мин;
1000V	-г.	КТ	Мп D
П ~ ~~тГ об/мин; — 716 200-1,36 кВт-
Режим резания будет оптимальным при наличии станка, обла-
дающего необходимыми значениями s, Л4, п, Л/. Подобный рас-
чет может быть при проектировании производств, когда подби-
рается необходимое оборудование.
320

Вариант 2. Расчет наивыгоднейшего режима резания услож-
няется, если станок задан, как это обычно бывает, в условиях
цеха. Здесь рекомендуется ориентироваться на ограничивающие
условия.
Пример. Обрабатывается сталь (ав = 75 кгс/мм2) быстрорежущим сверлом
Р18 диаметрохМ d = 30 мм. Паспортные данные станка приведены в табл. 32.
Таблица 32
Паспортные данные сверлильного станка
Поз. станка	п в об/мин	м в кгс-м	Поз. станка	п в об/мин	м в кгс-м
1	515	2,5	5	82	14,7
2	339	3,4	6	54	23,8
3	211	6,1	7	34	38,0
4	136	9,5	8	22	57,5
Станок имеет следующие подачи: 0,12; 0,15; 0,19; 0,37; 0,49.
Наибольшая сила, допускаемая прочностью механизма подачи, Рх = 1500 кгс.
Определяем наибольшую подачу по прочности сверла
$max = C3dxs = 0,004-ЗО0,6	0,5 мм/об
и наибольшую подачу по прочности станка
Рх = Ср ds0,7,
откуда
1
/ Рх \ 0,7	/ 1500 V’6 AQQ , К
ScT\.7^dj ЧзГзо) =0,38мм/об.
Следовательно; smax = 0,5 мм/об недопустима. Берем s = 0,38 мм/об. Бли-
жайшая меньшая подача, имеющаяся на станке, s = 0,37 мм/об. Чтобы работать
с подачей s = 0,37 мм/об, необходимо иметь на станке крутящий момент
M = Cm</Wm = ЗЗ.в-ЗО^-О.ЗТ0’8 = 9700 кгс-мм.
Очевидно, целесообразно' работать на 4-й позиции станка, имеющей М =
= 9,5 кгс«м и п = 136 об/мин (см. табл. 32). В этом случае станок будет чуть
перегружен.
Подача при сверлении sCB, допускаемая по стойкости сверла, может быть опре-
делена из уравнения (221):
с _ I \M)QCvdXv = ( 1QOO-7-3O0,4 У-43	/ 145 \1ЛЗ
СВ \ Tmndn /	\ 30°’2л-30п /
Берем период стойкости Т = d = 30 мин. При п = 136 об/мин sCB =
= 1,15 мм/об, что значительно больше принятой нами подачи s= 0,38 мм/об.
При выбранном режиме резания п = 136 об/мин и s = 0,37 мм/об сверло мало
используется по стойкости. В этом случае работать на позициях с большим значе-
нием М и меньшим п нецелесообразно, так как сверло будет еще меньше использо-
вано по стойкости. Чтобы проверить, не выгоднее ли работать на позициях станка
11 А. М. Вульф
321

Таблица 33
Варианты режимов сверления
Поз. станка	п в об/мин	М в кгс-м	SCB в мм/об	sCT в мм/об	Ближайшие меньшие факти- ческие подачи у станка $ф в мм/об	Время сверле- ния длины 10 мм в мин 10 Т1О = —	 j	s4>
3	211	6,1	0,59	0,21	0,19	0,25
4	136	9,5	1,15	0,36	0,37	0,20
5	82	14,7	—	0,65	0,49	0,25
с меньшим значением М, необходимо выполнить дальнейшие расчеты. Из уравне-
ния (219) следует, что подача sCT, допустимая по крутящему моменту,
1
Составим варианты режимов резания при сверлении, т. е. скоростей и подач,
допускаемых сверлом, sCB, а также подач, допускаемых станком sCT (табл. 33).
Как видим, наиболее выгодный режим сверления: п = 136 об/мин; v = 12,8 м/мин;
s = 0,37 мм/об. Этот режим сверления допускается стойкостью сверла, его проч-
ностью, мощностью станка, обеспечивает наименьшее время обработки.

Глава XIII
ЗЕНКЕРОВАНИЕ И РАЗВЕРТЫВАНИЕ
75.	ГЕОМЕТРИЯ Й КОНСТРУКЦИЯ
ЗЕНКЕРОВ И РАЗВЕРТОК
Для рассверливания готовых отверстий, полученных отливкой
или отковкой, грубых, неточных, с большими неравномерными
припусками, подчас с твердой коркой на поверхности, обычные
сверла непригодны или малопроизводительны: неравномерное
давление на две режущие кромки способствует уводу инструмента.
В этом случае отверстия рассверливаются зенкерами, имеющими
в отличие от сверл не две, а три и четыре режущие кромки с на-
правляющими ленточками, обеспечивающими лучшее направление
инструмента в отверстии. Правда, широкие ленточки зенкеров
Рис. 186. Насадной зенкер (а) и геометрия зубьев зенкера с твердым сплавом (б)
(0,8—2,0 мм) вызывают налипание стружек, но уменьшают ви-
брации. Отверстия после сверла также обрабатываются зенкерами,
чтобы получить более чистые поверхности и точные размеры.
Так как зенкеры лишь растачивают уже готовые отверстия, то
они не имеют поперечной режущей кромки и снимают сравнительно
небольшой слой металла (в среднем 0,3—3,0 мм). Поэтому их
винтовые канавки менее глубоки, что делает тело зенкера более
прочным. -
. На рис. 186.изображен .насадной, зенкер с четырьмя режущими
кромками, закрепляемый на оправке.. Для уменьшения трения
направляющие ленточки зенкера имеют небольшой вспомогатель-
ный угол в плане Ф1 0,05°, что достигается шлифованием лен-
точек на обратный конус (0,05-^0,10 мм. на 100 мм.длины). В про-
цессе эксплуатации необходимо следить,' чтобы калибрующая
11*	Э23‘

часть инструмента сохраняла угол q>j; при потере последнего
уточнение диаметра сверла восстанавливается переточкой. Угол
наклона винтовой канавки со составляет в среднем 10—15°, но
уменьшается до 0° для твердосплавных зенкеров при обработке
твердых или хрупких материалов (чугуна) или увеличивается до
25° для вязких и мягких металлов.
Режущие кромки наклонены к оси под углом в плане ср = 454-
ч-60°. Для обработки высокопрочных вязких металлов этот угол
заборного конуса ср желательно уменьшить, так как передний
угол у, измеряемый в сечении, нормальном режущей кромке,
увеличивается с уменьшением угла ср, а угол резания б умень-
шается. В самом деле tg у =
b r sin ф
Так, при резании труднообрабатываемых аустенитных сталей,
отличающихся большой вязкостью, например маломагнитной
стали 45Г17ЮЗ, стойкость зенкеров значительно увеличивалась
с уменьшением угла в плане до ср = 30°. Такой же результат
получается при заточке инструмента с двойным углом в плане,
аналогично сверлу (ср = 60° и ср' = 304-45°).
По аналогии с резцами режущая кромка может иметь отрица-
тельный или положительный угол наклона Л (рис. 186). Как и
при точении, наблюдения показали преимущество положитель-
ного угла (Л = 10-4-15°), что особенно справедливо для зенкеров,
оснащенных твердым сплавом.
В массовом и крупносерийном производстве иногда применяют
для обработки цилиндрических и конических отверстий комбини-
рованный инструментДсостоящий из двух зенкеров, или сверла
и зенкера, или сверла, зенкера и развертки.
Зенкеры применяются для окончательной обработки отверстий
4—5-го классов точности и для предварительной обработки отвер-
стий под развертывание по 2—3-му классам точности, в соответ-
ствии с чем устанавливается наружный диаметр зенкера с учетом
необходимого припуска для развертывания.
Развертки
Развертки предназначаются для изготовления точных отвер-
стий. В отличие от зенкеров они имеют большее число режущих
кромок (z = 64-18) и снимают очень тонкий слой металла (/ =
= 0,054-0,2 мм), что дает возможность получить совсем гладкое
отверстие и точно по заданному допуску; это часто достигается
рядом последовательных проходов несколькими развертками.
Размер получаемого отверстия несколько отличается от диа-
метра развертки в силу так называемой разбивки, которая зави-
сит от размера инструмента, степени’ его затупления, способа
закрепления, качества материала изделия, припуска под раз-
вертку, а также от состояния станка и искусства рабочего, если
развертывание происходит вручную. Разбивка называется поло-
324

жительной, если размер отверстия больше диаметра развертки
и к тому же возрастает по мере затупления инструмента; пола-
гают, что это происходит в результате вибраций, биения развертки,
налипания мельчайших частиц металла на режущие кромки,
нароста. При развертывании металлов и сплавов, склонных
к упругому последействию (маломагнитных, жаропрочных и дру-
гих сталей), может быть и отрицательная разбивка, т. е. размер
отверстия получается меньше диаметра развертки.
Рис. 187. Ручные развертки:
1 — заборный конус; 2 — калибрующая часть; 3 — обратный
конус; 4 — шейка; 5 — Хвостовик
На рис. 187, а показаны ручные развертки с прямыми
зубьями; они имеют конические или закругленные рабочие
концы, которые и снимают припуск. Последующая цилиндри-
ческая часть развертки лишь калибрует, отделывает стенки отвер-
стия, затем развертка затачивается слегка на конус (с углами ср О,
чтобы избежать зажима ее в отверстии и уменьшить разбивку
отверстия.
На рис. 187, б представлена современная машинная развертка
с пластифицированными твердосплавными ножами, надежно за-
крепленными в пазах инструмента эпоксидным клеем ЭД5—ЭД.6
и ГЭН-45. Эти клеи имеют прочность на срез до 200 кгс/см2 и
могут быть полезны для различных инструментов. В последнее
время все чаще применяют цельные пластифицированные твердо-
сплавные развертки малого размера (до 10 мм), дающие 10—15-
кратн'ую стойкость сравнительно с быстрорежущими развертками.
325

Иногда с успехом применяется цилиндрическая ступенчатая
(рис. 188, а) или двуступенчатая заточка рабочего конца
(рис. 188, б), которая дает высокую чистоту и точность развер-
тываемых отверстий даже при обработке с большими припусками
до t = 0,5 мм.
При обработке жаропрочных сталей хорошие результаты пока-
зали укороченные твердосплавные развертки (рис. 188, в), у ко-
торых отсутствует обратный конус, а цилиндрическая калибрую-
щая часть оснащена пластинками твердого сплава, что способ-
ствует повышению стойкости инструмента. Иногда длину развертки
столь сильно сокращают, что она по форме напоминает дисковую
фрезу. Стоимость таких разверток сравнительно невелика.
Рис. 188. Развертки с цилиндрической ступенчатой заточкой (а), геометрия зубьев
развертки (б), укороченная развертка (в)
Обыкновенные цилиндрические развертки имеют тот недоста-
ток, что после одной-двух заточек теряют свой размер. При изго-
товлении большого количества отверстий точно одинакового
размера применяют регулируемые развертки. Они (рис. 189, а)
имеют внутри просверленное слегка на конус отверстие, куда
вгоняется шарик или стержень с коническим концом. При пере-
мещении последних вдоль отверстия диаметр развертки может
изменяться на.0,25—1 мм; для облегчения регулировки на раз-
вертке через два-три зуба прорезаны долевые щели.
На других развертках увеличение диаметра достигается сдви-
гом вставных ножей в прорезях по коническим направляющим
(рис.- 189, б). .Ножи сзади закрепляются гайкой и контргайкой,
спереди, — клиньями с винтами.- -Нередко вставные -ножи, на .зад-
ней. стейке.Паза .имеют! рифления,- ’что . значительно ..усиливает
жесткость крепления‘ножей; При развертывании, отверстий боль-
шого’диаметра с*успехом применяются разверткис привинченными
н’аШми (рис; Л89,. в),.--.Регулирование .'размера достигается лод.-
кладывайием’.под ножи бумажных. или тонких металлических лент,
после чего- 'развертки шлифукЗтСя’ на необходимый точный размер.
326

?%ZZZZZ


Рис. 189. Регулируемые развертки: а — раздвижная с ша-
риком; б — со вставными ножами; в — с привинченными
ножами; г — однозубая развертка

Для чистовой и точной отделки отверстий хороши также одно-
зубые развертки (рис. 189, г). В направляющем стальном корпусе,
закаленном с поверхности и шлифованном, винтом на торце за-
крепляется нож, который выступает обычно не более чем на 0,02 мм
над цилиндрической поверхностью корпуса и шлифуется на раз-
мер вместе с ним. Стружка снимается частью ножа, расположен-
ной на приемном конусе, а остальная часть ножа предохраняет
корпус от зажима. После некоторого износа лезвия ножа воз-
можна его перестановка.
Более совершенная < конструкция регулируемой однозубой
развертки показана на рис. 189, д. При обработке отверстий
в труднообрабатываемых материалах применяют цельные твердо-
сплавные развертки небольшого диаметра.
Точные конические отверстия получаются
обработкой цилиндрических отверстий кони-
ческими развертками (рис. 190). Применяют
последовательно обычно три развертки, так
как приходится снимать большое коли-
чество металла. Первая обдирочная раз-
вертка со ступенчатыми зубьями дает гру-
бую коническую поверхность с винтовыми
бороздками, вторая, с прерывистой режу-
щей кромкой для размельчения стружки,
срезает бороздки, и третья, отделочная раз-
вертка, дает гладкую поверхность.
Геометрия зуба развертки подобна гео-
метрии резца. Задняя поверхность часто
затачивается под двойным углом а = 54-7° и
191, а). Угол резания делают равным 90°
(у = 0°) для отделочных разверток и острым при снятии (рис. 191, б)
значительного слоя металла (у > 0). Для повышения стой-
кости разверток рекомендуется затачивать заборный конус с двой-
ным углом в плане (рис. 191, в). Передний угол уу, измеряемый
обычно в сечении, нормальном оси винтовой развертки, больше
действительного переднего угла у в сечении, перпендикулярном
к направлению режущей кромки, что приводит к необходимости
увеличивать угол уу с увеличением угла наклона винтовой ка-
навки. Так, для котельных разверток (рис. 191, г) с большим
углом наклона канавок со 60° величина переднего угла уу
в плоскости, нормальной оси развертки, доходит до 25°.
Число зубьев развертки (6—18) зависит от ее диаметра. С уве-
личением числа зубьев стенки отверстий получаются более чи-
стыми, но инструмент обходится дороже при изготовлении и
заточке.
Считают, что хорошо работают развертки с неравномерным
шагом зубьев. В подобных развертках для удобства измерения их
диаметра желательно иметь по крайней мере два «уба, располо-
женные диаметрально противоположно, что легко достигается
328
Рис. 190. Конические
развертки
= 154-25° (рис.

при четном числе зубьев. Такие развертки якобы помогают избе-
гать граненности отверстий, иногда получаемой при обработке
неоднородного материала.
Однако необходимый эффект достигается и при равномерном
расположении зубьев более тщательной заточкой их с минималь-
ным биением, вызывающим огранку отверстия; этому способ-
ствует и малый задний угол, затачиваемый на заборном конусе.
Основное условие хорошей работы развертки — острая заточка
режущей кромки, тщательная доводка ее; при этом реко-
мендуется оставить нетронутой узенькую направляющую лен-
329

точку шириной f = 0,2н-0,3 мм. Чем острее заточены зубья, тем
чище и точнее получается отверстие. Испытания показали, что
при хорошей заточке развертки уменьшаются расход энергии на
65% и сила подачи на 75%.
В последнее время предложены развертки, имеющие на длине
режущей части (заборного конуса) положительный передний угол
в радиальном направлении (4-^) и отрицательный угол продоль-
ного наклона (—ух). У такой развертки стружка отходит вперед;
стойкость многократно увеличивается [104].
Вместе с тем исследования [115] показали целесообразность
специального профилирования калибрующей режущей кромки
кривыми различного радиуса (рис. 191, д), чтобы обеспечить сжи-
мающие напряжения как на самой калибрующей кромке («апози-
тивной»), так и на обработанной поверхности.
76.	СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ЗЕНКЕРОВАНИИ
И РАЗВЕРТЫВАНИИ
Работа зенкера или развертки приходится в основном на за-
борную коническую часть, срезающую слой металла площадью
Рис. 192. Площадь поперечного
сечения среза при зенкеровании
(в мм2) в поперечном сечении
(рис. 192)
f = ts =
где t = d-^dl — глубина резания
или половина диаметрального при-
пуска на обработку (колеблется в
среднем от 0,3 до 3 мм при зенкеро-
вании и от 0,05 до 0,2 мм при раз-
вертывании).
На каждую режущую кромку
приходится площадь среза (в мм2)
f _ /s _ (d — djs
z ~ z ~ 2z
Здесь, так же как у резца, стружка будет тем тоньше и шире,
чем меньше угол в плане ср; при этом будет расти удельная сила
резания.
Силу резания можно разложить на три составляющие:
1)	касательную силу Pz, действующую в направлении скорости
вращения и создающую крутящий момент М;
2)	осевую силу или силу подачи Рх, которую приходится
преодолевать механизму подачи станка или рабочему, при ручном
развертывании;
3)	радиальную силу не имеющую практического значения,
если при тщательной заточке заборного конуса силы Ру отдель-
330

ных зубьев одинаковы и взаимно уничтожаются; иначе возможен
увод инструмента.
Принимая силу 7? за равнодействующую двух сил Рх и Ру,
можно написать
Рх = R sin ср, Ру = R cos ф,
т. е. сила подачи Рх растет с увеличением ф (или укорочением
конуса). Для ручных разверток заборная часть делается значи-
тельной величины, при этом уменьшаются угол ф и вместе с ним
сила подачи Рх. Это облегчает работу и уменьшает опасность
поломки зубьев при выходе из отверстия. Исследования автора
показали резкое повышение стойкости зенкеров по мере умень-
шения угла ф при растачивании труднообрабатываемых сталей.
При некоторых условиях значения М и Рх могут достичь
больших величин. Их можно вычислить по экспериментальным
формулам, как и при сверлении.
77.	РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ЗЕНКЕРОВАНИИ
И РАЗВЕРТЫВАНИИ
Метод расчета режима резания при зенкеровании и разверты-
вании такой же, как и при сверлении. Определяется максималь-
ная допустимая подача с учетом требуемой точности, чистоты
обработки и последующего технологического процесса. Подача
при зенкеровании берется по табл. 34, составленной по опыту
передовых предприятий [50; 51].
В зависимости от условий работы устанавливаются три группы
подач.
1.	Максимальные подачи — для обработки литого
и прокованного отверстий без допуска, а также при последующей
обработке отверстия двумя или тремя инструментами (чистовым
зенкером, или резцом и развертками, или расточной пластинкой).
2.	Средние значения подач — в случае обработки литого
или прокованного отверстия для последующего нарезания резьбы,
обработки литого или прокованного отверстия по 5-му классу
точности или для последующей обработки двумя зенкерами.
3.	Минимальные подачи — для обработки литого
или прокованного отверстия при последующей обработке одним
зенкером с малой глубиной резания или одной разверткой.
При развертывании рекомендуются подачи, приведенные
в табл. 35.
Максимальные подачи применяют при предварительном (черно-
вом) развертывании отверстий после сверления или зенкерования
под последующее чистовое развертывание.
Средние значения подач применяют при чистовом развертыва-
нии по 2-му классу точности после чернового развертывания; при
чистовом развертывании по 2-му классу точности после чистовой
обработки резцом или чистовой расточной пластиной; для твердо-
331

Таблица 34
Рекомендуемые значения подач при зенкеровании
Диаметр зенкера, d в мм	Зенкер из быстрорежущей стали				Зенкер с пластинкой твердого сплава			
	Сталь		Чугун		Сталь		Чугун	
	Ов<90 кгс/мм2	ав>ио кгс/мм2	НВ < 170	НВ > 170	незакален- ная	закаленная	НВ < 170	НВ > 170
15	0,4—0,7	0,2—0,4	0,6—1,25	0,35—0,75	0,4—0,55	0,2—0,4	0,6—0,9	0,45—0,65
20	0,5—0,9	0,3—0,5	0,75—1,5	0,45—0,9	0,5—0,7	0,3—0,55	0,75—1,1	0,55—0,75
30	0,6—1,1	0,4—0,7	0,95—1,9	0,6—1,1	0,65—1,0	0,4—0,65	0,95—1,3	•0,65—0,9
40	0,7—1,3	0,4—0,8	1,15—2,3	0,7—1,35	0,7—1,1	0,45—0,8	1,15—1,7	0,8—1,2
50	0,8-1,5	0,5—0,9	1,3—2,6	0,8—1,6	0,8—1,3	—	1,35—2,0	0,9—1,4
70	0,9—1,8	0,6—1,1	1,6—3,2	1,0—1,9	0,9—1,4	—	1,5—2,2	1,1—1,6
80 и выше	1,0—2,0	0,6—1,2	1,7—3,4	1,1—2,0	1,1—1,5	—	1,6—2,4	1,1—1,7
П р и м е ч а	4 и е. Подачи	даны для обработки отверстий на проход.			При обработке глухих отверстий, особенно при обра-			
ботке дна отверстий, подачи берутся в пределах 0,2 —0,6 мм/об.								

Подачи, рекомендуемые при резании машинными развертками
Диаметр развертки d в мм	Развертка из инструментальной стали				Развертка с пластинкой твердого сплава			
	Сталь		Чугун		Сталь		Чугун	
	ав<90 кгс/мм2	ав > 90 кгс/мм2	НВ < 170 1	НВ > 170	незакален- ная	закаленная	НВ < 170	НВ > 170
5	0,2—0,5	0,15—0,35	0,60—1,2	0,4—0,8	—	—	—	—
10	0,4—0,9	0,35—0,7	1,0—2,0	0,65—1,3	0,35—0,5	0,25—0,35	0,9—1,4	0,7—1,1
20	0,65—1,4	0,55—1,2	1,5—3,0	1,0—2,0	0,4—0,6	0,30—0,40	1,0-1,5	0,8—1,2
30	0,8—1,8	0,65—1,5	2,0—4,0	1,3—2,6	0,5—0,7	0,35—0,45	1,2—1,8	0,9—1,4
40	0,95—2,1	0,8—1,8	2,5—5,0	1,6—3,2	0,6—0,8	0,40—0,50	1,3—2,0	1,0—1,5
60	1,3—2,8	1,0—2,3	3,2—6,4	2,1—4,2	0,7—0,9	—	1,6—2,4	1,25—1,8
80	1,5—3,2	1,2—2,6	3,75—7,5	2,6-5,0	0,9—1,2	—	2,0—3,0	1,5—2,2
Примечание. Подача для обработки в пределах 0,2—0,5 мм/об. 1 Указанные подачи рекомендуются также			сквозных отверстий на проход. При обработке глухих при обработке бронзы, латуни, алюминия.				отверстий подачи берутся	

Таблица 36
Средние нормы стойкости зенкеров и разверток
Для зенкеров																		
Тип зенкера	Обрабаты- ваемый материал	Диаметр зенкера d в мм																
		15—19	20—24		25-29			со 1 8		35—39		40—44		45—49	50—54		i 55-60	
		Период стойкости Т в мин																
Цельные	Сталь Чугун	12 30	18 35		24 42			30 54		—		—		—	—		—	
Со встав- ными зубьями. Насадные	Сталь Чугун	к	—		36 60			42 70		50 85		55 130		60 150	70 170		90 180	
Для разверток																		
Тип развертки	Обрабаты- ваемый материал	Диаметр развертки d в мм																
		ю	6-14 	1		15-19		20—24		25—29	со 1 8		35-39		40—49	frS—0S		55—80	
		Период стойкости Т в мин																
Машинные	Сталь Чугун	12 20	18 36		24 48		30 54		42 72	48 84		60 84		72 120	72 150		84 150	
Тип развертки	Обрабаты- ваемый материал	Диаметр развертки d в мм																
		10	15	18		20		25	30	35	40		45	50	60	70		80
		Средний период стойкости Т в мин																
Машинные, оснащенные твердым сплавом	Чугун Сталь	23	35 45	40 54		45 60		55 75	70 90	80 105	90 120		100 130	ПО 150	135 180	160 200		180 240
сплавных разверток при чистовом развертывании по 3-му классу
точности с чистотой по 7—8-му классам (ГОСТ 2789—59).
Минимальные подачи применяют при чистовом развертывании
под полирование или хонингование; при.развертывании отверстий
одной разверткой по 3-му классу точности; при резании твердо-
сплавной разверткой по 2-му классу точности с чистотой по 8—9-му
классам.
334

Таблица 37
Значения постоянных коэффициентов и показателей
степеней в формуле (226) для зенкерования
Обрабатываемый материал	Вид обработки	cv	1 т	zv	yv	XV
Сталь ов = 75 кгс/мм2	Зенкерование	16,3	0,3	0,3	0,5	0,2
	Развертывание	10,5	0,4	0,3	0,5	0,2
Чугун серый НВ 190	Зенкерование	18,0	0,125	0,2	0,4	0,1
	Развертывание	15,6	0,3	0,2	0,5	0,1
Таблица 38
Значения поправочных коэффициентов KMV
в зависимости от обрабатываемых материалов
Обрабатываемый материал	НВ	ав в кгс/мм2	^мУ
. Сталь автоматная	—	40—60	2—1,7
» конструкционная	—	30—40	0,84
»	хромистая	—	50—60	1,32
» »	—	75	1,00
Сталь углеродистая инструмен- тальная	—	100—110	0,60
Сталь быстрорежущая	—	70—80	0,60
» »	—	40—50	1,30
» »	—	100—110	0,65
Сталь марганцовистая	—	70—80	0,70
» »	—	110—120	0,50
Сталь никелевая	—	40—50	1,45
» хромоникелевая	—	90—110	0,75
Чугун серый	120—140	—	1,60
» »	160—180	—	1,00
» »	240—260	—	0,70
Чугун ковкий	180—200	—	0,75
Бронза	150—200	—	0,67
»	100—140	—	1,00
»	60—90	—	2,00
Алюминий	—	7—28	6—5
Дур алюмин	—	20—50	6—4
335

Скорость резания при зенкеровании и развертывании опре-
деляется по формуле, аналогичной формуле для сверления с уче-
том глубины резания (помимо других факторов),
* =	м/мин,	(226)
Tmtxvsyv
jKmV — коэффициент, зависящий от обрабатываемого мате-
риала.
Нормы стойкости зенкеров и разверток зависят от диаметров
и даны в табл. 36, а значения постоянных Cv, xV9 yv, zVi /Сми —
в табл. 37 и 38.
Таблица 39
Режимы резания при зенкеровании и развертывании
труднообрабатываемых сталей и сплавов
Обрабатываемый материал	Зенкерование			Развертывание		
	d в мм	S в мм/об	V в мм/об	d в мм	S в мм/об	V в м/мин
Сталь 45Г17ЮЗ	17	0,4—1,0	8,5—5	17	0,4—0,8	11,0—6,0
Сталь жаропроч- ная ЭИ787	17	0,4—0,8	5,5—3,5	17	0,4—0,8	4—2
Ориентировочные режимы резания при зенкеровании и раз-
вертывании труднообрабатываемых сталей и сплавов даны в
табл. 39, составленной по опытным данным автора.

Глава XIV
РЕЗАНИЕ МЕТЧИКАМИ И ПЛАШКАМИ
78.	ГЕОМЕТРИЯ И КОНСТРУКЦИИ МЕТЧИКОВ
Резьба в отверстиях небольшого диаметра (d < 75 мм) проще
и быстрее нарезается метчиками (если не учитывать того, что
в последнее время проще и быстрее получить ее накаткой). Метчик
представляет собой винт, у которого для образования режущих
кромок сделано несколько продольных канавок. Число канавок
колеблется от двух до шести в зависимости от диаметра метчика.
Рис. 193. Продольный и поперечный разрезы метчика
Канавки могут быть прямыми, расположенными вдоль оси мет-
чика, или винтовыми — правыми (поднимаются слева направо) и
левыми (поднимаются справа налево). Винтовые канавки у -мет-
чиков делаются с большим шагом, а направление их рекомен-
дуется такое, чтобы стружка отводилась вперед у сквозных отвер-
стий и в обратную сторону — у глухих отверстий. Этого можно
достигнуть и при работе метчиком с прямыми канавками заточкой
рабочего конуса метчика с положительными или отрицательными
углами наклона режущих кромок Z (см. рис. 198, а).
На рис. 193, а, б метчик показан соответственно в продольном
и поперечном разрезах. Заборная или приемная часть длиной 1±
сделана на конус с углом 2<р, другая часть длиной Z2 — калибрую-
,337

щая. При высоте резьбы t имеем	В поперечном сечении
метчика четыре канавки специального профиля образуют соот-
ветственно четыре выступа (перья), представляющие собой свое-
образные резцы с задним а и передним у углами.
Наиболее важная часть метчика — заборная; ею выполняется
основная работа по нарезанию резьбы. Длина конуса /х и угол ср
определяют размер поперечного сечения среза, снимаемого каж-
дым зубом метчика, и тем самым производительность его и точ-
ность нарезаемой резьбы. На рис. 197,а приведены схема работы и
элементы рабочей части инструмента, срезающей стружки трапе-
цеидальной формы толщиной az и переменной ширины Ь. Из-за
небольшой величины угла ср можно вместо а2. принять для удобства
расчетов толщину среза а', измеренную в направлении, перпен-
, az
дикулярном оси метчика, a = -s*'«
Очевидно а' = -у , где i — число зубьев на режущей части,
h — фактическая высота резьбы, вырезаемой метчиком с учетом
того, что часть высоты резьбы должна удаляться при сверлении
отверстия под резьбу. В связи с тем, что металл в результате пла-
стической деформации выдавливается в процессе резания, диаметр
сверла dc = d2 под резьбу принимается больше внутреннего диаметра
резьбы dDH = dv Величина 1г = 1Э tg ср, где /э — эффективная длина
режущей части (/э =	’ dH=di наружный диаметр метчика^ .
При числе перьев и, равном числу канавок, и шаге резьбы s
имеем i = ~ п и тогда а = — tg ср.
Следовательно, толщина среза возрастает с увеличением шага
резьбы s, угла в плане (рис уменьшением числа перьев п.
Размеры угла ср, а тем самым длина заборного конуса опреде-
ляются из соображений, что толщина среза а не должна быть
меньше радиуса закругления режущей кромки р, иначе резко
ухудшаются чистота резьбы и снижается стойкость инструмента.
Конструкции метчиков различаются между собой в зависи-
мости от назначения и могут быть разбиты натри основные группы:
гаечные метчики, нарезающие гайку на станке за один проход
и не имеющие обратного хода; ручные метчики, нарезающие резьбу
в два или три приема и имеющие обратный ход; маточные метчики,
нарезающие резьбу в инструменте (плашках).
Гаечные метчики имеют рабочую коническую часть
и цилиндрическую калибрующую (см. рис. 193, а). Чем длиннее
приемный рабочий конус, тем спокойнее работает метчик и чаще
получается нарезка, но больше длится процесс нарезания резьбы.
В этом отношении хорошие результаты показали тандем-метчики,
имеющие две заборные и две калибрующие части (рис. 194).
Профиль канавки должен быть построен так (рис. 195, а),
чтобы соответственно обрабатываемому материалу (табл. 40) был
338 .

обеспечен угол поднутрения (передний угол у). При этом передняя
поверхность делается плоской на протяжении 1,25Z (t—высота
профиля резьбы) для создания одинаковых условий работы по
всей высоте профиля. На рис. 195, б изображена форма канавки,
рекомендуемая для гаечных метчиков. Эти метчики работают в тя-
желых условиях и должны иметь массивные перья. Здесь ширина
Рис. 194. Метчик с двойным заборным конусом
пера равна половине ширины канавки. Острый внешний угол
задней кромки при этом неопасен, так как гаечные метчики не вра-
щаются в обратную сторону при вывинчивании и, следовательно,
стружка не защемляется.
Для уменьшения трения по окружности метчика производится
задняя заточка режущих перьев. Задняя поверхность затылуется
полностью только на витках приемного конуса; на калибрующей
Рис. 195. Профили канавок
метчика
поверхности примерно J73 ширины пера оставляется цилиндри-
ческой, чтобы не терять направляющей способности метчика и
размеров внешнего диаметра после переточек метчика.
Ручные метчики, применяемые для работы в комплек-
тах из двух или трех метчиков (слесарных), нарезают резьбу в два
или три приема. По конструкции резьбовой части метчики бывают
двух типов (рис. 196). Разница между ними заключается в спосо-
бах срезания стружки зубьями; у первого типа (рис. 196, а) пер-
вые два метчика из комплекта снимают стружку всем своим кон-
339

Таблица 40
Передние углы метчика у
Обрабатываемый материал	V	Обрабатываемый материал	V
Сталь ав = 50—60 кгс/мм2	20	Чугун НВ 190	* 5
» ав = 60—70 кгс/мм2	15	Алюминий, дуралюмин	40
» ав = 70—85 кгс/мм2	10	Силумин	20—30
» хромоникелевая	5—10	Латунь, бронза	5—10
Чугун НВ НО	15	Текстолит, гетинакс, слои-	
» НВ 150	10	стые пластики	20—25
туром, в то время как первые два метчика второго типа комплекта
(рис. 196, б) работают только передней режущей кромкой. Третьи
метчики у обоих типов одинаковы. В первом случае (рис. 196, а)
все три метчика набора имеют различные диаметры, и только
последний (чистовой) обеспечивает окончательный размер. Во вто-
ром случае, наоборот, все три метчика имеют одинаковый диаметр
с полным профилем нарезки, при этом значительно различаются
длины приемных конусов. Этот тип метчиков применяется зна-
Рис. 196. Типы нарезания метчика; а — конический; б — цилиндрический
чительно чаще. Снятие затылка у ручных метчиков производится
только на конической части, чтобы сохранить хорошее направле-
ние метчика в отверстии и при вывертывании стружка не защем-
лялась между затылочной поверхностью и стенками отверстия.
При нарезании резьбы в легированных и жаропрочных сталях
с повышенной вязкостью и прочностью рекомендуется для круп-
ных метчиков затылование по профилю на всей длине рабочей
части второго и третьего метчиков комплекта, причем величина
падения затылка составляет примерно 0,04—0,05 мм. У таких
метчиков снижается крутящий момент и резьба получается более
чистой и точной. С этой же целью рекомендуется обратный конус
по наружному диаметру и по профилю резьбы порядка 0,05—
340

0,1 мм на всей длине калибрующей части [10]. Одновременно
корректируется профиль резьбы.
При нарезании резьбы в труднообрабатываемых сталях и спла-
вах хорошие результаты показали корригированные метчики,
предложенные А. Л. Екельчиком [10]. Угол профиля метчика для
метрической резьбы вместо 0О = 60° уменьшается до 0Т = 58-^59°. Об-
ратная конусность по наружному и внутреннему диаметрам, начи-
ная с первого витка и, следовательно, ширина и глубина стружеч-
Рис .197. Корригированние метчика
ных канавок постоянная. В результате между обрабатываемым мате-
риалом и боковыми кромками режущих зубьев в процессе резания
возникают зазоры, значительно облегчающие процесс резания:
уменьшается трение, защемление отсутствует. Получается ступен-
чатая схема резания (рис. 197,6). Величина ступеней на боковых
поверхностях витка незначительна при условии расчета величины
обратного конуса б по формуле
tg6 = Ig<p(tg Ь-ctg-k-— 1),
где ср—угол заборного конуса; 0О—угол профиля нарезаемой
резьбы; 01—угол профиля резьбы метчика.
Стойкость корригированных метчиков по сравнению с обычными
выше в три—пять раз; стоимость их увеличивается на 10% [10].
341

Передние углы целесообразно увеличивать у чистовых мет-
чиков, например при нарезании резьбы в легированных сталях
типа 40ХМА и близких к ним; наивыгоднейшпе углы: для первого
метчика 5—6°, для второго 7—8°, для третьего— 10—12°.
Рис. 198. Метчики с положительными и отрицательными углами наклона режущей
кромки
Рис. 199. Метчики со вставными резьбовыми
гребенками:
1 — гребенка; 2 — конус; 3, 4 — установочные бол-
ты; 5 — корпус; 6 — крышка
Угол наклона режущих кромок метчика для сквозных отвер-
стий затачивают положительным (Л = -f-50) с целью отвода
стружки в сторону движения метчика (рис. 198).
Маточные метчики — это чистовые метчики. Ка-
навки у них небольшого объема, так как снимается небольшая
342

стружка, угол поднутрения у отсутствует (углы резания 6 = 90°).
Затылок пера не снимается ни в конусной, ни в цилиндрической
части. Число канавок обычно 6—10, причем рекомендуется
у маточных метчиков канавки направлять по винтовой линии
под прямым углом к направлению нарезки; это улучшает работу
метчика.
Оригинальны конструкции метчиков без канавок,
но со специально заточенной заборной частью. При нарезании
Рис. 200. Специальные метчики для глухих и сквозных отвер-
стий с подводом охлаждения
резьбы в сквозных отверстиях стружка отводится вперед
(рис. 198, а), а в глухих отверстиях— назад через внутреннюю
полость метчика (рис. 198, б), для чего метчик затачивается
с отрицательным углом наклона режущей кромки.
Метчики со вставными резьбовыми гре-
бенками простые, регулируемые (рис. 199, а) и самовыклю-
чающиеся (рис. 199, б) имеют ряд преимуществ.
На рис. 200 показаны современные метчики для нарезания
резьбы в глухих (а) и сквозных (б) отверстиях с подводом СОЖ.
79.	РЕЗЬБОНАРЕЗНЫЕ ПЛАШКИ
Плашки (их также называют лерками и прогонками) предназна
чены для нарезания наружной резьбы на винтах или на круглых
стержнях. Они представляют собой гайки, у которых прорезано
несколько продольных канавок для образования режущих кромок.
На рис. 201 показана круглая плашка для резьбы малого шага;
343

она крепится винтами в патроне, который с свою очередь уста-
навливается в суппортной державке станка. Коническим штифтом,
входящим в прорезь диска, отверстие плашек можно слегка рас-
ширить или сузить, т. е. установить их режущие кромки точно на
определенный диаметр
обычно применяется на
нарезаемого винта. Такой тип плашек
револьверных станках. За один продоль-
ный проход плашек резьба
готова; чтобы снять плаш-
ки с винта, нужно наре-
заемому винту дать обрат-
ный ход.
Круглые плашки де-
лаются цельными (мелких
размеров) и разрезными.
Цельные плашки работают
более точно и чисто, но
сложнее в изготовлении,
так как при закалке на-
резка часто коробится и
Рис. 201. Круглая плашка	приходится тщательно до-
водить ее.
Как и у метчиков, передняя поверхность режущих ножей пла-
шек должна быть заточена с передним углом у в соответствии
с обрабатываемым материалом (табл. 41).
По условиям работы выгоднее дать и большие углы у, чем
указано в табл. 41, но это привело бы к уменьшению прочности
режущих перьев. По этой причине приходится ограничивать
число перьев до трех для нарезок 0 3—5 мм и до семи для наре-
зок 052—76 мм. Выбор числа режущих перьев должен быть про-
изведен таким образом, чтобы гарантировать прямолинейность
их передней поверхности на всей высоте нарезки.
Подобно метчику у плашки делается приемный конус, причем
с двух сторон, чтобы иметь возможность работать обеими торце-
выми поверхностями (рис. 201). Для успешной работы половина
угла конуса (угол в плане) ср должна иметь определенную вели-
Передние углы плашек у
Таблица 41
Обрабатываемый материал	V	Обрабатываемый материал	V
Сталь мягкая Сталь средней твердости Чугун	8—9 5 5	Мягкие цветные мате- риалы Медь красная Бронза, латунь	12—15 15 0
344

чину, например ср = 18° для нарезки
с шагом 5—6 мм и ср = 25° для на-
резки с шагом менее 3 мм.
Во избежание трения кромок
ножей о нарезаемый материал произ-
водится снятие затылка на прием-
ном конусе, т. е. задняя заточка
пера под углом а = 6н-7°.
Самооткрывающиеся резьбона-
резные головки со вставными плаш-
ками применяются на автоматах, так
как дают возможность не тратить
времени на перемену хода станка
при свинчивании плашки с нарезае- Рис. ;202, Головка с самораз-
мого изделия и при этом предохра- движными плашками
няют плашки от порчи (рис. 202).
В радиальных прорезях головки устанавливают обычно четыре
плашки различных форм. Особенно производительны круглые
дисковые плашки, нарезающие точную резьбу благодаря своему
шлифованному профилю.
Рис. 203. Радиальные (а) и тангенциальные (б) плашки
По способу установки различают радиальные и тан-
генциальные плашки (рис. 203). В обоих случаях по
мере перемещения плашек условия резания будут изменяться,
так как будут изменяться углы резания. Тангенциальная уста-
345

новка плашек имеет преимущество перед радиальной в связи
с тем, что плашки работают более продолжительное время и выдер-
живают больше переточек. Плашки в головке должны занимать
вполне определенное положение, так как направление ниток одной
плашки является продолжением по винтовой линии соответствую-
щих ниток другой плашки, и какие-либо перестановки здесь
совершенно недопустимы.
Рис. 204. Резьбонакатные плашки:
1 — эксцентриковые шейки; 2 — игольчатые подшипники; 3 —
резьбонакатные ролики; 4 — затяжные винты; 5 — регулировочные
винты; 6 — корпус
На рис. 203, а показаны радиальные, а на рис. 203, б — тан-
генциальные плашки. Углы приемного конуса ср такие же, как и
у круглых плашек. Тангенциальная плашка перетачивается по
плоскости АВ, а радиальная — по длине приемного конуса.
Последнее обстоятельство является неблагоприятным для радиаль-
ных плашек, так как не обеспечивает должной остроты режущей
кромки по всему профилю резьбы.
Необходимо отметить, что все чаще получают применение
резьбонакатные плашки, обеспечивающие более высокую произ-
водительность (рис. 204).
80.	КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ ПРИ РАБОТЕ
МЕТЧИКАМИ И ПЛАШКАМИ
Сопротивление резанию при работе метчиком или плашкой
определяется величиной крутящего момента и характеризует ре-
жущие свойства инструмента. На рис. 205, а показана схема
работы метчика. Каждый зуб снимает стружку при постоянной
площади среза за все время прохода метчика сквозь нарезаемое
отверстие. Очевидно, при нарезании гайки крутящий момент М
изменяется в соответствии с изменением площади среза, снимае-
346

мого всеми работающими зубьями 1—4. В случае, если в нарезае-
мом материале находится вся заборная часть метчика, сумма
площадей среза, снимаемых отдельными зубьями, равна площади
полного профиля нарезки, как это показано на рис. 205, б. Для
треугольной резьбы
f = £ мм2,	(227)
где s — шаг нарезки в мм; t — глубина нарезки в мм.
Тогда касательная сила резания Р2 = р, f, где р — удельная
сила резания в кгс/мм2, и крутящий момент
М = P2r = pf —-у-) кгс-мм.	(228)
о	/ d 2t \
Здесь г = 1 —-----$-} — расстояние центра тяжести полного
профиля нарезки от оси метчика с наружным диаметром d.
Если одна и та же гайка нарезается последовательно тремя
метчиками набора, то рекомендуется метчики проектировать так,
чтобы крутящие моменты, приложенные к каждому метчику и
в сумме равные общему крутящему моменту М, имели бы следую-
щее соотношение:
М = Mi (604-70%) +М2 (20-30%) +
+ М3 (104-15%).
Для крупных резьб рекомендуется соотношение	:
: М3 = 85 : 10 : 5.
Очевидно, величина М должна изменяться при нарезании гаек
различных длин. По мере того как вступают в работу новые
зубья, М растет соответственно увеличению I вплоть до момента,
когда метчик начинает выходить из гайки. На рис.’206 показаны
кривые изменения величины М при нарезании гаек различных
длин ат V5 /1 до /|, где — длина заборной части метчика.
Крутящий момент достигает своей наибольшей величины Мтах
(кривая ОВ), когда вся заборная часть находится в нарезаемом
материале; остается постоянным некоторое время и затем падает
по кривой CD, но обратно расположенной под углом а0. Это зна-
чит, что крутящий момент должен уменьшаться в такой же сте-
пени, в какой он увеличивался с начала нарезания. Угол а0
является мерой изменения М. Кривые /, 2, 3, 4, 5 выражают
закономерность изменения М при нарезании гаек длиной соот-
ветственно х/5 1Ъ 2/5	3/5 /1, 4/5 /1,
Имея подобную кривую изменения крутящего момента при
нарезании глубоких отверстий, когда он достигает своего’ макси-
мального значения /Итах, можно определить'7И‘Г,;	д.,
получающиеся при нарезании коротких гаек.
На величину крутящего момента при нарезании резьбы мет-
чиком значительно влияет диаметр последнего и подача s (шаг
347

Рис. 205. Схе-
ма работы мет-
чика
О
Гайка
£

Метчик
Рис. 206. Диаграммы крутящего момента при нарезании резьбы
гаечным метчиком

резьбы). Так, по данным отечественных исследователей, рекомен-
дуется общая формула
M = CudW*.
Например, для стали ов = 75 кгс/мм2 М = 2,5d2s1>5. Значе-
ния постоянных См зависят от обрабатываемого материала, рода
резьбонарезного инструмента и смазочно-охлаждающей жидкости.
С улучшением чистоты поверхности резьбы инструмента умень-
шается трение и снижается величина М. По этой же причине
уменьшается М при пользовании смазкой. Например, по опытным
данным, при резании гаечным метчиком уменьшение крутящего
момента в среднем составляло:
Смазка	Уменьшение М в %
5-процентная эмульсия .................. 25
10-процентная эмульсия ................. 30
Веретенное масло ....................... 36
Осерненное минеральное масло ...	45
Сурепное масло ......................... 50
Крутящий момент уменьшается у метчика с уменьшением числа
канавок и увеличением переднего угла и возрастает по мере за-
тупления инструмента. Крутящий момент заметно увеличивается,
если зазор между диаметром отверстия и внутренним диаметром
метчика меньше 0,1—0,2 мм. По понятным причинам боковая
затыловка зубьев метчика сильно снижает крутящий момент.
С увеличением угла заборного конуса сила подачи Рх неиз-
менно растет, но остается совершенно ничтожной по величине и
потому практически не принимается во внимание.
81.	СТОЙКОСТЬ МЕТЧИКОВ, ПЛАШЕК
И СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ
Вопросы эксплуатации сложного резьбонарезного инструмента
еще не изучены в достаточной степени и при освещении их при-
ходится пользоваться результатами отдельных исследований и
опытом рабочих-передовиков. Относительная стойкость здесь
так же, как и для других инструментов, зависит от принятого кри-
терия затупления. В качестве критерия затупления метчика и
плашки обычно принимаются легкий износ по задней поверхности
пера и подгорание резьбы метчика, что приводит к ухудшению
чистоты нарезки. Допускаемая величина фаски износа колеблется
примерно до 0,8 мм и зависит от диаметра, а также типа плашки
и метчика (увеличивается для резьбонарезных головок и больших
диаметров). Поэтому показатель относительной стойкости —
С	/ 1
в формуле Т =— получается весьма низким! — = 1
с/*
349

За норму стойкости принимается достаточно большой период вре-
мени работы инструмента до затупления Т = 60-4-120 мин, что
ведет к заниженным скоростям резания. Рекомендуется период
стойкости резьбонарезных инструментов определять по форму-
лам, учитывающим род инструмента, количество нарезанных дета-
лей и других параметров.
При нарезании резьбы в труднообрабатываемых сталях и
сплавах период стойкости значительно уменьшают, выра-
жая его или во времени (20 мин), или числом нарезанных
отверстий.
Но даже при сниженном периоде\тойкости метчиков скорости
резания здесь невысокие. Например, для быстрорежущего мет-
чика Р18 с диаметрами d = 84-20 мм скорости нарезания резьбы
в стали 1Х18Н9Т при сквозных отверстиях колебались в пределах
v = 7,54-23 м/мин, а при глухих отверстиях соответственно
v = 6-4-15 м/мин. Еще меньшие скорости рекомендуются при
обработке сталей Х23Н18, ЭИ654, ЭИ437, ЭМ481 и т. п. (v = 24-
4-5 м/мин.)
Опыт показал, что при нарезании резьбы в закаленных сталях
метчики из стали Р9К10 имели 3, 4-кратную стойкость сравни-
тельно с метчиками из Р18.
Как правило, скорости резания рекомендуется увеличивать
с возрастанием диаметра резьбы и уменьшением шага. Однако
практика нередко показывает обратную закономерность; можно
предположить, что в некоторых случаях при работе крупными
метчиками, когда имеют место большие крутящие моменты, недо-
статочная жесткость системы СПИД вынуждала снижать скорость
резания. Вероятно, этим же можно объяснить, что при нарезании
резьбы в сером и ковком чугунах скорости резания метчиками
можно повысить на 50—75% в сравнении с легированными ста-
лями (о = 654-80 кгс/мм2).
Стойкость метчиков и допускаемая ими скорость резания может
значительно колебаться и в зависимости от ряда других факторов,
например от рода смазки. В литературе отмечаются случаи, когда
в результате удачного подбора смазочно-охлаждающей жидкости
стойкость метчика увеличивалась в сотни раз. Для каждого обра-
батываемого материала при нарезании резьбы рекомендуется
отдельная смазка. Например, в жаропрочных сталях успешно
нарезается резьба при применении смеси 60% сульфофрезола с ке-
росином (—20%) и олеиновой кислотой (—15%). Тяжелые масла
рекомендуются для малых скоростей и легкие масла — для высо-
ких. Не надо забывать, что многие масла могут работать короткое
время (особенно с.серной основой),.и потому необходима их частая
смена. Способ ‘ подвода охлаждающей жидкости также имеет зна-
чение; при горизонтальном положении метчика стружка лучше
вымывается, что способствует повышению стойкости инстру-
мента. В Литературе отмечается резкое повышение стойкости
(—10 раз) при сульфитировании инструмента в смесях, содержа-
350

щих FeS, Na2SO4, K2S и др. при 500—700° С в течение 10—60 мин.
Хорошо влияет также азотирование.
Положительные результаты показали метчики с внутренним
охлаждением для глухих отверстий (см. рис. 200, а) и для сквоз-
ных (см. рис. 200, б).
При нарезании резьбы в труднообрабатываемых материалах
для повышения долговечности метчиков желательно диаметр
начала заборного конуса их приблизить к внутреннему диаметру
резьбы детали; в этом случае более полно используется длина
заборного конуса.
Для повышения точности размеров обрабатываемой резьбы
хорошие результаты дали метчики с задним направлением повы-
шенного диаметра по удлиненной кондукторной втулке; таким
образом достигается большая стабильность процесса резания.
Некоторые конструктивные изменения метчика могут также
иметь положительное значение. Например, метчики с косым
забором, выталкивающие стружку вперед, показывают хорошие
результаты при нарезке сквозных отверстий. По опыту Горьков-
ского автозавода метчики с шахматной нарезкой (нитки метчика
срезаются через перо) показали трех-, четырехкратную стойкость
по сравнению с нормальными, что однако, не всегда подтверж-
дается практикой.
Нередко применяют метчики с накатанной резьбой. Процесс
накатывания резьбы весьма производителен; современный резьбо-
накатный станок может изготовить в смену 8000—10 000 метчи-
ков размером до 12 мм, т. е. заменяет 30—40 резьбонарезных
станков. Опыт показал, что стойкость накатанных метчиков выше
стойкости нарезанных метчиков. Повышенная стойкость и проч-
ность накатанных метчйков объясняется отсутствием перерезан-
ных волокон, наличием уплотненного слоя и более чистой поверх-
ностью зубьев.
Напомним, что качество поверхности'’’'"'любого инструмента,
особенно метчика, имеет большое значение. У шлифованных и
тем более полированных метчиков сильно снижается сопротивле-
ние резанию и благодаря этому повышается стойкость.
При всех условиях работы стойкость метчиков может резко
снизиться, если размер подготовленного отверстия для нарезки
не соответствует внутреннему диаметру метчика; здесь допуски
должны быть достаточно жесткими.
Мощность, необходимая для работы метчиком, иногда может
быть значительной ввиду сравнительно больших крутящих мо-
ментов. Она определяется по формуле Ne =	к^т»
где М выражается в кгс-мм.

Глава XV
ФРЕЗЕРОВАНИЕ
Исследованию процесса фрезерования в СССР уделяется боль-
шое внимание. Это объясняется универсальностью процесса, кото-
рый дает возможность обрабатывать детали самых разнообразных
форм и размеров при высокой производительности, экономичности
и хорошем качестве. По производительности фрезерные станки,
особенно многошпиндельные, оставляют далеко за собою многие
другие станки, в частности строгальные, успешно заменяя их.
Применением специальных приспособлений удается многократно
повысить эффективность станков.
Для более экономичного использования крупных фрезерных
станков (с длиной станины до 50 м, длиной стола до 20 м и шири-
ной до 6 м) они снабжаются дополнительными головками для
строгания, сверления, шлифования и таким образом становятся
способными полностью обработать тяжелые детали весом до
150 т. Непрерывная эксплуатация подобного оборудования обес-
печивается применением дополнительного стола, загружаемого
заготовками в процессе обработки их на другом столе. При этом
резко соращаются вспомогательное время обработки и ' простои
станка.
82.	ГЕОМЕТРИЯ И КОНСТРУКЦИИ ФРЕЗ
При обработке металлов фреза получила широкое распростра-
нение лишь с середины прошлого столетия, когда появились
первые фрезерные станки и станки для заточки фрез. В настоящее
время применяются фрезы самых разнообразных форм и разме-
ров. Их можно систематизировать по следующим главнейшим
признакам: по способу крепления фрезы (насадные и хвостовые);
по способу крепления зубьев фрезы (цельные и со вставными
зубьями); по форме зубьев фрезы (с обыкновенным и затылован-
ным зубом).
Это далеко не полная классификация. Все указанные типы
фрез могут быть отнесены к трем основным видам:
1)	цилиндрические фрезы с режущими кромками, располо-
женными только на цилиндрической поверхности инструмента;
2)	торцевые (или лобовые), имеющие режущие кромки на
торцевой поверхности;
3)	фасонные с зубьями сложного профиля.
352

Кроме того, по направлению зуба различают фрезы с прямым
зубом, направленным вдоль оси фрезы, и спиральные, у которых
режущие кромки образуют винтовую линию.
Все фрезы, сколь бы сложной формы они ни были, имеют
зубья со всеми элементами, свойственными обычным резцам,
т. е. имеют углы резания б, задние а и передние у, значения
которых зависят от обрабатываемого материала, а иногда и от
формы фрезы.
На рис. 207 изображены две дисковые фрезы: одна с обыкно-
венными зубьями, которые перетачиваются по задней поверх-
ности, другая с затылованными зубьями, у которых задняя по
верхность обработана на токарно-затыловочном станке по архи-
Рис. 207. Фрезы с обыкновенным (а) и затылованным (б) зубьями
медовой спирали, благодаря чему в каждой ее точке углы, обра-
зованные радиусом и касательной к спирали, приблизительно
равны. Таким образом, если рассечь зуб фрезы в любом месте
радиальной плоскостью, то получим всегда одни и те же задние
углы а; самый профиль передней грани,зуба остается также не-
изменным. Для сохранения углов и профиля зубьев постоянными
переднюю грань зубьев нужно затачивать в радиальном направ-
лении, т. е. угол резания б = 90° и у = 0. Если для облегчения
резания у подобных фрез желают иметь передний угол у > 0,
то необходимо корректировать профиль, что, однако, связано
с серьезными затруднениями и на практике делают редко.
Во избежание трёния задний угол а должен быть больше,
чем у нормальных фрез (обычно до 10—15°), причем мерой слу-
жит длина отрезка Л, получаемого на передней грани зуба от
пересечения ее с продолжением спирали задней поверхности
соседнего зуба. Постоянство профиля этих фрез делает их удоб-
ными при массовом изготовлении изделий с криволинейным
профилем.
Как и у токарного резца, углы зубьев фрезы необходимо
измерять в плоскости, перпендикулярной режущим кромкам.
Они отличаются по величине от углов, определяемых в торцевых
плоскостях (нормальных оси фрезы). На рис. 208 показана фреза
12 А. М. Вульф	353

с углами ау, 8у, уу к торцевой плоскости; прямая АС представ-
ляет собой винтовую режущую кромку и параллельная ей LD —
проекцию дна винтовой канавки; AfAfjJ— след секущей плоскости,
перпендикулярной к режущей кромке. Отложим на прямых АС
и AM отрезки АВ и АВ^ равные ^высоте
зуба фрезы Н. Тогда
ABi ~ tg АВ ~ tg
где у — передний угол, измеренный в
плоскости, нормальной к режущей кромке.
Так как АВ = ABlf то-^ = — но
1 tg ADt >
из прямоугольного треугольника ADDr
AD	„
имеем -jp - = cos со. Следовательно,
tg У = tg у у cos w. (229)
Аналогично можно написать tg (у +
+ Р) = tg (уу + cos со, и тогда
а 90° — (у 4-р); tga = -&.
COSCO
Рис. 208. Геометрия Углы ФРез передние у и задние а,
фрезы рекомендуемые при обработке различных
материалов, даны в табл. 42.
Фрезы с винтовыми (спиральными) зубьями работают более
спокойно, изготовляются с правыми и левыми спиралями, что
следует отличать от правой и левой сторон резания (вращения).
Правой спиралью, как и правой винтовой нарезкой, называется
Таблица 42
Значения передних и задних углов у фрез
Обрабатываемый материал	V	a	Обрабатываемый материал	V	a
Сталь конструкцион-	20	12—16	Алюминиевые, ма-	30	20 .
ная ов = 60 кгс/мм2			гниевые сплавы		
Стальное литье, ста-	20	12—16	Латунь вязкая	20	15
ли углеродистые, ин- струментальные и леги- рованные Ов = 604-			Латунь хрупкая и бронза	10	10
4-100 кгс/мм2			Текстолит	10—12	20
Чугун серый и ков- кий НВ 150	15	10	Органическое стек- ло	15—20	20
Сталь ов 100 кгс/мм2	10	10	Кордоволокнит	15—20	20
Чугун НВ 150	10	10			
Жаропрочные стали	10-15	15			
и сплавы					
354

спираль, которая завивается слева направо; левая спираль имеет
обратное направление.
Правым вращением считается вращение фрезы по часовой
стрелке, если смотреть со стороны шпинделя станка; вращение
фрезы в противоположном направлении — левое вращение. На
рис. 209, а изображена концевая фреза с правой спиралью и левой
стороной резания; здесь осевая составляющая Ро силы резания
направлена к гнезду шпинделя и будет прижимать к нему фрезу,
способствуя ее более плотному креплению в гнезде. Недостатком
этой конструкции являются
(б > 90°), получающиеся на
слишком большие углы резания
торцевых зубьях; к тому же при
глухом^ фрезеровании стружка
защемляется между зубьями. У
второй фрезы (рис. 209, б) осевое
Рис. 209. Фрезы с правым и ле- Рис. 210. Фрезерование набо-
вым направлениями винтовых	ром фрез
зубьев /
усилие стремится вытянуть фрезы из крепительного гнезда, что
недопустимо, но стружка лучше выходит из зоны резания при
глухом фрезеровании.
При работе с винтовыми цилиндрическими фрезами можно
устранить осевые давления, если соединить их попарно — одна
фреза имеет левую, а другая — правую спираль. Во избежание
пропусков при резании металлов на стыке фрез предусмотрено
перекрытие зубьев в шахматном порядке. Режущие кромки
таких фрез иногда имеют поперечные канавки для измельчения
стружки.
Широкие поверхности сложного профиля можно обрабатывать
на продольно-фрезерном станке набором фрез (рис. 210), укреп-
ляемых на одной оправке и дающих в совокупности требуемый
профиль. В наборе могут быть применены фрезы разнообразной
конструкции и формы.
Торцевая насадная фреза с зубьями на ци-
линдрической и торцевой поверхностях (рис. 211, а) может одно-
временно обрабатывать две взаимно перпендикулярные поверх-
ности. На практике часто применяют, например, дисковую обык-
новенную пазовую фрезу (рис. 211, б), двустороннюю (рис. 211, в)
и трехстороннюю (рис. 211, г)-. На рис. 211, д показана дисковая
12*
355

регулируемая фреза, ширину которой можно изменять в неболь-
ших пределах с помощью тонких прокладок; это дает возмож-
ность после износа и заточки фрезы восстанавливать, ее ширину.
Для обработки профильных поверхностей малой ширины при-
меняют специальные фасонные фрезы (рис. 212). К ним можно
отнести простые по форме угловые фрезы, предназначенные
Рис. 211. Различные формы фрез:
D — диаметр фрезы; Ь — ширина фрезы; d — диаметр отверстия фрезы
для прорезания впадин в различных деталях и инструментах.
Например, одноугловые фрезы (рис. 212, а) нарезают прямые
зубья в развертках, зенкерах, фрезах; двуугловые сим-
метричные фрезы (рис. 212, 6) пригодны для прорезания
канавок у затылованных фрез и двуугловые несим-
метричные (рис. 212, в) — для винтовых фрез с простым
зубом.
Для нарезания зубчатых колес на фрезерных станках нередко
применяют дисковые модульные фрезы (рис. 213)
с затылованными зубьями. Задние поверхности фрезы обтачи-
ваются на токарно-затыловочном станке фасонным резцом Д,
у которого режущий контур соответствует профилю зубьев фрезы
35В

или впадине зубчатого колеса. Процесс затылования зубьев фрезы
состоит в том, что фасонный резец А, установленный в суппорте
на высоте линии центров станка, во время работы под действием
кулачка получает поперечный горизонтальный ход взад и впе-
ред, то приближаясь, то удаляясь от линии центров. Благодаря
этому в каждом радиальном сечении зуба профиль получается
одинаковым с режущим контуром резца. Число-ходов резца
взад и вперед за время одного оборота обтачиваемой фрезы С
равно числу ее зубьев г.
Отсюда понятно, почему после затупления такой фрезы она
затачивается всегда по передней грани в радиальном направлении:
это обеспечивает неизменность профиля зубьев фрезы.
Рис. 212. Фасонные фрезы
Недостатками фасонных затылованных фрез являются кропот-
ливость их изготовления и наличие трения между задней поверх-
ностью и изделием, особенно на боковых сторонах,, что ведет
к преждевременному износу, тем более что приходится работать
при неблагоприятном угле резания (б = 90°). Кроме того, полу-
ченное вследствие закалки искажение профиля трудно устра-
нить последующим шлифованием. Поэтому все чаще заменяют
спиральную заднюю поверхность плоской поверхностью (и даже
двумя), что дает более высокую производительность инстру-
мента [104].
Предохраняя дорогую зуборезную фрезу от затупления, часто
обработку зубчатых колес ведут в два приема: сначала нагрубо
удаляют материал впадин обдирочной фрезой, а потом уже вы-
фрезеровывают точный профиль чистовой фрезой.
Концевая или пальцевая модульная
фреза (рис. 214) — очень старый инструмент. Она удобна
для изготовления зубчатых колес с прямым, винтовым и угловым
зубьями. Однако серьезные недостатки ее — изменяемость про-
филя после переточек и малая производительность — делают ее
пригодной только для специальных операций (для нарезания
шевронных колес или для предварительной черновой обработки).
Например, для нарезания крупных валов шестерен с модулем
от 40 мм и более применяются три пальцевые фрезы: прорезная,
357

черновая и чистовая. Для самой тяжелой операции — прореза-
ния — нередко применяется винтовая («кукурузная») фреза с пря-
мобочным профилем и стружкодробительными канавками, распо-
ложенными в шахматном порядке.
Указанные выше зуборезные фрезы работают методом копиро-
вания. Контур впадины зубчатого колеса зависит от модуля ко-
леса т и числа его зубьёв. Поэтому для точной нарезки колеса
определенного модуля т (почему эти фрезы и называют модуль-
ными) и числом зубьев z требуется специальная фреза. Практиче-
ски при изготовлении зубчаток различных размеров наиболее
распространенного эвольвентного зацепления довольствуются на-
бором из восьми номеров фрез для каждого модуля.
Рис. 213. Дисковая модульная фреза
Рис. 214. Пальцевая
модульная фреза
Для нарезания шестерен различных модулей приходится
иметь большой запас инструмента, что все-таки не обеспечивает
большой точности изготовляемых колес.
В СССР ежедневно изготовляется огромное количество зуб-
чатых колес разнообразных размеров (диаметром от 2—3 до
12 000 мм, с модулем 0,05—70 мм), причем в ближайшем будущем
потребность в зубчатых колёсах значительно увеличится и есте-
ственно, что для такого массового производства колес метод
копирования непригоден. Для массового производства зубчатых
колес предложена специальная зуборезная головка с числом
резцов, равным числу впадин нарезаемого колеса, и контуром,
соответствующим профилю впадин (рис. 215), работающая по
методу строгания. Заготовка перемещается возвратно-поступа-
тельно в вертикальном направлении, и за каждый ее двойной
ход цилиндр 1 со скошенным на конус торцом, опускаясь вниз,
осуществляет радиальную подачу s резцов 2 (s = 0,5 мм/дв. ход
в начале и s = 0,06 мм/дв. ход в конце врезания), пока не будет
достигнута полная глубина впадины нарезаемого колеса. Резцы
расположены между фланцем 3 и крышкой корпуса 4 с радиаль-
ными пазами. При холостом ходе заготовки резцы отводятся от
заготовки с помощью конуса 5. Одна резцовая головка годна
358

лишь для нарезания шестерен с определенным числом зубьев
и модулем; это очень дорогой инструмент и потому применение
его оправдывается лишь в массовом производстве. В литературе
приводится пример очень высокой производительности головки,
когда время обработки трех зубчатых колес составляло лишь 18 с.
Однако требуется дальнейшее изучение опыта эксплуатации этих
головок.
Зубчатые колеса в основном нарезаются методом обкатки,
для чего применяются различные инструменты и, в частности,
Рис. 216. Червячная фреза
Рис. 215. Зуборезная головка
червячные фрезы (рис. 216). Червячная фреза представляет собой
винт, у которого для образования режущих зубьев перпендику-
лярно к направлению нарезки профрезерованы винтовые канавки.
Задние поверхности зубьев обтачиваются, как и у модульных
фрез, по спирали, благодаря чему после заточки фреза почти не
теряет своего первоначального профиля.
Зубья червяка имеют трапецеидальный профиль, и поэтому
инструмент (резец, дисковая фреза), которым нарезается червяк,
имеет прямолинейные боковые режущие кромки и, следовательно,
может быть изготовлен весьма точно.
Червячная фреза работает по методу обкатки, т. е. воспроиз-
водится зубчатое зацепление колеса и червяка. Во время нареза-
ния зубьев заготовка зубчатого колеса вращается со скоростью,
которую имело бы готовое зубчатое колесо при сцеплении с чер-
вяком. Встречая на своем пути материал заготовки, зубья червяка
срезают его и постепенно по мере вращения фрезы и ее продвиже-
359

ния вдоль оси (подачи) профилируют зубья колеса, которые имели
бы точный эвольвентный профиль, если бы зубья фрезы имели
точную трапецеидальную форму с прямыми боковыми кромками.
Однако вследствие винтового расположения канавок боковые
кромки зубьев фрезы не получаются точно прямыми, кроме того
профиль зуба фрезы искажен от затылования, закалки или за-
точки шлифовальным кругом, что в известной мере отражается
на точности нарезаемого эвольвентного профиля. Располагая
канавки вдоль оси червяка (рис. 216, а), можно получить прямые
боковые кромки зубьев, как у гребенки, но при этом ввиду на-
клонного расположения ниток правые кромки ab будут иметь
острые углы резания, а левые cd— тупые; следовательно, левые
кромки будут работать в тяжелых условиях. Это обстоятельство
и заставляет прорезать канавки не вдоль винта, а перпендику-
лярно его виткам (рис. 216, б) и, кроме того, устанавливать ось
фрезы под углом ср0, равным у гл у,, подъема нарезки червяка
(при обработке колес с прямым зубом), или под углом Хо = со± ср0
(для винтовых колес с углом наклона спирали со) по отношению
к плоскости торца колеса. В этом случае в процессе работы полу-
чаем прямые углы резания (6 = 90°).
Все же при резании зубья червячной фрезы нагружены не-
равномерно. На отдельных центральных участках они перегру-
жены, на других загружены мало. Только 1,5—2 витка работают
отдельными участками, и притом большая часть периметра зубьев
не режет металл, а истирает его.
Для улучшения работы фрезы применяется корригирование:
занижается высота зубьев, начиная с центральных (рис. 217,а).
При этом периферийные кромки зубьев располагаются, не на
цилиндре, а на параболической кривой, которая профилируется
при затыловании. Параболическая фреза, спроектированная для
обработки зубчатого колеса с определенным числом зубьев, не
перемещается в осевом направлении по мере износа. Такие фре-
зы («Прогресс»), служащие для нарезания крупномодульных
колес, делаются составными — сварными; к корпусу их кон-
струкционной стали привариваются электросваркой зубья из
быстрорежущей стали Р18. Червячная фреза с механическим
креплением к корпусу 1 режущих реек 2 с помощью гаек % 4 по-
казана на рис. 217, б.
Во ВНИИ разработан новый высокопроизводительный метод
зубонарезания — зуботочение сборной головкой с обкаточными
резцами. На рис. 218 дана схема зуботочения. Процесс основан
на воспроизводстве зацепления пары цилиндрических колес
с винтовыми зубьями. Одно колесо служит режущим инструмен-
том. При обкатке такой зубчатой пары происходит относительное
скольжение боковых поверхностей зубьев (движение резания).
Скорость резания зависит от окружной скорости обкаточного
резца, угла скрещивания осей резца и нарезаемого колеса (у =
= 20-Т-40 м/мин). Зуботочение повышает производительность
360

в 1,5—2 раза и более, снижает затраты на инструмент на 40—50%
по сравнению с зубофрезерованием.
В последнее время успешно осуществляется нарезание зубьев
колеса гребенчатой фрезой (рис. 219). Каждая гребенка фрезы
а)
имеет профиль зубчатой рейки. Заготовка 1 получает два движе-
ния — вращение вокруг своей оси и продольное перемещение
вдоль оси фрезы 2. Длина фрезы несколько превышает длину
делительной окружности обрабатываемого колеса, что дает воз-
можность нарезать все зубья за один оборот заготовки.
Фрезерные головки удобные для фрезерования
больших плоскостей. Корпус их изготовляется обычно из кон-
361

струкционной стали, а вставные ножи делаются из быстрорежущей
стали или из твердой углеродистой стали с напаянными пла-
стинками твердого сплава. Успешно применяют также головки
Рис. 219. Схема нарезания зубьев кольцевой гре-
бенчатой фрезой
с механическим креплением пластинок твердого сплава. Фрезер-
ные головки имеют размеры в пределах 90—2250 мм и бывают
самых разнообразных типов и
конструкций: дисковые, цилинд-
рические и торцевые; особенно ши-
роко эксплуатируются и успешно
работают торцевые головки.
Рис. 220. Фрезерные головки с быстрорежущими ножами и со сменными
ножами, оснащенными твердым сплавом
Одна из самых трудных задач при конструировании головок —
выбор крепления вставных зубьев; последние должны сидеть
в гнездах плотно и прочно, иначе неизбежны вибрации в работе,
362

быстрое затупление или выламывание зубьев. Требованиям на-
дежности крепления зубьев, жесткости и простоты конструкции
удовлетворяет фрезерная головка с клиновидными ножами
(рис. 220, а). Ножи плотно закрепляются с помощью планок и
винтов, причем для компенсации износа предусмотрены зазоры
между ножами и дном впадин. Недостатком головки является
необходимость снимать после затупления для переточки всю
головку целиком, что связано со значительной потерей времени.
Другая разновидность плотного крепления ножей клиньями,
выполненными в виде цилиндрических втулок со скосами под
определенным углом, представлена на рис. 220, б. Здесь дана
типичная торцевая головка с напаянными на ножах пластинками
твердого сплава. Возможна заточка ножей отдельно от головки
или вместе с ней в собранном виде. В первом случае после заточки
все ножи устанавливаются по следу первого зуба. Для точной
установки ножей предусмотрена регулировка их положения
установочными винтами.
Фрезерные головки с раздельной заточкой ножей обладают
следующими преимуществами: имеется возможность применять
очень крупные головки (D > 300 мм) при наличии универсаль-
ного заточного оборудования; снижается время заточки комплекта
ножей и повышается ее качество; уменьшается количество кор-
пусов головок, находящихся в обращении, и повышается срок
их службы, так как заточка фрезы в собранном виде нередко
приводит к, повреждению ее корпуса.
Эти головки имеют и недостатки: например, установка ножей
по следу, образованному на поверхности обрабатываемой детали
первым из закрепленных ножей, требует определенных навыков
и тщательности, иначе биение зубьев фрезы достигнет недопусти-
мых величин; конструкция головки несколько усложняется и
требуется повьпйенная точность изготовления отдельных деталей,
особенно при регулировке положения ножей во время их уста-
новки.
В литературе указываются приспособления для заточки фре-
зерных головок непосредственно на фрезерном станке, чтобы
свести к минимуму биение зубьев инструмента.
При отмеченных недостатках имеются и серьезные преиму-
щества у головок со съемными и раздельно затачиваемыми но-
жами, и этим можно объяснить шх широкое распространение.
С целью повышения производительности и экономичности
инструмента начали применять фрезерные головки с ножами,
оснащенными многокромочными поворотными пластинками твер-
дого сплава (иногда с минералокерамическими пластинками).
На рис. 221 представлена подобйая головка с механическим
креплением твердосплавных пластинок к ножам. В настоящее
время эти пластинки улучшаются заточкой на уголках фасок
с углами в плане ср = 0°. Одна или несколько пластинок головки
выступают на 0,05 мм для зачистки обработанной поверхности.
363

Рис» 221. Фрезерная головка с многокромочйыми поворотными
ножами
Рис. 222. Фреза с дисковыми твердосплавными
поворотными и самовращаклцимися резцами

На рис. 222, а изображена другая головка с дисковыми ножами,
показавшая хорошие результаты. Ныне начали применять подоб-
ные фрезы с самовращающимися резцами (рис. 222, б).
Необходимо подчеркнуть большое преимущество разъемного
механического крепления пластинок твердого сплава к ножам
или непосредственно к корпусам фрезерных головок (вместо
пайки). В этом случае отсутствуют трещины и другие недостатки,
связанные с процессом пайки, в результате чего стойкость инстру-
мента повышается. Ускоряется заточка пластинок, осуществляе-
мая целым пакетом отдельно от корпуса и упрощаются их уста-
Рис. 223. Геометрия зуба торцевой фрезы
новка, закрепление, смена и регулировка. Имеются и недостатки.
Например, невозможно полное использование пластинок, так как
около половины длины их должно быть оставлено для надежного
закрепления в корпусе; необходима точная подгонка опорных
плоскостей пластинок и соответствующих гнезд в корпусах;
несколько усложняется конструкция и потому повышается стои-
мость инструмента.
Геометрия зуба торцевой фрезы аналогична геометрии эле-
ментарного резца (рис. 223). Здесь также отмечаются углы по-
перечного наклона передней поверхности зуба ух (радиальный
угол), угол продольного наклона этой поверхности уу (осевой
угол), соответствующие углы наклона задней поверхности зуба ах
и а^, главный угол в плане ср и вспомогательный задний угол аь
вспомогательный угол в плане <px, угол наклона главной режущей
кромки % и т. д. Имеются переходные режущие кромки с углом
в плане ср0 и соответствующие углы у0, а0. Как и у резца, дей-
355

ствительные углы а, у измеряются в плоскости, нормальной глав-
ной режущей кромке. Поэтому зависимость между углами, изме-
ренными в разных сечениях зуба фрезы, определяются по извест-
ным формулам для резца.
В заключение рассмотрим своеобразную фрезерную головку 3
(рис. 224, а) со вставленными в нее клиновидными резцами /,
которыми нарезается коническое колесо с дуговыми зубьями
(рис. 224, б). Правильный эвольвентный профиль зуба кониче-
ской шестерни получается обкатыванием нарезаемой шестерни 5
Рис. 224. Зуборезная головка для нарезания конических колес с круговым зубом
по воображаемому плоскому лобовому колесу 4, зуб которого
представляет собой движущийся резец 1, Этот принцип нарезания
конических шестерен положен в основу соответствующего станка.
Здесь резцовая головка 3 вращается и одновременно поворачи-
вается вокруг оси 00 мнимого лобового колеса, воспроизводя
зацепление последнего с коническим колесом, и в результате
будут нарезаны зубья на вращающейся заготовке.
Резцы головки устанавливаются по радиусу1, обеспечива-
ющему надлежащую кривизну нарезаемых зубьев. Одна половина
резцов обрабатывает профиль выпуклой стороны зуба, а другая —
вогнутой. Для получения необходимого развода между наружным
и внутренним резцами головки под каждый резец 1 подклады-
вается пластинка 2 (рис. 224, а) соответствующей толщины.
83. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
При фрезеровании инструмент вращается вокруг своей оси,
при этом скорость резания (в м/мин) v = где D — диаметр
фрезы в мм; п — число оборотов фрезы в одну минуту.
366

Одновременно обрабатываемая деталь перемещается посту-
пательно со скоростью подачи sM (в мм/мин) или на один оборот
фрезы s (мм/об), или за время поворота фрезы на один зуб s2
(мм/зуб). Различают встречное и попутное фрезерование. В первом
случае фреза вращается против направления подачи (рис. 225, а),
во втором — направление вращения фрезы и подачи совпадают
(рис. 225, б).
Рис. 225. Встречное и попутное фрезеро-
вание
Рис. 226. Площадь поперечного
сечения среза при фрезеровании
Для повышения производительности иногда рекомендуют ком-
бинированное фрезерование — черновое по ходу подачи и об-
ратно — чистовое встречное фрезерование.
Очевидно,
s2 — — = мм/зуб,
где г — число зубьев фрезы.
Нагрузка, а следовательно, и стойкость фрезы лучше всего
характеризуется подачей на зуб s2. Помимо s2 и v режим резания
при фрезеровании определяется следующими параметрами:
t—глубиной резания при фрезеровании, т. е. высотой сни-
маемого слоя металла, в мм;
В — шириной фрезерования в мм;
i2 — числом одновременно работающих зубьев фрезы, которое
зависит от дуги контакта фрезы и обрабатываемой детали
(рис. 226), соответствующей центральному углу кон-
такта ф.
\357

Очевидно,
г = jL	J—
2 Фо	^ок '
(230)
где ф0— центральный угол, соответствующий окружному шагу
фрезы /ок.
Согласно рис. 226 имеем
I , nD .	360
\	5 Фо — г-
4ОК	Z
Путь, описываемый каждой точкой режущей кромки относи-
тельно изделия, представляет собой циклоидальную кривую
(трохоиду) ОХС, поэтому каждый зуб фрезы снимает стружку
в виде запятой с переменной толщиной at (рис. 226, а), изменя-
ющейся от 0 до апах в момент выхода зуба из контакта. Толщину
среза а, а тем самым и площадь среза нетрудно подсчитать.
Для упрощения примем кривую ОХС за огибающую для окруж-
ностей, описанных из перемещающегося центра О радиусами
фрезы, и будем считать прямую ОВ, проведенную из центра О
через точку Д, нормалью к кривой О±С в точке Д. Толщина
стружки а представляет собой разность между нормалью ОД
и радиусом фрезы. Пусть, например, в некоторый момент при
мгновенном угле контакта ф4- зуб снимает стружку толщиной aL\
заменяя кривую Д/ прямой, касательной к ней в точке Д, можно
с достаточной для практики точностью определить значение
sin фр
а. = s2 sin ф£;	(231)
cos^=-^-; ол = ОО1-ЛО1-4--/'’’
_?-t
no D	,	2"	‘	, 2ti
08 = -^; cos^ = д. - = 1-------
2
Так как
51Пф; = К 1 —cos2
то
SK, ф, =	= 2 |/ 4 - i.
После подстановки значения sin ф^ в уравнение (231) получим
°< = ^2]/т5--4-	(232)
368

Следовательно, мгновенная площадь среза fi (в данный мо-
мент)
f^Ba^Bsfi]/
В момент выхода зуба фрезы из контакта с изделием, когда
= t и aL = amax, имеем максимальную площадь среза
/max = Ватах = Bsz2 у	(233)
В дальнейшем нам придется иметь дело с величиной срединной
толщины среза аср, т. е. мгновенной толщиной среза at при угле
контакта	Тогда получим аср = s2sin^-.
т т	Ф т Г \ — cos ф .	.	2/
Но так как	sin -у	— I/ -——,	cos ф	= 1	—, то и сре-
динная площадь среза
/ср = -®^ср ~	€
Пример. Д а н о : D = 100 мм, В — 50 мм, z = 24, t = 10 мм, sz = 0,1 мм.
Определить максимальную, среднюю и срединную площадь среза /щах,
/сред» /ср» снимаемые одним зубом.
Имеем
Яшах — sz^ j/	—
= 0,1-2	=0,1.2.0,3 = 0,06 мм;
/max — Ватах = 50-0,06 = 3 мм2;
«ер = Sz У~^ = 0,1	= 0,1.0,316 = 0,0316;
/ср = 50-0,0316= 1,58 мм2.
Из приведенного примера видно, что толщина аср и площадь
среза /ср, измеренные посредине дуги контакта и соответственно
равные 0,0316 мм и 1,58 мм2, не совпадают по величине со средней
толщиной и площадью среза, равными
0-|-ап1ах _ ППо г _______ 0 "Н/max _ 1 г .,.,2
Яср ~ ---2--- v,Uo ММ;	--= 1 ,0 мм •
Однако разница их значений столь мала, что в практических
расчетах ею пренебрегают. Если бы при фрезеровании прямозубой
фрезой с режущими кромками, параллельными ее оси, в контакте
находился лишь один зуб, в процессе резания были бы резкие
колебания размера снимаемой стружки, а тем самым и нагрузки
369

инструмента. Это значительно снижало бы стойкость инструмента
и чистоту обработанной поверхности.
В действительности (в условиях нашего примера) одновременно
должны работать несколько зубьев, что обеспечивает более равно-
мерную работу фрезы. В самом деле, число зубьев фрезы, находя-
щихся в контакте,
. _ ф _ arcsin2]/4--& _
tz~ %	360
z
24
Результаты расчета показывают, что одновременно работают
или два, или три зуба фрезы, как это показано на рис. 226, б.
Здесь представлен случай, когда три зуба одновременно срезают
слои различного поперечного сечения, причем они расположены
таким образом, что 1-й зуб находится перед выходом из обрабаты-
ваемого материала, и, следовательно, общая площадь среза
будет максимальной. Углы контакта всех трех зубьев будут:
1-го зуба фх = ф = 37°;
2-го зуба ф2 = фх — ф0 = 37 — 15° = 22°;
3-го зуба ф3 = ф2 — фо = 22° — 15° = 7°.
И соответственно площадь среза:
= Bsz sin фх; f2 = Bsz sin ф2; f3 = Bsz sin ф3.
Тогда общая площадь среза — наибольшая
/шах = fl + fa + fa = Bsz (sin Ip! + sin ф2 + sin i|>3).
Или в общем случае
‘г
/max = BS2 2 Sin
При условиях нашего примера получим
/max = Bs2 (sin 37° + sin 22° + sin 7°) = 50-0,1 (0,6 +
+ 0,37 + 0,12);
Anax = 3 + 1,85 + 0,6 = 5,45 мм2.
В последующее мгновение при повороте фрезы 1-й зуб выйдет
из контакта, в то время как 4-й зуб еще не начнет работать и,
следовательно, останутся под стружкой только два зуба с углами
контакта ф2 = 22° и ф3 = 7°.
Теперь получим наименьшую площадь среза
Lin = Bs2 (sin 22° + sin 7°) = 50-0,1 (0,37 + 0,12) = 2,45 мм2.
Средняя площадь среза-
;	= -fmax + fmln. = 5,45 + 2,45 = 3 95
370

Как видим, размер среза все время изменяется от минимума
до максимума, а вместе с ним столь же резко изменяется и на-
грузка фрезы, что крайне нежелательно. Чем больше зубьев
одновременно работает, тем меньше различаются fmax и /т1п,
следовательно, тем спокойнее работает инструмент. В лучших
условиях работает винтовая фреза, так как ее зуб не сразу вы-
ходит из обрабатываемого материала, а постепенно, и тем самым
сильно снижаются перепады в нагрузках. Более того, специальным
подбором фрезы и режима резания можно добиться такого положе-
ния, когда площадь среза всегда будет постоянной, и теоретически
работа инструмента должна происходить совершенно спокойно.
Рис. 227. Схема срезания стружки вин-
товой фрезой
Рис. 228. Площадь поперечного сече-
ния среза у винтовой фрезы
Площадь среза при работе винтовой фрезы схематично показана
на рис. 227, где изображена в развернутом виде площадь контакта
фрезы и обрабатываемого материала. Замечаем, что зубья фрезы
постепенно входят в обрабатываемый материал, и различные
участки одних и тех же режущих кромок с углами контакта
ф{—фь Ф2—Фг, фз—фз одновременно снимают стружку различ-
ной толщины. Здесь всегда возможно такое положение, что одни
зубья только врезаются в материал, в то время как другие поки-
дают его, в результате чего размер среза не будет сильно изме-
няться.
Рассмотрим площадь среза на одном зубе длиной I и при углах
контакта фх' и ф?, определяющих мгновенное положение зуба,
находящегося под стружкой (рис. 228). Имеем:
I = В~1 * * * S— • В: = S; ctg со.
cos (О’	1	1	&
Пусть дуге sL соответствует центральный угол ф,, тогда
D , D D ,	J Dty; Ctg (0 Dll);
S — _ф; В = — ф.ctg со; / — ——2—= -	.
1	2	1	2 n ’	2 cos co 2 sin co
371

Элемент длины стружки
dl =	— dip..
2 sin со
Толщина стружки, измеренная в плоскости, перпендикуляр-
ной направлению зуба спиральной фрезы, равна по-прежнему а,
как и для прямозубой фрезы с теми же числом зубьев и диаметром.
Тогда площадь элемента среза
df • = a dl = - aD - ЛЬ..	(234)
11	2 sm со l l	'	'
Подставив в уравнение (234) а = s2 sin ф£, получим
л/ Ps2 sin ф/ d\h
2 sin co
Следовательно, площадь среза, снимаемая винтовым зубом:
Ь
f' = — s2 —---- sin ф, ebb,
1	2 2 sin co J
или
f = Sz (cos —cos •
Olli UJ
Если одновременно стружку снимают iz число зубьев фрезы,
то последнее уравнение примет вид
f = -у угу S (C0S — C0S	<235)
Z dill ш ।
Уравнение (235) выражает площадь среза, измеренную вдоль
режущей кромки. Для удобства дальнейших расчетов площадь
среза обычно проектируется на радиальную плоскость, нормаль-
ную вектору скорости (как это делается и для резца).
Тогда получим
f = f COS СО = ~~ Sz ctg СО Ё (cos Ф; — cos ф0 (236)
*	1
Пример. Дано: D — 100 мм, В = 50 мм, s2 = 0,1 мм, t = 10 мм, г = 24,
со = 30°. Этот случай представлен на рис. 229, где поверхность контакта развер-
нута на горизонтальной плоскости. Очевидно, число зубьев фрезы, работающих
одновременно
• _ I В arCSIn 2 D ( О ) I 5г
lz Фо тос	360	nD ctg со *
z
(237)
372

Подставим значения всех параметров; тогда
.	37	50-24	Q ЛО I Q о _ Л CQ
lz~T5+ 3,14-100-1,732 - 2,48 + 2,2 ~ 4’68'
Следовательно, в условиях нашего примера одновременно будут работать или
четыре, или пять зубьев. При расположении зубьев, показанном на рис. 229,
когда работают пять зубьев, имеем площадь среза:
f s2 ctg 30° [(cos 0° — cos 7°) + (cos 0° — cos 22°) +
+ (cos 4° — cos 37°) +• (cos 19° — cos 37°) + (cos 34° — cos 37°)];
/= = 50-0,1-1,732 [(1 — 0,993) + (1 — 0,927) -|- (0,997 — 0,799) +
+ (0,945 — 0,799) + (0,829 — 0,799)] = (0,066 + 0,63
+ 1,715+ 1,26 + 0,26) мм2 = 3,931 мм2.
Полученный размер среза по своей величине близок к среднему значению
среза, которое можно легко рассчитать известным нам методом как частное от де-
ления объема стружки W (в см3), снимаемого в
одну минуту, на скорость резания v (в м/мин).
Р W 2
/ср = — ММ2.
Для случая фрезерования имеем
BtsM Bts2zn q.	nDn
tt7 = fooo =^оо(Г см3/мин; и = Лоо(Т
Следовательно,
W _ B/s2znl000 _ Bts2z
= — = 1000л Dn ~ ~~aD~ MM ‘ (238>
Рис. 229. Определение раз-
мера среза, снимаемого вин-
товой фрезой
В условиях нашего примера получим
_ 50-10-0,1-24
/ср “	3,14-100~ “ 3’82 ММ *
Равномерность фрезерования в зна-
чительной степени определяется тем,
насколько в процессе резания изме-
няется размер среза. Отношение наи-
большего размера среза к его сред-
нему значению \ при неизменных
\ /ср /
условиях 'работы называется коэффи-
циентом неравномерности: р
/ ср
Можно показать, что при фрезеровании цилиндрической фрезой
с винтовым зубом размер среза в процессе фрезерования будет
неизменным, т. е. коэффициент неравномерности р =	= 1,
/ср
если ширина фрезерования равна или кратна осевому шагу тос, т. е.
—= k или В = kxOCi	(239)
Тос
где k — любое целое число, начиная с единицы.
373

В самом деле
szxD ctg со (z
_ hp_ =------ --------2 (cosф(- — cosipz). (240)
/ср	DlSzZ	i
Здесь -л— ctg со =?= тОс — осевой шаг.
Сокращая, получим
— ^ос 1г
р —	— £ (cos ф\ — cos i]y).	(241)
Условия, при которых коэффициент неравномерности будет
наибольшим, найдем, приравняв первую производную
нулю. Это получится при
.	—с\~ То С Z
Ж = 0 = —вГ ? (sin -sin чО,
т. е.
z
— X sin ф/ = 0;
i	i
тогда
f l2
Ssinip/ = S sinipi и ф/ = ф/,
i	i
что возможно лишь при работе прямозубой фрезой.
При фрезеровании винтовой фрезой, когда ширина фрезеро-
вания В равна осевому шагу тос, в уравнении (241) все значения
углов контакта (рис. 227) взаимно аннулируются, кроме ф/ = 0
и ф, =ф = агссоз^1 — В результате получаем:
D
~2~ ТОС
р. = —— (cos 0° — cos ф);
t‘ = T[1-(|-^)] = 1-	<242)
Аналогичный результат получится и при В = kroc.
Площадь поперечного сечения среза
при торцевом фрезеровании
Площадь среза при торцевом фрезеровании рассчитывают
так же, как и при фрезеровании цилиндрической фрезой, учиты-
вая, что основная работа выполняется зубьями, расположенными
374

Рис. 230. Площадь поперечного
сечения среза при торцевом фрезе-
ровании
на цилиндрической поверхности инструмента, а торцевые зубья
только зачищают обработанную поверхность. Тогда по-преж-
нему можно написать (рис. 230).
*z	*z
(243)
Большая глубина фрезерования, максимальное значение ко-
торой может быть равно диаметру фрезы, является причиной того,
что толщина стружки, снимаемой
каждым зубом, возрастает от
минимума до максимума (а|1ШХ = sz)
и вновь снижается до минимума.
Очевидно, что при t = D в
работе участвует одновременно
половина всех зубьев фрезы
причем каждый зуб срезает слой
толщиной, изменяющейся от
апип = 0 до а!Пах = Sz и далее
опять до нуля. Этим условиям
соответствует угол контакта ф =
== 180°. Нетрудно убедиться в
том, что наибольший размер
среза при работе торцевой фрезы
получается при симметричном
положении зубьев фрезы относи-
тельно осевой плоскости, парал-
лельной подаче (рис. 230). В са-
мом деле, взяв произвольную
по уравнению (243) и приравняв её нулю, получим:
-~г = Bsz 2 cos ф, = 0;
dip z у	’
*z
У COS ф:- = 0.
Последнее уравнение может быть справедливым только при
равномерном положении работающих зубьев по обе стороны от
плоскости симметрии. Тогда при четном числе зубьев z угол
контакта первого зубафх = при нечетном числе фг =
где ф0 — центральный угол, соответствующий шагу зубьев фрезы
В этом случае углы контакта других зубьев легко
определяются по формулам:
*Ф2 =^Ф1 + Фо; Фз = Ф1 + 2Фо‘. Ф* = Ф1 + Зфо И Т. Д.
375

Пример. При торцевом фрезеровании (рис. 230) фрезой D = 100 мм, t= D,
2=9, sz = 0,1 мм, В = 10 мм имеем:

ф2 = 10+ 40 = 50°; ф3 = 90°; ф4 = 130°; ф5=170°.
Общая наибольшая площадь среза:
*2
/max = Bs2% sin Ф/ = Ю-0,1 (sin 10° + sin 50° + sin 90° + sin 130° + sin 170°);
i
/max ~ 0,174+ 0,766+ 1,00+ 0,766+ 0,174 = 2,88 мм2.
Коэффициент неравномерности при торцевом фрезеровании незначителен по
величине, т. е. приближается к единице при t = D. Так, в условиях нашего при-
мера имеем:
f _ W _ Btszz
Гер- — -
100-10.0,1.9
3,14-100 ~2’85
мм2;
Коэффициент неравномерности значительно увеличивается
с уменьшением числа зубьев фрезы и глубины фрезерования
или, вернее, отношения глубины фрезерования к диаметру фрезы
ту. В самом деле, подставив значения
/шах = В8г £ Sin fcp =
f
в уравнение р = получим
/ср
Bsz sin
Btszz
lz
л sin ф£
1
t
~ТГ Z
(244)
С уменьшением глубины от tr до t2 количество зубьев под
л
стружкой не изменяется (рис. 231), т. е. sin г|\- неизменно,
и, следовательно, коэффициент неравномерности будет увеличи-
ваться согласно уравнению (244). Так будет происходить до мо-
мента, когда глубина фрезерования сократится до величины t2\
теперь два зуба выйдут из контакта с обрабатываемой деталью
и резко уменьшится значение sin ф^, а значит, и величина
1
коэффициента неравномерности р. Это получается каждый раз,
если режущие кромки фрезы совпадают с кромками обрабаты-
376

ваемой детали, когда в контакте ее с обрабатываемой деталью
находится число зубьев, равное
. _ 2arcsin 4
1г 1|>о _	360
Z
На рис. 232 показана диаграмма изменения р, в зависимости
от величины для фрез с числом зубьев z = 10. Нетрудно до-
(245)
Рис. 231. Коэффициент неравномер-
ности при торцевом фрезеровании
Рис. 232. Изменение коэффициента не-
равномерности
гадаться, что резкое уменьшение коэффициента неравномер-
ности р происходит тогда, когда, согласно уравнению (245),
t	I lz360 \	/пл/?\
D- = C0S(-V)’	<246)
где i2 — наибольшее число зубьев фрезы, находящихся под струж-
t
кои при данном отношении -д-.
Например, для фрезы с числом зубьев z = 10 при i2 = 3
получим
t . / з 360 \ п о
7Г = 51П(-2--Ло->0-8-
Следовательно, если глубина фрезерования t = 80 мм, то
при i2 = 3 желательно иметь фрезу с D = 100 мм.
Добиваясь уменьшения коэффициента неравномерности и тем
самым обеспечивая спокойную работу станка и инструмента,
можно значительно поднять их производительность и улучшить
качество обработанной поверхности.
Площадь поперечного сечения среза при зубофрезеровании
Сложнее обстоит с расчетом площади среза, снимаемого
зубьями червячной фрезы. Здесь, помимо вращения и подачи
фрезы, происходит также вращение изделия, причем каждый
зуб фрезы снимает стружку, различную по величине и сложную
377

по форме. Учитывая малый размер отдельных стружек, целе-
сообразно рассчитывать среднее значение площади среза, снимае-
мого всеми одноврёменно работающими зубьями фрезы, по из-
вестному нам методу
/ср = 4-мм2,	(247)
где W — объем снимаемого металла в см3/мин; v — скорость
резания в м/мин.
Пусть D„ — наружный диаметр нарезаемого колеса в мм;
DB — внутренний диаметр нарезаемого колеса в мм; — число
зубьев нарезаемого колеса; b — длина зуба нарезаемого колеса
в мм; йф — диаметр фрезы в мм; пф — число оборотов фрезы
в 1 мин.
Примем объем всех впадин нарезаемого колеса Wo равным
половине объема всего зубчатого венца. Тогда
_ (nD2 —л£»2)& смз
~	4-2-1000	(248)
Этот объем металла снимается за время обработки всего ко-
леса Т мин, причем
Т = —
sna
где s— подача фрезы за один оборот изделия; пи — число обо-
ротов изделия в 1 мин.
Тогда объем металла, снимаемого в 1 мин,
п7=	_ (^h-"-Db)6s«„.	(249)
Т	4-2-10006
Разделив уравнение (249) на скорость резания, получим сред-
нюю площадь среза
, = W = (®^н — nDl)bsnH 1000 ММ2.
'ср v	4-2-10006ш1фПф
По сокращении имеем
 _ (£>2—£>2)sn„
'ср“ 4-2<1фПф
Так как = где k — число заходов фрезы,
_ (D2H-D>
'ср —	8г^ф
Подставив в уравнение (251),
DH = tn (гизд + 2), DB = tn (гизд — 2,32),
(250)
то
(251)
378

где tn— модуль нарезаемого колеса (в мм), получим
f — m2 (8 *>64гИЗд— 1,4)
ср	&/фгИЗд
Примем
8,642изд 1 >4	।
82ИЗД	’
тогда
Как видим, средний (мгновенный) размер площади среза,
снимаемого червячной фрезой, зависит от модуля нарезаемого
колеса, диаметра фрезы, числа ее заходов и подачи фрезы на один
оборот изделия.
Пример. При фрезеровании двухзаходной червячной фрезой d$ = 100 мм
зубчатого колеса т = 8 с подачей s = 3 мм/об получим
_ 82.3.2 _ 384	о я4 2
'СР 100	~ 100	3,84 мм •
84. СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Силы резания при фрезеровании достигают весьма больших
значений, и требуются значительные мощности при эксплуата-
ции фрезерных, особенно многошпиндельных станков. Эти силы
нетрудно определить, если известно удельное давление резания р,
т. е. давление, отнесенное к 1 мм2 площади среза. При фрезеро-
вании, как и при точении, р — величина переменная, которая
также зависит для данного обрабатываемого материала от раз-
мера снимаемой стружки и других параметров. Но здесь расчет
усложняется вследствие непрерывного изменения в процессе ре-
зания толщины снимаемой стружки, что вызывает непрерывное
изменение и нагрузки инструмента.
Согласно экспериментальным данным, зависимость между
удельной силой резания р и размерами среза при фрезеровании
такая же, как и для других видов обработки
Bl~xpa[~l'p BliaK ’
(253)
где Ср — коэффициент резания — постоянная величина, завися-
щая от обрабатываемого материала; а—мгновенная толщина
среза в мм; В — ширина среза в мм; р и % — показатели степени,
зависящие от обрабатываемого материала.
По опытным данным ряда исследователей, значение показателя
степени р близко к нулю: р = 0,008-4-0,037.
379

Следовательно, в целях упрощения уравнения (253) можно
без особой погрешности принять Bu = 1, и тогда
(254)
Здесь для одной и той же стружки величина а переменная,
и, следовательно, р будет также изменяться от минимума до
максимума. Поэтому было предложено определять значение р
в зависимости от срединной толщины среза аср, соответствующей
углу контакта в этом случае уравнение (254) будет иметь вид
к
р =	= /Срх"~ кгс/мм2,	(255)
°СР Sz? 2
так как аср = s2 sin -^;’="sz	•
По данным отечественных исследований, в табл. 43 приводятся
значения Ср для различных материалов. Значения Ср и Z даны
для случая работы фрез с передним углом у = 104-15°, причем
не учтено влияние угла наклона зуба фрезы со. Между тем опыт
показывает, что с увеличением угла со (при у — 0) несколько
возрастает нагрузка, так как усиливается трение между зубьями
инструмента и стружкой.
Таблица 43
Значения Ср и К в формуле (255)
Обрабатываемый материал	Цилиндрическая фреза		Торцевая фреза	
	СР	1	СР	1 *
Сталь конструкционная ов = = 40 кгс/мм2	140	0,28	170	0,28
Сталь конструкционная ов = = 75 кгс/мм2	210	0,28	250	0,28
Сталь жаропрочная ЭИ787 ов = = 115 кгс/мм2	—	—	280	0,35
Титановый сплав	—	—	154	0,37
Чугун сервый НВ 190	95	0,34	130	0,28
Бронза НВ 80	40	0,40	70	0,34
Латунь	37	0,55	—	—
Электрон	11	0,60 г	—	—
380

Составляющие силы резания при фрезеровании
При фрезеровании, как и при точении, равнодействующую
силу резания Р (рис. 233, а) можно разложить на составляющие
силы, определяющие процесс резания и влияющие на технологи-
ческие факторы. Например, касательная сила Р2 создает кру-
тящий момент на шпинделе станка, по которому рассчитывается
необходимая мощность; это — главная сила по своему значению.
Вторая составляющая — радиальная сила Ру направлена нор-
мально к поверхности резания и, следовательно, в значительной
степени влияет на наклеп обработанной поверхности. Но, оче-
видно, этот наклеп должен определяться и вертикальной состав-
Рис. 233. Составляющие силы резания при фрезеровании
ляющей силой Рв, действующей перпендикулярно к обработанной
поверхности и равной проекции сил Р2 и Ру на это направление,
Рв = Ру cos ф, — Pz sin фр	(256)
Можно спроектировать процесс фрезерования так, что сила Рв
будет равна нулю или (еще лучше) направлена вниз, т. е. будет
отрицательной величиной; в этом случае все стыки системы изде-
лие—стол станка—консоль—станина уплотняются и работа про-
текает в более благоприятных условиях в отношении вибраций
системы. Этим отчасти можно объяснить повышенную стойкость
инструмента при попутном фрезеровании, когда вертикальная
сила Рв всегда направлена вниз (рис. 233, б).
Представляет интерес также горизонтальная составляющая
сила подачи Рх, равная
Рх = Pz cos фх- + Ру sin фр	(257)
Она является наибольшей по величине и часто определяется
при расчете нагрузки отдельных элементов системы.
Соотношение составляющих сил резания при фрезеровании
в нормальных условиях в среднем берется равным:
при попутном фрезеровании Рх = (0,8ч-0,9) Pz;
при встречном фрезеровании Рх = (1,0ч-1,1) Pz\
в общем случае Ру = (0,5 ч-0,6) Рг\ Рв — 0 ± 0,2Pz.
381

Опыт и расчеты показали, что при встречном фрезеровании
на механизм подачи затрачивается значительно большая мощ-
ность (29%) сравнительно с попутным фрезерованием [146].
При работе фрез с винтовым зубом имеет место еще осевая
составляющая сила резания Ро, направленная вдоль оси инстру-
мента и действующая на упорные подшипники шпинделя станка,
а также на систему СПИД. Ее величина в основном зависит от
угла наклона винтовой режущей кромки <в и поэтому иногда
рассчитывается по формуле (рис. 234, а)
Ро = -Pztg со,
что является не совсем точным. В действительности относитель-
ная величина Р"г может быть больше Р'г, а Р’о меньше Ро, так
Рис. 234. Составляющие силы резания у винтового
зуба
как вдоль винтового зуба на его передней поверхности действует
еще сила трения Fn, осаживающая стружку (рис. 234, б). Следо-
вательно, равнодействующая R сил F и Р' образует с силой Р"г
угол coz и тогда
^ = ^(0,,
где < со.
Необходимо подчеркнуть, что все составляющие силы резания
заметно изменяются в зависимости от формы и геометрии фрезы,
размера среза, остроты режущих кромок, рода обрабатываемого
материала, смазочно-охлаждающей жидкости и других факторов.
При у = 0 приведенные закономерности изменения сил Рг
и Ро могут иметь .место. Но при у>0 и значительных углах
наклона со заметно изменяется направление схода стружки.
В результате увеличивается действительный передний угол,
измеряемый в направлении схода стружки, и процесс резания
облегчается — сила Рг снижается.
При торцевом фрезеровании на соотношение сил резания влияет
также взаимное расположение инструмента и изделия. Для
примера на рис. 235, а, б, в приводятся три случая торцового
фрезерования, где силы подачи Рх заметно различаются. Здесь
диаметр фрезы D — 100 мм, глубина фрезерования t — 60 мм,
число зубьев z = 9.
382

В первом случае имеем несимметричное фрезерование, когда
оси симметрии фрезы и обрабатываемой детали не совпадают;
при этом преобладает встречное фрезерование. Угол встречи
8 = 53°. При врезании очередного зуба сила подачи Рх, согласно
формуле (257), будет
Рх= Pfi (cos 37° + 0,5 sin 37°) + pf2 (cos 77° + 0,5 sin 77°),
где p — удельная сила резания; f1 = Bs2 sin 37°; f2 — Bs2 sin 77°.
Подставляя в последние формулы значения параметров, при-
веденных на рис. 235, получим величину Рх, действующую при
врезании очередного зуба:
Рх = l,35pBs2 \
В момент .выхода очередного зуба из контакта имеем углы
контакта 77 и 114°, и тогда получим соответственно Рх = 0,8pBs2.
В таком же порядке подсчитываются величины Рх во втором
случае — симметричного фрезерования (рис. 235, 6) при равных
фазах встречного и попутного фрезерования и в третьем случае —
несимметричного фрезерования, когда преобладает фаза попут-
ного фрезерования. Соответствующие значения Рх и их измене-
ния во времени показаны на рис. 235. Можно заметить, что коле-
бания силы Рх значительны в первом и минимальны в третьем
случае при несимметричном резании.
Особенно резким колебание силы Рх было бы при работе
одним зубом и значительной дуге контакта. При этом сила подачи
изменялась бы не только по величине, но и по знаку, что заметно
повлияло бы на стойкость инструмента и качество обработанной
поверхности (рис. 235, г, д, е). Наибольшие колебания силы Рх
замечаются в третьем случае, и они особенно значительны тогда,
когда возрастает относительная величина радиальной силы.
Соотношение сил может заметно изменяться в зависимости
Г 2
от ряда факторов, особенно от обрабатываемого материала, гео-
метрии инструмента и толщины среза. Например, по данным [31 ],
при фрезеровании жаропрочных и титановых сплавов цилиндри-
р
ческими фрезами с малыми подачами отношение доходило
* z
до 3. Этим можно объяснить, почему фрезерование разных ме-
таллов с различной установкой обрабатываемой детали относи-
тельно инструмента дает неодинаковые результаты.
Вместе с тем отмечаются любопытные факты падения сил
резания при скоростном фрезеровании с увеличением отрицатель-
ного переднего угла (—у), т. е. с увеличением угла резания.
Уменьшается и потребляемая мощность с увеличением скорости
1 Необходимо отметить условность полученных величин Рх, поскольку удель-
ные силы резания р изменяются в зависимости от углов контакта (или от толщины
среза).
383

Рис. 235. Силы подачи при торцевом фрезеровании

резания. При некоторых условиях эта мощность меньше сравни-
тельно с обычным фрезерованием [148]. Эти явления можно
объяснить тем, что с увеличением переднего угла (—у) умень-
шается трение между поверхностью резания и задней гранью
зубьев фрезы в результате отжатия инструмента из-за резкого
увеличения радиальной силы. Но главная причина этого явления
заключается в следующем. При попутном скоростном фрезерова-
нии имеет место ударное нагружение. Отличительные особенности
деформирования при ударном нагружении — резкое повышение
предела текучести [711 и малая остаточная деформация. Благо-
даря высокому уровню напряжения и скорости деформации
развивается трещинообразование, облегчающее процесс разру-
шения.
Указанные явления отсутствуют при встречном фрезеровании,
когда процесс резания начинается при нулевой толщине среза
и сопровождается усилением трения и наклепом при врезании
зуба фрезы в обрабатываемый металл.
85. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СИЛЫ
РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Главная по значению сила резания — касательная сила Pz —
изменяется по величине в процессе резания, и лишь в случае
равномерного фрезерования при известных условиях колебания
силы резания будут весьма малы (поскольку имеет место биение
фрезы с оправкой или вибрации системы), а величина этих сил
приближается к их среднему значению Pzcp. Для практических
расчетов чаще всего требуется значение Р2ср, величину которой
можно определить по уравнению
^2СР — Р/ср = fСР»
ср
где аср — срединная толщина среза в мм; /ср — срединная
площадь среза в мм2.
Согласно уравнению
(238)
г	ВtSzZ	о
Срединная толщина
основании предыдущего
11)
среза при угле контакта	на
$ср — S,
Таким образом,
Р zcp
CpBtszz
iTZKi
13 А. М. Вульф
385

после сокращения получаем
i-Л
Pzcp =	кгс.	(258)
nD1-T
Значения Ср и % даны в табл. 44.
Силу резания Pzcp можно выразить в зависимости от подачи
в минуту sM, подставив в уравнение (258) значение sz=^-.
Тогда получим
Р2С. =	.	.(259)
nD 2 n1-X
Чтобы показать влияние скорости резания на силу Р2ср,
подставим в уравнение (259) значение п, выраженное через v,
lOOOv
т. е. п =—, тогда
ли
1__Х
CRs 1—2
Лср =	МА----------,	(260)
где
С = Ср
nx10001-X '
Например, при фрезеровании стали о8 = 75 кгс/мм2 (Ср =
= 210; к = 0,28)
С = —= 1,03;
1,4-145	’ ’
р _ 1,035/0.86sm0.72z0,28
' 2СР	£)0,14у0,72
Для расчета мощности, необходимой для фрезерования, можно
воспользоваться формулой
V = ^рР, кВт
е 6120	‘
(261)
Подставляя в уравнение (261) значения Ргср из формулы (258)
лОп,
и заменив v его значением v =	получим
1__Л	х
612,2г1^гПР 2 КВТ~	(262)
В табл. 44 даны формулы и соответствующие значения постоян-
ных коэффициентов для расчета сил резания и мощности при
фрезеровании различных металлов фрезами разных типов [116].
386

Таблица 44
Формулы для определения окружной силы и эффективной мощности 1
Обрабаты- ваемый металл	Наименование фрез	Окружная сила Pz в кгс				Эффективная мощность Ne в кВт			
Сталь, чугун ковкий, бронза	Цилиндриче- ские и концевые	CJ0,86Bzs0,72£)—0,86 р	2				С^Ю-5/0,86пВ X XS3’72£>0,14z			
	Торцевые	CpZo,95Bi,i2so,8p-i,i				Cw10-5/°’95nB1JX Xzs3,8D~ 0,1			
	Дисковые, про- резные и отрез- ные	С ^86Вг50,72р-0.86 р	2				CjylO-^’^nBx XS3,72D°'14z			
	Угловые	Cpi0,86Bzs8,72£>—0,86				С^Ю^’^лВХ Xzs3-72!)0’14			
	Фасонные по- лукруглые — вы- пуклые и вогну- тые	Cp/0,88Bzs3,72B>—0,86				CNW~zfi-№nBx			
Чугун серый	Цилиндриче- ские и концевые	Cp<°’83Bzs8,65£>—0,83				CN10~5t°-S3nBx XZS°'63D°’17			
	Торцевые	^0,9^1,14^0,72^-0,14				X zs^’72D—°>14			
	Дисковые, про- резные и отрез- ные	Cp<°,83SZS0,65D-0,83				^lO-^'^nzX Xs3,65D0,17B			
Значения коэффициентов Ср и См									
Наименование фрез		Сталь		Чугун ковкий		Бронза		Чугун серый	
		СР	CN	СР	Сдг	CP		CP	CN
Цилиндрические и концевые Торцевые Дисковые, прорезные и отрез- ные Угловые Фасонные полукруглые — выпуклые и вогнутые 1 Окружная сила и мощное!		68,2 82,4 68,3 38,9 47,0 и даны	3,5 4,22 3,5 2,0 2,42 с учел	30 50 30 гом за	1,54 2,57 1,54 тупле!	22,6 37,5 22,5 1ИЯ фр	1,155 1,93 1,155 ез.	30 50 30	1,54 2,57 1,54
13*
387

Они полностью соответствуют выведенным уравнениям (258)
и (262).
На основании уравнений (258), (260), (262) можно сделать
следующие выводы.
1.	Затрачиваемая фрезой мощность, как и сила резания,
прямо пропорциональна ширине фрезерования В.
2.	Подача s2 влияет на Р2 и Ne в меньшей степени, чем глубина
фрезерования t. По данным отдельных исследований, 10-кратное
увеличение t при прочих равных условиях требует увеличения Ne
впять — семь раз, в то время как подобное же увеличение мощ-
ности происходит при 20-кратном увеличении s2.
Рис. 236. Влияние СОЖ на расход мощности при фрезерова-
нии стали
3.	При постоянной скорости резания v сила Рг уменьшается
с увеличением диаметра фрезы О, так как при этом уменьшается
толщина среза, а следовательно, и площадь среза. Но потребляе-
мая станком мощность при постоянном числе оборотов инстру-
мента п несколько увеличивается, поскольку возрастает скорость
резания v.
4.	С увеличением числа зубьев фрезы z сила резания и мощ-
ность возрастают, так как пропорционально увеличиваются
число зубьев в контакте с обрабатываемым материалом и подача sM
(в минуту) при постоянной подаче на зуб sz.
5.	Смазка при фрезеровании снижает силы резания и потреб-
ляемую станком мощность. Как показано на рис. 236, соответ-
ствующий эффект зависит от вида смазочно-охлаждающей жид-
кости; например, осерненное минеральное масло снижает мощ-
ность станка на 35%, в то время как чистое минеральное масло
лишь на 20%. Характер фрезерования существенно влияет на
388

л

Рис. 237. Схема емкостного динамометра для фрезерования



Рис. 238. Тензометрический динамометр для измерения крутящего момента (а) и горизонтальных сил резания (б)


потребляемую мощность. При попутном фрезеровании (кривая 1)
требуется меньшая мощность в сравнении с обычно принятым
встречным фрезерованием (кривая 2).
6.	Сила резания и мощность заметно снижаются с увеличением
переднего угла у. Надо подчеркнуть, что при встречном фрезе-
ровании, где режущая кромка зуба, врезаясь в обрабатываемый
металл, снимает стружку, начиная с нулевой толщины, большое
значение имеет острота режущей кромки. Замечено, что при ра-
боте затупленным инструментом сила резания и мощность повы-
шались до 40% по сравнению с работой вновь отточенной
фрезой.
7.	Как указывалось выше, сила резания Рг увеличивается
или уменьшается с увеличением угла наклона винтовой режущей
кромки со. Это связано с изменением истинного переднего угла у
и силы трения между стружкой и зубьями инструмента.
Для определения сил резания и мощности при работе фасон-
ными фрезами можно пользоваться формулами [17] или прибли-
женными поправочными коэффициентами. Если принять за еди-
ницу силы резания и мощность при работе цилиндрической фрезы,
то при прочих равных условиях Pz и Ne у полукруглой, выпук-
лой или вогнутой фрезы составят около 80%, а для угловой —
70% от соответствующих величин у цилиндрической фрезы.
86.	ИЗМЕРЕНИЕ СИЛ РЕЗАНИЯ
ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Методы измерения сил резания, применяемые при точении,
пригодны и для случая фрезерования. Большое развитие полу-
чили электрические динамометры, построенные на различ-
ных принципах (емкостном, индукционном, тензометриче-
ском и др.).
На рис. 237 показана одна из конструкций емкостного дина-
мометра для определения крутящего момента при фрезеровании.
С диском /, прикрепленным к конусу оправки, соединены уголки 2.
На некотором расстоянии от диска 1 на утолщенную часть оправки
жестко насажена втулка 6 с диском 4. К последнему прикреплены
уголки 3, изолированные от диска 4 эбонитовыми втулками 5.
Под влиянием крутящего момента оправка скручивается.
Деформация ее вызывает изменение расстояния б между угол-
ками 2 и 3, т. е. изменение емкости образованного ими конден-
сатора, которое с помощью высокочастотного устройства преоб-
разуется в изменение силы тока.
С высокочастотным устройством динамометр соединяется
двумя проводами, один из которых прикрепляется к станку,
а значит, и к уголкам 2, а другой — через скользящий контакт
(на схеме не указан) и изолированное от остальных частей динамо-
метра кольцо 7— к уголкам 3. Поворачивая с помощью поводка 8
392

и винтов 9 диск 4, можно легко и точно изменять расстояние
между уголками 2 и 5, т. е. изменять по желанию чувствитель-
ность динамометра, зависящую не от абсолютного, а от относи-
тельного изменения емкости при деформации оправки.
На рис. 238, а показана современная конструкция тензометри-
ческого динамометра (ВНИИ) для измерения крутящего момента
при фрезеровании, а на рис. 238, б — двухкомпонентный динамо-
метрический столик (конструкции ВНИИ), с помощью которого
можно измерить две составляющие силы резания при фрезеро-
вании.

Глава XVI
РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
87.	КРИТЕРИЙ ЗАТУПЛЕНИЯ И СТОЙКОСТЬ ФРЕЗ
Многочисленные исследования процесса фрезерования, выпол-
ненные за последние годы в СССР, дали ряд интересных решений
по повышению производительности фрезерного инструмента. Они
показывают, что проблема эффективности процесса должна ре-
шаться конкретно с учетом специфических особенностей обрабаты-
ваемых и инструментальных материалов.
Одной из исходных величин при определении иаивыгодней-
шего режима резания является, как известно, критерий затупле-
ния. На практике при испытании фрез, как и резцов, иногда
принимают за признак затупления повышение расходуемой
мощности на 10—15% в сравнении с нормальной. Этот критерий
прост и удобен в производственных условиях, но далеко не точен
и не показателен, так как он не определяет ни места, ни харак-
тера износа фрезы; кроме того, для некоторых типов фрез (напри-
мер, фасонных) допустима слишком малая степень затупления,
чтобы это могло отразиться на потребляемой станком мощности.
Более того, с постепенным углублением лунки на передней по-
верхности зуба фрезы необходимая мощность нередко уменьшается,
и только по мере дальнейшего износа задней грани инструмента
и выкрашивания режущей кромки будет наблюдаться повышение
расходуемой энергии. Поэтому при исследовании процесса резания
в качестве критерия затупления режущего инструмента прини-
мается определенная величина фаски износа по задней поверх-
ности зуба h3.
Величины допустимого износа h3 в зависимости от типа фрезы
и характера обработки колеблются в пределах 0,15—2,00 мм.
Однако на практике при фрезеровании с высокой скоростью
150 м/мин трудно обрабатываемых сталей, склонных к боль-
шому упругому последействию (например, стали 45Г17ЮЗ),
наблюдалось любопытное явление: сохранение режущей способ-
ности лезвия зуба фрезы, оснащенного твердым сплавом
ТТ10К8 (Б), хотя фаска износа на задней грани зуба достигала
значений h З-т-4 мм. В этом случае при наличии ровного
износа и достаточной остроты режущей кромки, обеспечивающих
необходимую чистоту обработанной поверхности, можно допу-
стить повышенный критерий затупления.
394

Специальные исследования и опыт показали что с увеличе-
нием степени затупления повышается и степень относительной
стойкости инструмента в уравнении v=^. Величина при
работе цилиндрическими фрезами колебалась в пределах =
= Зн-5 и торцевыми быстрорежущими фрезами = 4ч-7. Для
практических	расчетов	можно применять средние из указанных
„	1	4	1	К
значении	—	=4	и	—	=	5.
пг	пг
Соответственно и периоды экономической стойкости Т9К и
стойкости максимальной производительности Тм>пр колеблются
в больших пределах в зависимости от величины т, а также от
диаметра D инструмента. Так, по расчету имеем:
D в мм	Т в мин
50	140
75	210
НО	300
Примерно в таких же пределах находится норма стойкости
фасонных фрез и червячных зуборезных (7\к = 6—8 ч). Однако
с целью повышения скорости резания для нормальных фрез
снижают норму стойкости до 3 ч и даже до 90—120 мин при фре-
зеровании трудно обрабатываемых сталей и сплавов, так как
иначе были бы слишком сильно снижены режимы резания.
При нормальных режимах резания зависимость Т—v более
или менее монотонна. Правда, нередко при малых скоростях ре-
зания, когда фрезы, оснащенные твердым сплавом, нагреваются
слабо, стойкость их уменьшается из-за выкрашивания хрупких
кромок. Но в широком диапазоне скоростей резания нарушается
монотонный характер зависимости Т—v. При очень высоких
скоростях порядка нескольких тысяч и десятков тысяч метров
в минуту стойкость быстрорежущего инструмента, по данным
новейших исследований, не снижается, чем обеспечивается воз-
можность работать весьма производительно. Возможность полу-
чения столь высоких режимов резания можно объяснить пони-
жением температуры резания; режущие кромки инструмента,
находящиеся в контакте с обрабатываемым металлом кратчайшие
мгновения, не успевают нагреться и при очень больших скоростях
вращения интенсивно охлаждаются потоком воздуха. В этих
условиях пластическая деформация стружки резко уменьшается
по причинам, изложенным выше.
88.	ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Надо 'полагать, что параметры резания, которые повышают
нагрузку инструмента, будут снижать его стойкость, если при
этом не изменяются факторы, связанные с температурой резания
395

и жесткостью системы. Поэтому будет логичным считать, учитывая
уравнение для силы резания (260) и меняя местами выражения
для числителя и знаменателя дроби, что зависимость между
стойкостью инструмента и указанными параметрами может быть
выражена в общем виде следующим уравнением:
Т = ~1	’	(263)
vmtxSyB“zP	'	’
где постоянные Ст, х, у, ut р, q зависят в основном от обрабаты-
ваемого материала и режущего инструмента. На основании
формулы (263) можно для скорости резания в зависимости от
различных параметров вывести уравнение в общем виде
---СрОМСмр	(264)
Т TmtxvsyvBuozPv ’ V	V '
Z
где Cv, qv, tn, xv, yv, uv, ps, KMv — постоянные, зависящие от
обрабатываемого материала и инструмента (табл. 45 и 46). В част-
ном случае, при фрезеровании конструкционной стали ов =
= 75 кгс/мм2 цилиндрической фрезой, оснащенной твердым
сплавом Т15К6, согласно уравнению (264) получим при />2
и В > 35 мм
_________700£ЮД7_______ /9651
т 7^0,ЗЗдО,08^0,3850,28г0,1 *	'
Как видим, на скорость резания, допускаемую фрезой по
стойкости при цилиндрическом фрезеровании, меньше всего
влияет ширина фрезерования В, как и при точении. Объяснение
то же: удельная работа резания, приходящаяся на единицу длины
режущей кромки, а следовательно, образование и отвод теплоты,
удельная нагрузка почти неизменны, а потому и стойкость инстру-
мента мало изменяется.
Иное положение при торцевом фрезеровании. С увеличением
ширины фрезерования возрастает площадь контакта инструмента
и обрабатываемой детали и, следовательно, число зубьев фрезы,
одновременно работающих. Поэтому для удобства расчетов, во
имя единства закономерных связей между различными параме-
трами фрезерования, при торцевом фрезеровании ширину обозна-
чают через t вместо В, а глубину фрезерования, т. е. толщину
срезаемого слоя, — через В вместо t. Здесь степень влияния
ширины на скорость резания значительно возрастает.
Более заметно влияет на стойкость инструмента, а тем самым
и на допускаемую скорость резания vT подача на зуб sz, как
и при точении, причем степень влияния sz на стойкость является
функцией самой подачи s2 — она увеличивается с возрастанием sz.
Положительное влияние диаметра фрезы D и малого числа зубьев z
понятно: с увеличением D и уменьшением z укрупняется зуб,
396

Значения коэффициентов и показателей степени в формуле (264)
Таблица 45
! Обрабатываемый материал	Фрезы			в в мм	t в мм	sz в мм	cv	Коэффициенты и показатели степени в формулах					
	Тип		Марка твердого сплава						xv	Uv	uv	Pv	tn
Стали конструк- ционные 1 ов = = 75 кгс/мм2	Торцевые		Т15К6	—	—	—	356	0,02	0,1	0,4	0,2	0	0,20
	Диско- вые	при фрезе- ровании пазов	Т15К6	—	—	<0,06	1990	0,2	0,3	0,12	0,1	0	0,35
						>0,06	905			0,4			
		при фрезе- ровании плоскости и уступов				<0,12	1340	0,2	0,4	0,12	0	0	0,35
						>0,12	740			0,4			
	Цилиндрические		Т15К6	^35	^2	>0,15	390 443	0,17	0,19 0,38	0,28	—0,05	0,1	0~33
					>2								
				>35	<2		616		0,19		0,08		
					>2		700		0,38				
Сталь конструк- ционная углеро- дистая ов = = 75 кгс/мм2	Кон- цевые	с корон- ками	Т15К6	—	—	—	145	0,44	0,24	0,26	0,1	0,13	0,37
		с напаян- ными пла- стинами					234						

Продолжение табл. 45
Обрабатываемый материал	Фрезы			В в мм	t в мм	sz в мм	Cv	Коэффициенты и показатели степени в формулах					
	Тип		Марка твердого сплава						XV	yv		Pv	tn
Сталь конструк- ционная хромони- келевая сгв = = 75 кгс/мм2	Кон- цевые	с корон- ками	Т15К6	—	—	—	200	0,65	0,32	0,28	0,18	0,23	0,5
		с напаян- ными пла- стинками					313						
Чугун серый НВ 190	Торцевые		В Кб	—	—	—	528	0,2	0,15	0,35	0,2	0	0,32
	Цилиндрические		В Кб	—	<2,5	<0,2	923	0,37	0,13	0,19	0,23	0,14	0,42
						>0,2	588			0,47 0,19			
					^2,5	<с0,2	1180		0,40				
						>0,2	750			0,47			
Чугун ковкий НВ 150 1 Стали углеро	Торцевые дистые и легированные (х		ВК8 ромиСтые, я	:ромони	келевые	^0,18	825	0,22	0,17	0,1	0,22	0	0,33
						>0,18 )•	577			0,32			

Таблица 46
Поправочный коэффициент КмУ на скорость резания для измененных условий работы в зависимости от сгв
Наименование				Обрабатываемый материал			
				Сталь		Чугун серый	Чугун ковкий
Твердость обрабатываемого материала	Фрезы	Торцевые		К = ™ т Ов		„	_/190\1.25 Ам0~ \НВ)	„	_ /150 x1.25 Лмо- [н-в)
		Дисковые *		/75 \0.65 K”V~ \Тв)		—	—
		Цилиндрические		ов^90	ов > 90	/190.0,75 А мг>— \нВ}	—
				к “° 0В	KMv = V Ов)		
		Концевые	Амр	Углеродистая	Хромоникелевая	—	—
				Ш'7	<л*г		

1>С31И1 by
JOSJIl'O'g
Продолжение табл. 46
Наименование			Обрабатываемый материал					
			Сталь		Чугун серый		Чугун ковкий	
Состояние поверхно- сти заготовки	Поверхность		Без корки или прокат	С коркой				
				Штамповка—поковка		Литейная корка ,		
	Коэффициент Knv		1,0	0,9		0,8		
Марка твер- дого сплава	Торцевые, ди- сковые, цилин- дрические фрезы	Кии	Сталь		Чугун серый			
			Т15К6	Т5КЮ	В Кб		ВК8	
	Концевые фре- зы		1,о 1,0	0,65 0,75	1,0		0,77	
Угол в пла- не <р режу- щей кромки	Для торцевых фрез		15 1,6	30 1,28	45 1,1	60 1,0		90 0,86
	Коэффициент							

снижается толщина среза а, улучшается теплоотвод и повышается
стойкость инструмента.
Постоянные величины Су, зависящие от обрабатываемого
материала, определяются не только его прочностью огп, но и дру-
гими физико-механическими свойствами, а- тажке химическим
составом. В табл. 47 приводятся значения поправочных коэф-
фициентов См, характеризующие влияние химического состава
на скорость резания различных групп сталей с одинаковым по
величине пределом прочности ап = 75 кгс/мм2.
Обрабатываемость различных групп сталей
с одинаковым пределом прочности
Таблица 47
Наименование группы стали	См для фрез из быстрорежущей стали	См для фрез, оснащенных твердым сплавом
Углеродистые, конструкционные (С ^0,6%)	1,0	1,о
Углеродистые (С> 0,6%)	0,8	0,85
Марганцовистые	0,75	0,90
Хромистые	0,85	1,10
Хромоникелевые	0,90	1,10
Инструментальные быстрорежущие	0,60	0,65
Скорости резания значительно снижаются при фрезеровании
высоколегированных нержавеющих и жаропрочных сталей. Для
торцевых фрез, оснащенных твердым сплавом ВК8, они могут
быть рассчитаны по формуле
Г1 Г)№5
VT = ^VB0A^>5-y- м/мин.	(266)
Значения коэффициентов и показателей степени формулы (266)
приводятся в табл. 48.
Некоторые особенно труднообрабатываемые стали и сплавы,
например ЭИ437, ЭИ787, ЭИ827, ЭИ867, рекомендуется обраба-
тывать фрезами из быстрорежущей стали, так как твердые сплавы
выкрашиваются. В этом случае скорости резания приходится зна-
чительно снижать (табл. 49).
Успешно применяются также трехкарбидные твердые сплавы
(например, ТТ10К8А и ТТ10К8Б), показавшие положительные
результаты при обработке труднообрабатываемых сталей и спла-
вов торцевыми фрезами со скоростями резания в два-три раза
401

Таблица 48
Значения коэффициентов и показателей степеней
в формуле (266)
Вид обработки	Марка стали	Коэффициенты и пока- затели степени			
		для s2 < 0,1		дл я s2 > 0,1	
		Cv		Cv	Vv
Фрезерование пло- скостей при отношении k -jy = О-г-0,1; главный угол в плане ср = 30°	ЭИ673 ЭИ572, ЛА1 ЭИ680 Х18Н12М2Т (ЭИ448) 4Х14Н14В2М (ЭИ69); | 1Х14Н14В2М (ЭИ257) J 1Х18Н9Т (ЭЯ1Т) 1X13 (ЭЖ-1);	) 2X13 (ЭЖ-2); 3X13 (ЭЖ-3); 4X13 (ЭЖ-4)	70 86 97 97 107 161 267	0,25	39 48 54 54 60 150	0,5
Примечание, k — расстояние наиболее отдаленной точки траектории
зуба фрезы от заготовки при выходе.
Таблица 49
Режимы резания при фрезеровании труднообрабатываемых сплавов
Обрабатываемый материал	% в кгс/мм2	Материал инструмента	Режимы резания		
			S2 в мм/зуб	в в мм	V в м/м и н
Сплав ЭИ437	100	Р18, Р9К5	0,1-0,2	3—5	12—16
Стали ЭИ787 и ЭИ812	110—120	Р9К5	0,1—0,2	2—4	8—10
Сплав ЭИ827	105	Р18	0,1—0,2	2—4	8—10
»	ЭИ867	125	Р18	0,1—0,2	2—4	7—9
Примечание. При Т- 0.5^0.1.	менялось охлаждение эмульсией. Во всех случаях ••				
более высокими, чем у быстрорежущих фрез. Торцевые фрезы
(табл. 50), оснащенные твердыми сплавами, целесообразно приме-
нять при обработке жаропрочных сталей, содержащих в основном
хром и никель (1Х18Н9Т, ЭИ811 и др.).
402

Таблица 50
Режимы резания высокопрочных сталей без охлаждения
при торцевом фрезеровании
Характеристика обрабатываемого материала	Марка твердого сплава	i в мм	В в мм	s, в мм/зуб	V в м/мин	Геометрия фрезы
ав = 140 кгс/мм2, HRC 38	Т15К6	До 8	0,6— 0,8	0,08—0,12	До 150	•1- Ю о* Ts 1! 'I'
ав = 140ч- 4- 160 кгс/мм2	Т15К6	2—4	0,5— 0,7	0,08—0,1	60—90	а= 12ч-15°; <р= 454-60°;
ав = 160ч- 4-180 кгс/мм2, HRC 44—48	Т15К6; ВК6М	2—3	0,4— 0,6	0,06—0,08	50—70	Фх = 15°; w= 10°
ав = 1804- 4-200 кгс/мм2, г HRC 48—52	ВК6М; Т30К4	1—2	0,3— 0,5	0,04—0,06	35—50	
ав = 2004- 4-230 кгс/мм2 HRC 52—58	ВК6М; Т30К4	1—2	0,3— 0,5	0,03—0,05	30—35	
Таблица 51
Режимы резания жаропрочных сталей концевыми фрезами
Обрабатываемый материал	D	t	в	Sz в мм/зуб	V в м/мин
	в мм				
1Х18Н9Т и ЭИ811 ов = = 604-80 кгс/мм2	40—50	5—12	40	0,08—0,1; 0,12—0,15	20—25; 16—20
ЭИ481 и ЭИ395 ав = 754- 4-85 кгс/мм2	40—50	5—12	40	0,08—0,1; 0,12—0,15	16—20; 14—60
ЭИ437А и ЭИ437Б ав = 1004- 4-110 кгс/мм2	40—50	До 5	80	0,08—0,12	13—18
ЭИ787 и ЭИ812 ав == = 110 кгс/мм2	40—50	» 5	80	0,08—0,12	9-11
ЭИ867 ав = 1204-130 кгс/мм2	40—50	» 5	80	0,08—0,12	7—9
При одинаковых значениях предела прочности обрабатывае-
мость ухудшается с уменьшением предела текучести, а также тепло-
проводности. Надо при этом заметить, что обрабатываемость не-
которых сталей (ЭИ787, ЭИ812 и сплавов ЭИ437, ЭИ827 и ЭИ867)
значительно ухудшается после старения, так как при этом они
упрочняются. Опыт показал, что стойкость инструмента умень-
шается в два—пять раз при обработке ряда сплавов после их ста-
рения сравнительно с обработкой их после закалки или отжига.
Поэтому рекомендуется предварительная обработка сталей и спла-
403

bob в состоянии поставки или после закалки, а затем последова-
тельно старение и чистовая обработка.
В табл. 51 даны режимы резания жаропрочных сталей и спла-
вов концевыми фрезами из быстрорежущей стали.
89.	МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ
ПРОЦЕССА ФРЕЗЕРОВАНИЯ
Рис. 239. График изменения t и sM
при Рв = 0. D = 100 мм, z=8, со =
=50°, В = 100 мм
Стойкость фрезы, а следовательно, и производительность фре-
зерования в значительной степени связаны с динамическим ха-
рактером процесса, с неизбежными при этом механическим и теп-
ловым ударами, вызывающими вибрации и выкрашивание режу-
щих кромок инструмента. Этому способствуют: чрезмерно
большие площади поперечного
сечения среза и особенно глу-
бина резания; изменение раз-
мера среза в процессе работы;
врезание и выход из контакта
отдельных зубьев фрезы; биение
фрезы из-за неравномерной за-
точки и прогиба оправки фре-
зы; недостаточная жесткость
системы СПИД.
Вибрации заметно усили-
ваются, когда вертикальная
составляющая силы резания Рв
направлена вверх при встреч-
ном фрезеровании и стремится
приподнять стол станка с обра-
батываемой деталью. Поэтому
желательно работать при таких условиях, чтобы сила Рв
была направлена вниз и прижимала деталь к столу, стол
к направляющим консоли станка и т. д. или по крайней мере
была по величине близкой к нулю. Для примера приводится на
рис. 239 кривая значений подач в минуту sM и глубины резания t,
при которых Рв = 0 при определенных прочих параметрах реза-
ния. Следовательно, соответствующим подбором sM, t, D, В можно
добиться выгодного направления, силы Рв и тем улучшить процесс
резания. Особенно заметно возрастает сила Рв с увеличением ши-
рины при цилиндрическом фрезеровании, и тогда вибрации уси-
ливаются особенно при работе на недостаточно жестких станках.
Перепады нагрузок можно значительно уменьшать применением
фрезы с винтовым зубом при соответствующем отношении ши-
рины фрезерования В и осевого шага тос фрезы (В = &тос).
При торцевом фрезеровании, наоборот, выгодно работать
с большей шириной, близкой к диаметру фрезы D, с точки зрения
уменьшения вибраций, так как сокращается перепад нагрузок
при соответствующем числе зубьев фрезы. Переход к более высо-
404

ким скоростям резания и меньшим подачам s2 улучшает условия
работы, лишь бы при этом величина подачи на зуб sz соответство-
вала радиусу закругления режущих кромок фрезы и не совпали
бы частоты собственных колебаний станка и вынужденных коле-
баний вследствие биения инструмента.
Для повышения производительности процесса фрезерования
все чаще прибегают к попутной подаче. В этом случае при совпа-
дении направления вращения фрезы и подачи уменьшается по-
требная мощность. Это получается еще и потому, что при попутном
фрезеровании снимается более толстая и короткая стружка, что
уменьшает удельную силу резания. При встречном фрезеровании
зуб фрезы первоначально скользит по поверхности резания, сдав-
ливая металл,' а затем врезается. Отношение пути резания /рез
к общему пути перемещения зуба /рез + 1СК, включающему и путь
скольжения /ск ^назовем его коэффициентом скольжения С
\С = т—ре3 ) , характеризует в известной мере обрабатываемость
\ *рез + ьск/ J
материала и остроту лезвия инструмента.
Опытные графики [116] на рис. 240, а показывают резкое
уменьшение величины С, т. е. возрастание скольжения зуба фрезы
с увеличением фаски износа (и величины р) при фрезеровании
различных аустенитных сталей. При обработке ферритной стали
(верхние звездочки) скольжение отсутствовало, т. е. С = 1. Нашло
свое отражение большое упругое послействие аустенитных сталей.
Это подтверждается графиком (рис. 240, б), показывающим зако-
номерное возрастание износа инструмента h3 при встречном фре-
6	,
веровании с увеличением отношения— , в то время как для феррит-
ной стали такая закономерность отсутствует (нижние звездочки).
Величины 6 и гр выражают относительное удлинение и сужение.
Если указанная закономерность справедлива, то можно считать,
что упругое послействие в определенной степени связано с ука-
занными прочностными характеристиками.
Очевидно, врезание зуба фрезы при определенной толщине
среза, отличной от нуля, обеспечит более благоприятные
условия фрезерования аустенитной стали и тем самым повышен-
ную производительность. Это подтверждается результатами иссле-
дования (рис. 240, в). При фрезеровании высокопрочного сплава
нимоник стойкость инструмента была ниже при малой подаче
s2 = 0,08 мм/зуб и наоборот, что' связано с условиями врезания
зуба фрезы (и сила подачи при этом меньше). По тем же причинам
попутное фрезерование было более производительным.
Теперь понятно, почему при обработке жаропрочной стали
торцевыми фрезами более выгодным оказалось смещение изделия
в сторону вращения фрезы. В этом случае режущая кромка вре-
зается в зону ненаклепанного металла, снимая относительно
толстую стружку без скольжения.
405

Несколько отличный эффект получился при фрезеровании
твердой закаленной стали ЭИ643 (ав = 200 ± 10 кгс/мм2,
HRC 53—55, 6 = 8%) торцевой фрезой Т15К6 с D — 120 мм при
Износ по задней грани, Ь3,мм
В
и, м/мин
Рис. 240. Скольжение зуба фрезы при
фрезеровании аустенитных сталей:
1 — попутное фрезерование; 2 -- встречное
фрезерование
sz = 02 мм/зуб
s2 = 0,08 мм/зуб
v = 113 м/мин, sz = 0,05 мм, В = 1 мм, t = 47 мм. В зависимости
от установки фрезы (рис. 241, а) стойкость изменялась следующим
образом:
Величина смещения Со в мм
q
Отношение
Угол встречи е в град
Вид контакта ............
0	26	52
0	0,215	0,42
90	34	7
V V V (U)
6)
£
406

Толщина среза при входе явх .	. .
Толщина среза при выходе явь1х . • • •
Стойкость Т в мин...................
О
0,049
19
0,041	0,05
0,049 0,038
119	64
Как видим, наименьшая стойкость инструмента получилась
при смещении изделий Со = 0, когда врезание зуба проис-
ходит с нулевой толщиной среза явх = 0; очевидно, в этом
случае имел место усиленный износ режущей кромки из-за боль-
шого трения. Небольшое смещение изделия в направлении вра-
щения облегчает процесс.врезания и это способствует значитель-
ному увеличению стойкости инструмента. Однако с дальнейшим
увеличением смещения изделия возросла толщина среза при вре-
Рис. 241. Установка обрабатываемой детали относительно фрезы
зании, сила удара увеличилась и стойкость фрезы уменьшилась
почти наполовину.
Подобные изменения производительности инструмента в связи
с его установкой относительно обрабатываемой детали пытаются
также объяснить условиями первоначального контакта зуба фрезы
с изделием в момент врезания (рис. 241, б). В зависимости от гео-
метрии режущей части фрезы и угла врезания ф первоначальный
контакт может произойти в точках Т, U, V или S. Наиболее бла-
гоприятными считаются первоначальные контакты в точках U
и V как наиболее удаленных от вершины зуба фрезы. Но приведен-
ный выше пример не подтвержает этого предположения.
При фрезеровании чугуна исследования показали наименьшую
л	/ D о \
стойкость инструмента при симметричном фрезеровании! -— = 21;
она увеличилась в несколько раз при смещении заготовки, когда
начиналось врезание с наименьшей толщиной стружки. В послед-
нем случае сказались такие факторы, как хрупкость обрабаты-
ваемого металла, меньшие общая нагрузка и удар.
Надо полагать, что изменение стойкости фрезы в связи с ее
установкой относительно изделия зависит от жесткости системы
и определенного соотношения составляющих сил резания
Все это связано с вибрациями большей или меньшей интенсивности
407

и тем самым с качеством обработанной поверхности и производи-
тельностью процесса.
Иногда производительность фрезерования повышают усовер-
шенствованием геометрии и конструкции инструмента. Например,
рекомендуются фрезы со ступенчатым расположением зубьев
(рис. 242, а). В этом случае удается работать с большими пода-
чами на зуб s2, поскольку толщина снимаемого слоя делится между
всеми зубьями фрезы. Аналогичного результата добиваются также
Рис. 242. Фрезы со ступенчатым и спиральным распо-
ложением зубьев.
с — смещение последнего зуба относительно первого по ра-
диусу
с помощью конической фрезы со спиральным расположением зубьев
(рис. 242, б). В общих случаях подъем последних зубьев умень-
шают, чтобы улучшить чистоту обработанной поверхности.
Представляет интерес метод фрезерования инструментом со
ступенчатыми торцевыми зубьями, снимающими припуск тонкими
слоями с большими подачами, в несколько раз превышающими
нормальные (рис. 243, а). Использование этого метода вызывает
значительные трудности, связанные с заточкой инструмента и
потребностью в большой мощности и жесткости оборудования.
Повышают производительность, улучшают чистоту обработанной
поверхности и более простыми средствами, применяя фрезы с ма-
лыми углами в плане и с зачистными фасками на зубьях
(рис. 243, б).
408

В литературе [148] отмечается высокая производительность
торцевых фрез с ножами с закругленными высокостойкими режу-
щими кромками, дающими зеркальную обработанную поверхность
а)
Часть зуда
фрезы
Рис. 243. Способы высокопроизводительной обработки
и способными самозатачиваться. По затуплении (вместо переточки
вводят в действие новый участок режущей кромки поворотом но-
жей. Привлекает внимание сообщение об успешном использова-
Рис. 244. Высокопроизводительная фасонная фреза
нии фрез с самовращающимися дисковыми ножами, показываю-
щими большую эффективность.
На рис. 244 показана‘сравнительно широкая фасонная фреза
необычной конструкции для обработки бандажей колесных пар.
409

В гнездах установлены цилиндрические твердосплавные резцы, рас-
положенные по контуру в шахматном порядке. Это обеспечивает
необходимую чистоту обработки и долговечности инструмента,
поскольку резцы после затупления могут быть повернуты и про-
должать работать острыми кромками. Фреза крепится двумя кон-
цами оправки.
В последнее время все чаще рекомендуют так называемое хи-
мическое фрезерование (с применением электролита), особенно
при обработке трудно обрабатываемых материалов. Этот процесс
способствует повышению производительности и улучшению чи-
стоты обработки.
90.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
Основное технологическое время (машинное), определяющее
в значительной мере производительность процесса при фрезеро-
вании, рассчитывается по формуле
ы
Т
1 маш
Lj = 1-\-У + у'
ns	ns
(267)
где L (рис. 245) —’ величина перемещения- обрабатываемой детали
относительно фрезы, равная L = I +	+ 12 (/ — длина фрезе-
Рис. 245. Расчет машинного времени
при фрезеровании
рования в мм; 1± — длина
врезания в мм, /2 — длина
пробега фрезы по окончании
процесса фрезерования); i —
число проходов, равное-^- (/г —
припуск на фрезерование
в мм; I — глубина фрезерова-
ния в мм).
Следовательно, выгодно ра-
ботать с наибольшей подачей и
глубиной резания t, допускае-
мой станком и инструментом.
Необходимо еще раз отметить, что наибольшие sM и t обусловлива-
ются не только мощностью станка и стойкостью фрезы, но и проч-
ностью и жесткостью последних. Конечно, для сокращения времени
обработки было бы целесообразно снимать припуск за один проход,
но при чрезмерной величине припуска все же рекомендуется рабо-
тать с умеренной глубиной (примерно до I 10 мм) и при ВОЗМОЖНО
больших подачах в одну минуту sM. Не только потому, что увели-
чение глубины резания требует .большего расхода мощности, чем
соответствующее увеличение подачи, но и потому, что увеличение
глубины резания способствует возрастанию вибраций и заеданию
зуба фрезы.

Глава XVII
РЕЗАНИЕ АБРАЗИВНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ
91.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В прошлом шлифование представляло собой процесс снятия
с обрабатываемой детали тончайшего слоя при помощи абразивного
инструмента естественного или синтетического происхождения.
Этот процесс известен человечеству с незапамятных времен, когда
техника находилась еще в самой примитивной стадии развития.
Соскабливание твердыми камнями мельчайших частиц с обраба-
тываемой поверхности производилось вручную на крайне неслож-
ных приспособлениях, и требовалось большое искусство мастеров,
чтобы получить необходимые формы, размеры и качество обрабо-
танных изделий.
Только лишь в XIX в., когда появились шлифовальные станки
и синтетические абразивные материалы, обладающие высокими
режущими свойствами, шлифование начало быстро развиваться.
В настоящее время в связи с большим развитием машиностроения
и применением высокопрочных труднообрабатываемых материалов,
повышенными требованиями к точности и качеству изделий, абра-
зивная обработка распространяется стремительнее, чем любой
другой технологический процесс. Этому значительно способствует
пригодность абразивного инструмента не только для тонкой
чистовой обработки, но и для грубых обдирочных операций, где
обеспечивается высокая производительность и экономичность.
Уже'Теперь удельный вес шлифовальных станков составляет
до 30%, а в шарикоподшипниковой промышленности до 60% всего
станочного парка. За последние 10 лет точность обработки воз-
росла в восемь—десять раз (до 0,1—0,2 мкм) при шероховатости
12—13-го классов чистоты [108].
Наряду с этим распространяется обдирочное шлифование
при обработке тяжелых деталей весом до 125 т (диаметром до
3000 мм и длиной до 18 000 мм), когда снимается припуск до 6 мм
и более на крупных шлифовальных станках мощностью до 250 кВт.
С помощью комплекта цилиндрических шлифовальных кругов
диаметром свыше 3000 мм съем металла доводился до 250—360 кг/ч
(свыше 4 кг/ч на 1 мм длины круга).
Столь большая производительность достигается высокими
скоростями круга (60—80м/с)‘и обрабатываемой детали (360 м/мин).
Подобные форсированные режимы резания при обдирке были воз-
411

можны благодаря применению шлифовальных кругов, упрочнен-
ных стекловолокном или нейлоновой сеткой, а также кругов без
отверстий (касательные напряжения, ответственные за разруше-
ние кругов, достигают наибольших значений на поверхности
отверстия).
92.	АБРАЗИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Значение процесса шлифования и его перспективы хорошо
отражаются на цифрах, характеризующих рост выпуска основных
абразивных материалов; так, в СССР было произведено в 1923 г.
600 т, в 1940 г. — 27 600 т и в 1965 г. — 1 млн. т абразивов.
За последнее время ежегодный прирост составляет 100 000 т.
Эти цифры относятся к синтетическим материалам [37].
Значительно меньше в качестве абразивов применяются есте-
ственные материалы. Наиболее известные из них: алмаз, корунд,
наждак, кремень и кварц.
Алмаз (А) — минерал, представляющий собой чистый
углерод с удельным весом 3—3,5, имеет наибольшую твердость
сравнительно с другими веществами (микротвердость алмаза
10060 кгс/мм2, карбида бора 4000, карбида кремния 3500), но сго-
рает при 860° С. Встречается в виде небольших кристаллов весом
от 0,005 карата до нескольких десятков каратов очень редко и
потому дефицитен и дорог. При высокой- твердости прочность
его не высока. Если принять прочность ои твердого сплава ВК8
за единицу, тогда ои быстрорежущей стали Р18 — 2,55, минера-
локерамики (А12О3) — 0,35 и алмаза — 0,21. Теплопроводность
алмаза (А) почти вдвое больше чем у ВК8, почти в пять раз сравни-
тельно с Р18 и в 35 раз выше, чем у А12О3. Учитывая весьма низ-
кий коэффициент линейного расширения и высокую жесткость,
алмазный лезвийный инструмент обеспечивает большую точность
обработки.
Корунд природный (К) — горная порода, состоящая
в основном из кристаллической окиси алюминия А12О3 (в лучших
образцах корунда ее содержится до 95%). Наряду с большой твер-
достью (~9 по Моосу), уступающей лишь алмазу и карбиду бора,
корунд обладает и сравнительно большой вязкостью, что делает
его одним из лучших естественных абразивных материалов. Цвет
его различный: розовый, бурый, серый и др. Удельный вес в за-
висимости от примесей колеблется от 3,93 до 4,0. Используется
в виде порошков и паст для доводочных операций.
Наждак представляет собой также корундовую породу,
но загрязненную примесями пирита, хлоритоида и других минера-
лов. Лучшие образцы наждака содержат лишь 60% окиси алюми-
ния и потому уступают корунду по твердости (7,2—7,5 по шкале
Мооса) и удельному весу (—3,5).
Кварц (Кв) — один из минералов, состоящих в основном
из кристаллического кремнезема (например, кварцевого песка).
412

Твердость кварца по Моосу равна 7. Такой же твердостью обладает
и другая разновидность кварцевой породы — кремень (Кр),
содержащей не менее 96% окиси кремния SiO2 и имеющий не-
сколько более острые кромки, чем кварц.
‘Наждак, кварц и кремень применяются главным образом для
изготовления небольших брусков — оселков для работы вручную
или шлифовальных шкурок для кожевенной и деревообрабаты-
вающей п р омы шл ен н ости.
Необходимо еще отметить мягкий и тонкий полирующий мате-
риал — известь (венская известь), подучающийся обжигом изве-
стняка СаСО3 и очисткой от примесей песка и глины отмучива-
нием.
К искусственным абразивным материалам относятся синтети-
ческий алмаз (СА), выпускаемый в промышленном порядке в СССР
с 1962 г., электрокорунд (А12О3), карбид кремния SiC (старое
название—карборунд), карбид бора (В4С) и борсиликокарбид,
боразон — кубический нитрид бора (КНБ, он же эльбор, кубанит)
и др.
Синтетические алмазы (СА) в СССР производятся
на ряде заводов. В 1962 г. синтетические алмазы составляли 8,4%
(природные—91,6%) общего количества технических алмазов,
а в 1967 г. употребление их возросло до 92,4%.
Синтетический алмаз получают из графита в специальных ка-
мерах при давлении около 100 000 ат и температуре 2500—2700° С
(по данным Бриджмена). Состав его, как и естественного алмаза
99,7% углерода и 0,3% примесей; основная масса синтезируется
с размерами зерен 0,2—0,4 мм и реже 0,6—1,2 мм. В последнее
время получены СА в несколько миллиметров; природные алмазы
встречаются чаще весом 0,01—0,4 карата (один карат равен 0,2 г),
реже в 1 карат и более и совсем редко — более 10 карат. Октаэдри-
ческие кристаллы с длиной ребра до 550 мкм образуются в течение
нескольких минут, с длиной ребра 1 мм — в течение нескольких
часов. Благодаря применению катализаторов — жидких металлов
(Сг, Мп, Fe, Со, Ni и др.) удалось уменьшить давление до 12 600 ат
и температуру до 1200—2400° С. От температуры зависит форма
алмазных кристаллов (кубическая, смешанная кубооктаэдри-
ческая, октаэдрическая, додекаэдрическая) и цвет: от черного
при низких температурах до зеленого, желтого, светлого при вы-
соких температурах.
Синтетические алмазы имеют более шероховатую поверхность,
меньшие углы заострения режущих кромок и вершин сравнительно
с природными алмазами и потому более производительны в ка-
честве абразивного инструмента. Этому способствует и склонность
СА к расслаиванию. Изменяя режим синтеза, можно создавать
материал с заранее заданными свойствами в отношении формы
зерен, их геометрии и прочности. Так, у природных алмазов радиус
закругления режущей кромки р колеблется в пределах
2,3—3,3 мкм; угол при вершине р = 73-4-84°; у синтетических
413

р = 1,14-2,2 мкм и Р = 52н-57° (у электрокорунда имеет место
соответственно р = 8,5-г19 мкм и р = 98^-108,5°).
В СССР производятся синтетические алмазы марок АСО, АСР,
АСВ, АСК и АСС размером 0,04—0,63 мм и две марки микропо-
рошков АСМ и АСН размером 1—60 мкм для разнообразных ви-
дов обработки. Наиболее развитую поверхность имеют зерна АСО,
наиболее гладкую — АСС. Механическая прочность зерна воз-
растает в напрвлении АСО— > АСР АСВ —> АСК— > АСС. Сравни-
тельно с природными алмазы АСС более прочны в 1,3—2 раза
в зависимости от размера и формы зерен. Наиболее прочны изо-
метрические кристаллы (в четыре-пять раз сравнительно с пластич-
ными и игольчатыми). В последнее время освоено промышленное
производство синтетического монокристального алмаза (САМ),
отличающегося совершенством огранки и большей прочностью.
Армирование хрупких алмазных зерен металлом предотвра-
щает крупное раскалывание и преждевременное выпадание их
из связки абразивного круга. Это обеспечивает двух- и трехкрат-
ную работоспособность сравнительно с обычным алмазным кругом
и снижение затрат на 20% [168].
Кубический нитрид бора (КНБ) — боразон,
эльбор (новый синтетических сверхтвердый материал) — близок
по твердости к алмазу и имеет почти вдвое более высокую тепло-
стойкость. Он представляет собою химическое соединение бора
(—44%) и азота (—56%) с кристаллической решеткой с пара-
метрами и строением, близкими к алмазу. Впервые получен
в СССР в 1960 г. и с 1964 г. было организовано его промышленное
производство.
Нитрид бора — мягкий материал, близкий по структуре
(гексагональной) и плотности (—2,2 г/см3) к графиту, хотя и
имеются существенные различия. Графит—хороший провод-
ник электричества, нитрид бора — плохой проводник, но яв-
ляется прекрасным изолятором при высоких температурах.
Графит — черного цвета, нитрид бора — белый. Но в резуль-
тате воздействия высоких давлений (—70 000 ат) и температуры
(—1700° С) получаются очень твердые кристаллы кубического
нитрида бора (КНБ) с параметрами, подобными алмазу, микро-
твердостью порядка 7500—9500 кгс/мм2, термоустойчивостью
— 1500° С и плотностью —3,45 г/см3.
Помимо абразивного инструмента, эльбор применяется и
в качестве лезвийного инструмента, успешно обрабатывающего
твердые закаленные стали, в то время как алмазные резцы эффек-
тивны лишь при резании цветных металлов. При отсутствии хи-
мического сродства с железом КНБ в качестве абразивного инстру-
мента успешно обрабатывает высокопрочные стали и сплавы на
железистой основе, что не всегда доступно для алмазных абра-
зивных кругов. Шлифовальные круги из КНБ значительно
дороже электрокорундовых, однако экономически более эффек-
тивны.
414

Э л е к т р о к о р у ы д (Э) изготовляется электроплавкой
породы, содержащей окись алюминия — бокситов в смеси с вос-
становителем (антрацитом или коксом) в дуговых электрических
печах. В процессе плавки примеси выделяются и после затверде-
вания получается в виде блоков твердай масса корунда с высоким
содержанием окиси алюминия (89—99%). Эти блоки разбивают
на куски, очищают от металлических включений и размалывают
на мельчайшие зерна, отличающиеся большой твердостью и зна-
чительной вязкостью.
С увеличением содержания А12О3 повышается производитель-
ность (абразивная способность кругов). Электрокорунд, содер-
жащий 92—95% А12О3 (обозначается Э2—Э5), называют нор-
мальным' электрокорундом (Э) в отличие от электрокорунда
белого (ЭБ) с повышенными содержанием А12О3 (98—99%) и
режущей способностью, — его острые кромки легко внедряются
в твердые обрабатываемые материалы (цементированные, закален-
ные и т. п.). При этом меньше нагревается обрабатываемая де-
таль, так как по мере затупления режущих зерен происходит
их скалывание и образование новых режущих кромок (самозата-
чивание), в связи с чем реже требуется правка шлифовальных
кругов. В последнее время в СССР выпускается ЭБ повышенного
качества марки Э9А.
Монокорунд (М), обладающий не менее совершенными
абразивными свойствами, — разновидность электрокорунда. Он
получается из боксита оксисульфидным способом в виде зерна,
состоящего из изометричных кристаллов корунда различной
величины. Сущность способа состоит в сплавлении боксита с сер-
нистым железом и восстановителем — антрацитом или коксом
в электропечи. Форма зерен монокорунда в отличие от других
электрокорундов, при измельчении сохраняется в виде много-
гранника различных размеров от 1 до 50 мкм вместо осколков
неправильной формы у других абразивных зерен. Зерна моно-
корунда отличаются большой прочностью и остротой режущих
кромок и вершин, что позволяет им легко врезаться в обрабаты-
ваемый материал.
Электрокорунд хромистый (ЭХ) получается при плавке в элек-
тропечах с добавкой хромистой руды. Обладает большим постоян-
ством физико-механических свойств и высоким содержанием моно-
кристаллов. Применяется при повышенных режимах шлифования.
Титанистый электр о корунд (ЭТ) представ-
ляет собой соединение А12О3 + 1,5% TiO2; отличается от нормаль-
ного электрокорунда стабильностью свойств и большей вязкостью,
что оценивается положительно для доводочно-притирочных работ.
Карбид кремния (SiC) — карборунд получается
сплавлением кремнезема и углерода в электропечах сопротивле-
ния при весьма высокой температуре. Его зерна отличаются очень
большой твердостью и остротой кромок, не менее вязки в сравне-
нии с электрокорундом и потому применяются главным образом
415

для обработки материалов с небольшим сопротивлением разрыву
(чугуна, бронзы, латуни) или очень твердых сплавов.
Различаются карбид кремния зеленый (КЗ) и карбид кремния
черный (КЧ). Абразивная способность КЗ, имеющего меньше
примесей свободного углерода и потому более твердого, выше
сравнительно с КЧ примерно на 20%. Подобно электрокорунду
в зависимости от содержания SiC (в %) карбиды кремния марки-
руются КЧ-5—КЧ8 с содержанием 95—98% SiC и соответственно
К36—К39 для зеленого карбида кремния.
Карбид бора (В4С) — химическое соединение очень
высокой твердости, уступающий только алмазу и кубическому
нитриду бора. Получается в специальных электропечах сплавле-
нием борной кислоты (В2О2) с малозольным нефтяным или пеко-
вым коксом, сажей и т. п. при температуре 2000—2350° С. Исполь-
зуется в порошках и пастах для доводки изделий из твердых ма-
териалов.
Борсиликокарбид (BI) в отличие от карбида бора
не содержит вредной примеси графита, отличается большей ста-
бильностью свойств, более прочен и дешевле. На операциях до-
водки показал на 30—40% более высокую производительность,
чем карбид бора.
Окись хрома — порошок темно-зеленого цвета для
доводки. Получается из бихромата калия с примесью серы.
Окись железа (крокус) —тонкий полировальный поро-
шок, состоящий в основном из кристаллической окиси железа. Полу-
чается переработкой железного купороса и щавелевой кислоты.
Абразивные зерна должны быть тем более твердыми, чем
тверже обрабатываемый материал, особенно при обдирочном
шлифовании. Твердость абразива определяется методом вдавлива-
ния в него вершины четырехгранной пирамиды с углом 136°
под определенной нагрузкой. В результате рассчитывается микро-
твердость (в кгс/мм2). В табл. 52 приводятся ее значения для
различных абразивных материалов.
Помимо твердости абразивные зерна должны обладать доста-
точной прочностью, чтобы сопротивляться приложенным к ним
силам резания, действующим с большими скоростями резания.
Практически оценка прочности зерен (весом 5 г) производится
путем раздавливания их статической нагрузкой в 250 кгс/см2.
При этом определяется процентное содержание неразрушенных
зерен. Показатель механической прочности (в %) рассчитывается
по формуле
х = -^Ю0,	(268)
где Ох— вес зерна в г на сите после рассева; g— вес взятого
для испытания зерна.
Другой метод определения механической прочности зерен
заключается в следующем. Между двумя твердыми пластинами
416

Таблица 52
Физико-механические свойства абразивных материалов
Свойства	Алмаз	Кубичес- кий ни- трид бора	Карбид бора	Карбид кремния	Электро- кОрунд
Кристаллическая система	Кубичес- кая	Кубичес- кая	Гексаго- нальная	Гексаго- нальная	—
Плотность в г/см3	3,48—3,5	3,47	2,48— ’ 2,52	3,12— 3,20	2,00— 2,10
' Микротвердость в кгс/мм2	10 000	8000— 9500	3700— 4300	3000— 3300	2000— 2400
Модуль	упругости в кгс/мм2	90 000	—	29 600	36 500	—
Предел прочности на сжатие в кгс/мм2	200	—	180	150	. 76
Коэффициент тепло- проводности в к ал/см • сек °C	0,350	—	0,025	0,037	0,047
Теплоустойчивость в °C	700—860	1500	700—800	1300— 1400	1200
Удельная теплоемкость в кал/г-град	0,12	—	—	0,14	0,18
Коэффициент линей- ного расширения (l/град^-10"6)	0,9—1,45	—	4,5	6,5	7,5
Предел прочности нд изгиб в кгс/мм2	21—49	—	21—28	5—15	8—9
Абразивная способ- ность	0,77	0,60	0,41	0,32	0,2
раздавливается определенное количество зерен (обычно 100 шт.),
по возможности одинаковых изометрических форм и размеров.
Удельная разрушающая сила, приходящася на одно зерно, ха-
рактеризует его прочность (в среднем).
Для оценки стандартности абразивного материала вычисляется
его объемный вес по формуле V = где G — вес абразивного
зерна в г (среднеарифметический, полученный из трех опреде-
лений сходных по форме и размерам зерен); V — объем мерного
цилиндра, равный 50 см3.
14 а. м. Вульф	417

Абразивная способность зерен Ах является некоторым услов-
ным показателем их режущих способностей при определенных
условиях. Она определяется испытанием свободно насыпанного
зерна между двумя вращающимися с небольшой скоростью стек-
лянными дисками и рассчитывается по формуле
,	(269)
где g{— вес стеклянного диска до испытания зерна в г; g2—
то же после испытания; g— вес того же стеклянного диска до
		испытания эталонного зерна;
	Таблица 53 с—то же после испытания;	
Новые абразивные материалы		А —коэффициент, характери-
		зующий количество сошлифо-
	Абразив-	
		ванного эталонным зерном спе-
Материалы	ная способ-	циального стекла.
	ность	В табл. 52 приведены дан- ные об абразивной способности
Карбид кремния (зе- леный)	0,323	
		ряда материалов.
		В табл. 53 приводятся но- вые материалы для шлифова-
	0,176	
Карбид титана		ния, доводки и их абразивные
» циркония	0,125	способности.
Борид вольфрама	0,233	Необходимо отметить услов-
» циркония	0,097	ность приведенных оценок абра-
	0,74	зивных способностей различных
»	ApOIVld		абразивов, полученных сошли-
» молибдена	0,063	фованием стекла единичными
Дисилицид молибдена	0,036	зернами. В действительности режущие способности абразив-
		
		ных инструментов (шлифоваль-
ных кругов, брусков, доводочных паст и пр.) в большой мере опре-
деляются физико-механическими свойствами обрабатываемых мате-
риалов и составом инструмента. Взаимодействие абразивного зерна
и связки круга с обрабатываемым материалом, а также режим
шлифования оказывают влияние на оценку инструмента. Напри-
мер, при шлифовании быстрорежущей стали Р18 расход алмаза
в 10 раз больше, чем КНБ, хотя абразивные способности алмаза
выше, чем у эльбора. Коэффициент трения алмаза с бронзой
составляет 0,05, а с титаном почти в 20 раз выше.
93. АБРАЗИВНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ
К абразивным инструментам относятся шлифовальные круги,
ленты, бруски, абразивные пасты, суспензии и свободные абра-
зивные зерна для обдирки, отделки и различных доводочных
процессов, хонингования и суперфиниширования.
418

Шлифовальные круги, ленты, бруски и пр. можно представить
как многолезвийный инструмент с огромным числом режущих
элементов—абразивных зерен различной формы, геометрии и
размеров, объединенных цементирующими связками в компакт-
ную массу. Режущие кромки абразивных зерен инструмента
отстоят от его образующей неравномерно и потому работают
в разных условиях нагрузки и температуры.
При большом количестве зерен на рабочей поверхности инстру-
мента (1000—5000) можно полагать, что одновременно работают
десятки зерен-резцов и более в зависимости от зернистости круга,
площади контакта его с обрабатываемым изделием и режима
резания. Размер срезаемой стружки, а следовательно, стойкость
инструмента и качество обработанной поверхности будут опре-
деляться различными параметрами, и в частности зернистостью
инструмента, т. е. количеством и размерами его зерен, а также
физико-механическими свойствами как самих режущих зерен,
так и цементирующей их связки.
Зернистость абразивных инструментов
До недавнего времени в СССР зернистость обозначалась но-
мером, соответствующим числу отверстий (меш.), приходящихся
на один погонный дюйм сита, на котором задерживается основная
фракция (часть) просеиваемого зерна. Основная фракция проходит
через сито с более крупными отверстиями предыдущего номера.
Эта система сохранилась за рубежрм и в настоящее время.
По ГОСТ 3647—59 принято обозначение номеров зернистости
по величине отверстия сита (в сотых долях миллиметра), на
котором задерживается зерно основной фракции. В табл. 54
даны старые и новые обозначения номеров зернистости.
Размеры зерен характеризуются их длиной /, высотой h и
шириной Ь- Многообразие форм абразивных зерен сводят к сле-
дующим разновидностям:
1)	изометричные зерна— наилучшие по прочности и абразив-
ным способностям;
2)	пластинчатые — менее прочные;
3)	мечевидные — удлиненной формы, как и пластинчатые;
считаются иногда дефектными по'форме и строению, если быстро
разрушаются.
Форма зерен количественно оценивается коэффициентом Z, рав-
ным отношению радиусов окружности, условно вписанной в кон-
тур проекции зерна и описанной вокруг него.
Абразивные зерна характеризуются также состоянием поверх-
ности (гладкая, шероховатая), кромок и выступов (острые, за-
кругленные, зазубренные и т. п.). С увеличением размера зерна
возрастает радиус закругления его режущих кромок р (напри-
мер, для зернистости № 16 р^ 13 мкм, а для № 40 р = 28 мкм).
Отмечается сравнительно большая округлость эльборовых зерен;
14*
419

Таблица 54
Обозначения размеров шлифзерна и шлифпорошков
Обозначение по ГОСТ 3647-59 (в 0,01 мм)	Зернистость в дюймовой системе (меш.)	Пределы линей- ных размеров зерен основной фракции в мкм	Обозначение по ГОСТ 3647-59 (в 0,01 мм)	Зернистость в дюймовой системе (меш.)	1 Пределы линей- ных размеров зерен основной фракции в мкм
		Шлифзерно			
200	10	2500—2000	50	36	630—500
160	12	2000—1600	40	46	500—400
125	16	1600—1250	32	54	400—315
100	20	1250—1000	Л 25	60	315—250
80	24	1000—800	Л 20 эльбор	70	250—200
63	30	800—630	Л 16 1	80 1	200—160
		Шлифпорошки			
12	100	160—125	Л 5	230	63—50
Л 10	120	125—100	Л 4	280	50—40
Л 8	150	100—80	' 3	320	40—28
Л 6	180	80—63			
		Микропорошки			
В мкм					
М40	—	40—28	мю	—	10—7
М28	—	28—20	М7	—	7—5
М20	—	20—14	М5	—	5,3—5
М14	—	14—10	—	—	—
п	римечани	е. Цифры с буквой Л выражают зернистость эльборового			
абразивного инструмента. Помимо у			сказанных в таблице	выпускаются также	
особо тонкие микропорошки от ЛМЗ до ЛМ1 и далее ЛМ05,				. ЛМ03 и ЛМ01.	
при разрушении их в процессе резания острота увеличивается.
У подавляющего большинства зерен углы при вершинах зерен —
тупые (>90°) и, следовательно, при шлифовании должны быть
относительно большие радиальные силы, нормальные к обрабо-
танной поверхности.
В СССР абразивные инструменты изготовляли в основном
с электрокорундовыми зернами (—65%), значительно меньше
с белым электрокорундом (—20%) и еще меньше с карбидом крем-
ния (—13%). В дальнейшем ожидается значительное увеличение
420

Таблица 55
Зернистость абразивных инструментов из синтетических алмазов
и кубического нитрида бора
Наименование групп	АСВ на металли- ческой связке при высоких удельных нагруз- ках и АСМ	АСП для кругов на металличе- ской и керами- ческой связках	АСО для кругов на органиче- ской связке	Размеры , основной фракции в мкм
Шлифзерно	АСВ 50 40 32 25 20 1 16	АСП 40 39 25 20 16	АСО 25 20 16	630—500 500—400 400-315 315—250 250—200 200—160
Шлифпорошок	АСВ 12 «.	10 8 6 5 4	АСП 12 10 8 6 5 4	АСО 12 10 8 6 5 4	160—125 125—100 100—80 80—63 63—50 50-40
Микро- порошки	АСМ 40 28 20 14 10 7 5 3 2 1	—	—	40—28 25—20 20—14 14—10 10—7 7-5 5-3 3-2 2—1
Субмикро- порошки	АСМ ( °’7 и 0,5 АСН ' U,и	—	—	
Примечания: 1. АСМ — обладают нормальной, а АСН — повышенной абразивной способностью. АСН рекомендуются для изготовления инструментов, паст и суспензий при обработке природных и синтетических алмазов и других труднообрабатываемых материалов. 2. Субмикропорошки применяются для обработки поверхностей с шерохо- ватостью до V14-го класса. Стоимость одного карата шлифпорошков и микропорош- ков — 1 р. —1 р. 50 к., стоимость субмикропорошков АСМ 0,7 мкм — 2р., АСМ 0,3 мкм — 5 р., АСМ 0,1 мкм — Юр. Надо заметить, что зерном 0,1 мкм удавалось получать поверхности с высотой неровностей в А, т. е. единицах измерения атомов (0,001 мкм). При доводке рез- цов с пастой 0,1 мкм удавалось довести радиус закругления режущей кромки р до 0,01 мкм, что обеспечивало при точении на токарном станке шароховатость обработанной поверхности до 0,1 —1,0 мкм.				
421

производства абразивных инструментов с синтетическими алмаз-
ными зернами (СА) и кубическим нитридом бора (КНБ). В табл 55
показаны зернистость алмазных абразивных и эльборовых инстру-
ментов.
Связки абразивных инструментов
В качестве цементирующих веществ при изготовлении абра-
зивных инструментов применяют следующие основные группы
связок:
1)	неорганическая — керамическая, силикатовая, магне-
зиальная;
2)	органическая — бакелитовая, глифталевая, вулканитовая;
3)	металлическая.
Керамическая связка (К) (огнеупорная глина, по-
левой шпат, кварц) — самая распространенная, так как обладает
рядом достоинств: прочна, огнеупорна водостойка, отличается
жесткостью и химической стойкостью. В соответствии с производ-
ственными требованиями можно создать связки, различные по
эластичности и хрупкости. Например, для обдирочных работ
с переменными нагрузками требуются более прочные круги,
для чистовых — более хрупкие; при скоростном шлифовании
(^50 м/с) прочность круга должна быть удвоена (на разрыв до
140 кгс/мм2).
Однокомпонентная мелкозернистая керамическая связка СД
повышает однородность абразивных инструментов из карбида
кремния, повышая чистоту обработанной поверхности. Изготовле-
ние брусков методом литья вместо прессования также способ-
ствует получению инструмента равномерной твердости и струк-
туры, что обеспечивает 12—13-й класс чистоты обработанных
ими поверхностей. Литые абразивные инструменты меньше нагре-
вают обрабатываемые детали.
Для чистовой обработки изготовляют абразивные инструменты /
со стеклянной связкой и мелким зерном М14—М28, обеспечива-
ющие И—12-й класс чистоты. Для разнообразных целей при-’
меняют также термокорундовые круги, отличающиеся высокой
красностойкостью (более 1200° С), износостойкостью и химиче-
ской инертностью, огнеупорностью (1900° С).
Магнезиальная связка представляет собой смесь
каустического магнезита и раствора хлористого магния, образу-
ющих массу, способную твердеть на воздухе (магнезиальный
цемент). Изделия с подобной связкой имеют пониженную проч-
ность, повышенную склонность к износу, гигроскопичность,
слабую формоустойчивость; их достоинство: при шлифовании
незначительно нагревают обрабатываемые детали. Применяются
при заточке простейшего инструмента с небольшими скоростями
(до 20 м/с).
Силикатовая связка (С) имеет в основе раствори-
мое стекло (силикат натрия), которое смешивается с наполните-
422

лями (окисью цинка, мелом, глиной). По своим эксплуатационным
свойствам уступает керамической: абразивные зерна удерживаются
слабее, форсируется самозатачивание, что допустимо при заточке
режущего инструмента и в случаях, где нежелателен нагрев
обрабатываемых деталей.
После керамической наиболее распространенной связкой яв-
ляется бакелитовая связка (Б), представляющая собой
синтетическую фенолформальдегидную смолу в жидком или
порошкообразном состоянии. Изделия прессуются в формах,
затем подвергаются термической обработке (бакелизации), при-
дающей бакелиту твердость и прочность. Бакелитовые шлифоваль-
ные круги успешно применяются при отрезке, обдирочных и
отделочных операциях, а также для заточки твердосплавных
инструментов благодаря своей эластичности, прочности и способ-
ности работать при небольшом нагреве обрабатываемых деталей.
Но механическая прочность бакелитовой связки и сила сцепления
ее с зерном уменьшаются при температуре 200—250° С или при ра-
боте с охлаждающей жидкостью, содержащей свыше 1,5% щелочей.
Для отделочных операций,. когда требуется получить 10—
13-й класс чистоты обработанной поверхности (при исходной
чистоте не ниже 8—9-го классов), хороши шлифовальные круги
с бакелитовой связкой и графитовым наполнителем. С этой же
целью в абразивную массу иногда вводят добавки глинозема.
При обдирочных операциях с высокими скоростями (60—65 м/с)
для повышения прочности бакелитовых кругов их армируют
текстильными прокладками; отдельные опыты показали, что
стойкость этих кругов в три раза больше по сравнению с обычными
бакелитовыми.
Абразивные инструменты на глифталевой связке
(Г) по технологии производства и эксплуатационным свойствам
близки к бакелитовым, но несколько уступают им по прочности,
хотя превосходят по водостойкости и упругости. Глифталевая
смола получается при взаимодействии глицерина и фталевого
ангидрида. При комнатной температуре это твердая, хрупкая
и прозрачная смола светло-желтого цвета, внешне похожая
на канифоль.
Вулканитовая, связка (В) состоит в основном из
синтетического каучука, подвергнутого вулканизации. Для же-
стких абразивных инструментов применяются каучуки, способ-
ные при вулканизации давать эбонит. Подобные шлифовальные
круги находят широкое применение в промышленности для
отрезки и различных отделочных операций. Успешно шлифуют
мелкую резьбу круги со связкой на синтетическом нитрильном
каучуке СКН с высокой механической прочностью.
Эластичные шлифовальные круги изготовляются на вулкани-
товой связке с низким модулем упругости; отличаются большой
гибкостью и нередко применяются для. полирования фасонных
поверхностей или для декоративной отделки.
423

Абразивные инструменты на вулканитовой связке, получен-
ные прессованием, особенно вальцеванием, отличаются большой
плотностью и склонны к засаливанию. Этому способствует малая
теплостойкость резины (размягчение наступает приблизительно
при 150—180° С), в результате чего при нагреве она забивает
поры инструмента и работа прекращается. В таком случае тре-
буется более частая правка круга.
Алмазные круги имеют связки: органические (О), металличе-
ские (М) и керамические (К). Основа органической связки —
бакелит. Связка Б1 состоит из карбида бора и пульверкарбида.
Связка Б2 включает металлический наполнитель, что уменьшает
количество алмазов почти вдвое сравнительно с Б1 и дает более
высокую точность. Имеет место прочный контакт металлического
порошка с алмазными зернами; здесь требуется более частая
правка. Недостаток связок Б1 и Б2 заключается в необходимости
строгого соблюдения определенного режима обработки.
Органические связки с металлическим наполнителем свободны
от недостатков, присущих связкам Б1 и Б2. Металлические
связки включают порошки меди, олова, алюминия и др.
Физико-механические и эксплуатационные
свойства абразивных инструментов
Твердость — одна из наиболее - важных характеристик
абразивного инструмента. Под ней подразумевается в основном
сопротивление связки инструмента вырыванию зерен с его по-
верхности под влиянием приложенных сил и (в меньшей степени)
твердость самих абразивных зерен. Твердость определяют раз-
личными средствами: пескоструйным аппаратом, стальным зака-
ленным роликом, вращающимся под определенной нагрузкой по
испытуемому абразивному инструменту, прибором Роквелла и,
Супер-Роквелла, посредством вдавливания стального шарика диа-
метром 1/^" или 1/8" под нагрузкой 60 кгс (по Роквеллу) или сталь-
ным шариком 0 3 мм под нагрузкой 30 кгс.
Предложены и другие приборы, оценивающие твердость абра-
зива по глубине отпечатка, оставляемого на испытуемом образце
после вдавливания индентора. Но все эти методы не характеризуют
полностью эксплуатационные . свойства шлифовальных инстру-
ментов.
Более удачными критериями качества абразивов является
стойкость кругов, измеряемая временем работы между правками
или количеством обработанных изделий за это же время. Еще
лучше было бы оценивать круги удельным износом их, определя-
емым в см3 изношенного абразива, отнесенного к 1 см3 снятого метал-
ла, или обратной величиной — удельной производительностью.
По ГОСТ 3751—47 для абразивных инструментов установлена
следующая шкала твердости, выраженная обобщенными харак-
теристиками:
424

Твердость инструмента	Ступени твердости
М — мягкий ........................... Ml, М2, М3
СМ — средне-мягкий ............................ СМ	1, СМ2
С — средний................................... Cl,	С2
СТ — средне-твердый................... СТ1, СТ2, СТЗ
Т — твердый................................... Tl,	Т2
ВТ — весьма твердый ......................... ВТ1,	ВТ2
ЧТ — чрезвычайно твердый..................... ЧТ1,	ЧТ2
Глубина лунки по пескоструйному при бору,мм
Рис. 246. Производительность (/) и удель-
ный износ (2) абразивных кругов в зави-
симости от их твердости
Цифры 1, 2, 3 справа от букв показывают твердость в порядке
ее возрастания. Абразивный инструмент на керамической или
бакелитовой связке выпускается со всеми указанными выше
ступенями твердости, а на
вулканитовой связке лишь с
твердостью СМ, С, СТ и Т.
Естественно ожидать, что
стойкость кругов должна
снижаться (износ увеличи-
ваться), а производитель-
ность — снижаться с умень-
шением их твердости, как это
показано на рис. 246. Однако
надо подчеркнуть, что зако-
номерности изменения износа
абразивного инструмента
значительно сложнее; они
зависят от ряда факторов
и, в частности, от структуры
абразивного инструмента.
Структура абра-
зивного инстру-
мента характеризуется количественным соотношением объемов
абразивных зерен, связки и пор, содержащихся в данном инст-
рументе; здесь имеет место равенство У3 + Vc + Vn = 100%,
где V3 — объем зерна; Vc — объем связки; Vn — объем пор.
Структуры обозначаются номерами от 0 до 12; с увеличением
номера структуры плотность ее уменьшается, т. е. уменьшается
относительное количество зерна и увеличивается пористость
структуры:
Количество
зерен в абразивных инструментах
различных структур
Номера	Объемное '•*	Номера	Объемное
структур	содержание зерна в %	структур	содержание зерна в %
1	60	7	48
2	58	8	46
3	56	9	44
4	54	10	42
5	52	11	40
6	50	12	38
425

Структуры 1—4 называются закрытыми, или плотными, 5—
8 — средними, 9—12 — открытыми. Иногда встречаются и более
высокие номера структур. На рис. 247 схематично показаны
различные структуры круга: плотная, высокопористая и средняя
между ними.
Основные характеристики абразивного инструмента марки-
руются на его поверхности (рис. 248). Однако маркировка не
Рис. 247. Структуры абразивного инструмента: а — плотная; б — сред-
няя; в — открытая (высокопористая)
отражает некоторых важных элементов характеристики, суще-
ственно влияющих на процесс резания и качество обработанной
поверхности. К ним относятся: состояние и геометрия рабочей
поверхности, равномерность дисперсной структуры, разная вы-
сота расположения зерен, расстояние между ними, радиусы
Рис. 248. Маркировка
шлифовального круга
закругления режущих кромок и вершин
абразивных зерен. Опыт показал, напри-
мер, что на рабочей поверхности круга
Э46СТЗК при правке могут появиться
на отдельных зернах плоскости, пло-
щади которых составляют 5—18% рабочей
поверхности круга в зависимости от ме-
тодов правки [73]. Однако снятие стружки
абразивными зернами возможно лишь при
определенном соотношении толщины среза
azi снимаемого одним зерном, и вели-
чины р — радиуса закругления вершины
зерна. Например, для отожженной стал и 45
должно быть а2 0,5р [63].
В связи с созданием в СССР крупной алмазодобывающей
промышленности на базе Якутских месторождений и развитием
производства искусственных алмазов надо ожидать широкого
использования в металлообработке алмазного абразивного инстру-
мента.
Области применения алмазного инструмента весьма об-
ширны: шлифование, заточка и доводка твердосплавных режу-
щих инструментов и штампов; правка шлифовальных кругов
алмазно-металлическими карандашами и алмазами в оправках;
426

разрезка высокопрочных материалов алмазными дисковыми пи-
лами; тонкое точение цветных металлов и сплавов, а также пласт-
масс алмазными резцами и др.
При алмазном шлифовании можно получить точность обра-
ботки до 1-го класса включительно и чистоту обработанной по-
верхности до 12-го класса.
Алмазный абразивный круг представляет собой металличе-
ский (часто алюминиевый) или пластмассовый корпус с нанесен-
ным алмазным слоем толщиной 1,5—3 мм с металлической или
бакелитовой связкой при концентрации алмазных зерен чаще
50%, реже 25 и 100%. За 100% концентрации принимается со-
держание в 1 мм3 0,878 мг порошка, за 50% концентрации —
вдвое меньше порошка, за 25% — вчетверо меньше. Круги на
металлической связке должны быть со 100-процентной концентра-
цией. Отмечается [181 ], что шлифовальные круги с синтетиче-
ским алмазом на металлической связке эффективнее, чем такие же
круги на керамической или бакелитовой связке.
Рекомендуются алмазные круги: для предварительного шли-
фования АС 16—АС12, для окончательного шлифования АС12—
АС6; для доводки АС5—АСМ28, для окончательной доводки и
полирования АСМ20—АСМ6.
Абразивные ленты, изготовленные на бумажной или тканевой
основе, находят все более широкое применение не только для
отделки, но и при шлифовании со значительным съемом металла
(до 50—100 см3/мин). Для качества обработки существенное зна-
чение имеет правильное соединение концов абразивной ленты.
Шлифовальные шкурки с микропорошком зеленого карбида крем-
ния (М3—М10) могут обеспечить 13-й класс чистоты поверх-
ности. Исследования [107] показали, что при обдирочном шлифо-
вании лентами Э60 незакаленной стали 45 средний удельный
съем металла почти в четыре раза выше, чем при шлифовании
кругами, и в других случаях до десяти раз. Объясняется это
понижением трения связки о металл, а также температуры.
В заключение необходимо отметить некоторые мероприятия,
повышающие режущие свойства абразивного инструмента. К ним
относятся попытки создать шлифовальные круги, ленты или
бруски с направленным зерном. Для этого абразивные зерна
из карбида кремния или А12О3 наносятся на подложку из плотной
бумаги или ткани (саржи), крепятся к ней двумя слоями медленно
сохнущего мездрового клея и синтетической смолы. Для равно-
мерного распределения абразивных зерен применяют транспор-
теры в сочетании с силовым воздействием магнитного поля, бла-
годаря чему зерна перемещаются, своими длинными осями
располагаются перпендикулярно подложке и занимают более выгод-
ное геометрическое положение [154]. Это способствует повышению
производительности и качества обработки. Значительное внима-
ние уделяется выбору материала, твердости и диаметра контакт-
ных дисков.
427

Большое значение для хорошей работы абразива имеет тща-
тельная правка его алмазным правящим инструментом или новым
весьма твердым Славутичем.
В литературе отмечается новый химический метод баланси-
рования шлифовального круга путем пропитки его химическими
составами с различным удельным весом: окисью железа, сульфатом
бария и легким аморфным веществом.
Тщательная балансировка и правка инструмента, а также
воздействие магнитного поля способствуют уменьшению разно-
высотности в расположении режущих зерен, что повышает их
работоспособность. Геометрия и пространственное распределение
режущих элементов в значительной степени определяется режи*
мом правки, изломом, вырыванием и износом режущих зерен.
94. МЕТОДЫ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКИ
В зависимости от требований технологического процесса раз-
личают следующие виды шлифовальных работ.
Круглое внешнее шлифование, обычно при-
меняющееся для обработки наружных цилиндрических поверх-
ностей. В этом случае обрабатываемая деталь, зажатая в центрах
Рис. 249. Круглое внешнее шлифо-
вание
или в патроне станка, и шлифо-
вальный круг осуществляют сле-
дующие движения.
1. Деталь вращается вокруг
своей оси и одновременно пере-
мещается поступательно вдоль
оси (продольная подача); круг
вращается и за каждый продоль-
ный ход или за один двойной
ход (в одну сторону и обратно) обрабатываемой детали углуб-
ляется на некоторую величину t, номинально определяющую
глубину резания. Подобная комбинация движений дает высокое
качество обработки, но при этом требуется станок больших габа-
ритов, что затруднительно при обработке крупных изделий.
Поэтому имеют место и другие схемы.
2. Изделие только вращается, а шлифовальным кругом выпол-
няются вращательное и оба поступательных движения (рис. 249).
3. Изделие вращается, шлифовальный круг вращается и
одновременно перемещается в поперечном направлении
(рис. 250, а)\ в этом случае изделие сразу шлифуется по всей
рабочей длине, что обычно применяется при шлифовании фасонных
деталей.
Глубина шлифования в зависимости от требуемой точности
колеблется от нескольких микрон до десятых долей миллиметра.
Если жесткость системы достаточна, иногда при обдирке при-
меняется так называемое врезное шлифование
(рис. 250, б), когда величина t достигает нескольких миллиметров»
428

но в этом случае уменьшается подача s. При обычном шлифовании
интенсивность съема металла на протяжении рабочего цикла
непостоянна; отставание съема от заданной подачи составляет
до 50%; оно тем больше, чем менее жестка система. Только после
двух—четырех проходов толщина снятого слоя достигает значе-
Рпс. 250. Врезное шлифование
ний поперечной подачи. Продольная подача за время одного
оборота изделия при нормальном шлифовании задается (в мм/об)
в зависимости от высоты круга В: s = (0,3—0,6) В.
Средняя площадь среза /ср при шлифовании определяется
известным методом как частное от деления объема снятого ме-
талла W на путь режущего
инструмента в единицу вре-
мени L:
е ___ W ___ ndn^tS _________
'QP ~~ ~Т~ “ 1000(60ик ± ии) “
__ V^s
60ик±ии ’
где d — диаметр обрабатыва-
емого изделия в мм; пи — число
оборотов изделия в минуту;
t—глубина шлифования (тол-
Рис. 251. Внутреннее круглое шлифо-
вание
щина снятого слоя) в мм; s —
продольная подача в мм/об;
vK—скорость круга в м/сек; —
скорость изделия в м/мин.
Согласно формуле (270), можно сделать вывод, что средняя
площадь среза при шлифовании уменьшается с увеличением
скорости круга, а также с уменьшением скорости изделия, глу-
бины резания и подачи.
При круглом внутреннем шлифовании изде-
лие и шлифовальный круг вращаются в противоположных напра-
429

Рис. 252. Круглое торцевое шлифование:
а — расстояние между осями
430

влениях, причем положение круга в отношении изделия и рабо-
чего места может быть двояким. Более удачное положение пока-
зано на рис. 251; здесь удобнее производить промеры и вести
наблюдение за работой круга. При шлифовании тяжелых деталей
круг совершает сложное планетарное движение: одновременно
с большой скоростью вращается вокруг своей оси и с малой ско-
ростью—вокруг оси шлифуемого канала; продольная подача
осуществляется изделием или кругом.
На рис. 252 показана схема круглого торцевого шлифования
чашечным кругом при различном расположении по высоте шли-
фовального круга. Исследование показало, что с увеличением
расстояния между осями шлифовального круга и обрабатываемой
детали возрастают дуга и пло-
щадь контакта инструмента с
изделием, что способствовало
улучшению чистоты обработан-
ной поверхности.
Плоское шлифова-
ние осуществляется на стан-
ках, устроенных по принципу
продольно-фрезерных и кару-
сельных станков.
В первом случае изделие,
укрепленное на столе станка,
совершает только возвратно-
поступательные движения (про-
дольная подача), а шлифоваль-
ный круг вращается и после
Рис. 254. Фасонное шлифование
или цилиндрической поверх-
продольного прохода переме-
щается поперек изделия (по-
перечная подача). Круг работает
ностью (рис. 253, а) или торцевой поверхностью (при более
массивных изделиях; рис. 253, б).
Во втором случае при работе по способу карусельных станков
шлифовальный круг и изделие, укрепленное на столе станка,
вращаются вокруг своих осей, причем здесь так же, как и в пре-
дыдущем случае, шлифование производится или цилиндрической
поверхностью или чаще всего торцом круга (рис. 253, в).
Фасонное шлифование выполняется различными
методами, чаще всего методом копирования и методом обкатки.
На рис. 254 изображена операция шлифования резьбы метчика
специальным профильным кругом методом копирования. Шлифо-
вание зубьев зубчатого колеса методом обкатки выполняется
двумя тарельчатыми кругами, образующими две грани соседних
зубьев абразивной рейки. В последнем случае воспроизводится
зацепление зубчатого колеса и рейки. Подобные операции на-
ходят все большее применение; они обеспечивают высокую точ-
ность профиля шлифуемых деталей и повышают их долговечность.
431

Помимо указанных работ к фасонному шлифованию относится
шлифование шлицевых валиков, червяков канавок колец шари-
коподшипников и т. д.
Шлифование абразивными лентами
Ленточное шлифование в настоящее время все шире распро-
страняется благодаря серьезным преимуществам при обработке
различного вида деталей в машиностроении. Здесь не требуются
балансировка и правка лент, смена их происходит легко и быстро,
можно изменять характер процесса шлифования выбором соответ-
ствующего контактного ролика (резинового, стального). Клеевая
связка абразивной ленты имеет малый коэффициент трения по
металлу и не участвует в диспергировании обрабатываемого ма-
териала, что способствует значительному снижению теплообра-
зования, сил резания, потребляемой мощности, а тем самым
повышению качества обработанной поверхности и снижению
стоимости обработки.
При ленточном шлифовании достигается высокий коэффициент
использования станка по основному времени (до 85%) в сравне-
нии с круглошлифовальным станком (52%). Срок службы ленты
измеряется в см3 снятого металла и зависит в значительной сте-
пени от режима эксплуатации (силы натяжения ленты, скорости,
поперечной подачи на глубину, продольной подачи стола) и
особенно от обрабатываемого металла. В литературе [169] при-
водятся следующие данные о съеме металла (в см3) при обработке
до полного износа:
Алюминиевые сплавы	. 2000
Нержавеющая сталь	109
Сплав нимоник . .	12,8
Титан ................................... 5,0
Для повышения чистоты обработанной поверхности на неко-
торых станках ленте сообщается дополнительное осциллирующее
движение. На рис. 255, а показана схема работы лентоабразив-
ного станка с возвратно-поступательным движением стола, на
котором расположена гибкая- поддерживающая плита 6, для
установки на ней обрабатываемого листа 3; проходя между на-
жимным роликом 4 и контактным диском 5, лента приобретает
слегка выпуклую форму, что создает необходимые условия для
интенсивного съема металла абразивной лентой 1.
На станке с подающими роликами 6 (рис. 255, б) обрабатыва-
емый лист 4 проходит между нажимным роликом 3 и контактным
диском 5 со скоростью до 20 м/мин. Абразивная лента 1 пере-
мещается от ведущего шкива 2 со скоростью 30 м/с.
На рис. 255, в изображен шлифовальный станок с широкой
абразивной лентой 1 и ленточным транспортером 6 с обрабатывае-
мой заготовкой 4, проходящими между подкладной плитой 5
432

и контактным роликом 3. Вращение ленты осуществляется шки-
вом 2 на одном валу с электродвигателем.
Мощность электродвигателя при обработке крупных слитков
(9x1,30x0,2 м) составляет до 150 кВт с удельной мощностью
1,2 кВт на 1 см ширины ленты и удельной касательной силой
6 кгс/см.
Интересно отметить, что движение абразивной ленты (как
и шлифовального круга) сопровождается значительным воздуш-
Рис. 255. Схемы ленточного шлифования
ним потоком, скорость которого сильно возрастает с увеличением
скорости движения ленты и с укрупнением абразивного зерна.
Например, лента зернистостью 60 создает воздушный поток
со скоростью —450 м/мин, а лента зернистостью 12— поток со
скоростью 306 м/мин. При повышении ул с 1350 до 2250 м/мин
скорость воздушного потока возросла со 178 до 400 м/мин.
В дальнейшем надо ожидать заметного увеличения роли
ленточно-абразивной обработки не только в силу технологических
достоинств этого прогрессивного метода, но и удобствами автома-
тизации и агрегатирования соответствующего оборудования, что
в большой степени повышает его эффективность и экономичность.
433

Бесцентровое шлифование
Бесцентровое шлифование обычно выполняется абразивными
кругами (иногда абразивными лентами). Обрабатываемую деталь
свободно располагают на упоре между двумя кругами, из которых
один (рабочий) — шлифующий, а другой — ведущий осуществляет
вращение изделия и его продольную подачу (рис. 256). Такой
способ работы экономичен, так как уменьшает потери времени,
связанные с центрованием изделий и зажимом их, с применением
опор — люнетов, требует менее квалифицированных, рабочих
Шлифовальный круг
Рис. 256. Наружное бесцентровое шлифование
и уменьшает брак. Кроме того, процесс бесцентрового шлифова-
нйя легче автоматизировать, что делает его перспективным.
Различают два способа бесцентрового шлифования: сквозной
продольный и подрезной поперечный. Первый способ применяется
обычно для шлифования гладких изделий без выступов с посте-
пенной подачей их вперед между кругами (при наличии обратной
подачи этим способом можно шлифовать изделия, имеющие вы-
ступы). При втором способе изделие, имеющее длину, равную
высоте круга (или чуть меньшую), шлифуется полностью методом
поперечной подачи, что дает возможность обрабатывать ступен-
чатые и фасонные детали (рис. 257).
Площадь среза fcp (в мм2) при бесцентровом шлифовании,
очевидно, должна выражаться формулой
<271>
где vM — скорость изделия в м/мин.
Формула (271) хорошо объясняет то интересное обстоятельство,
что обрабатываемая деталь вращается не от шлифующего круга,
а от ведущего, поскольку последний имеет значительно меньшую
скорость и, следовательно, большую силу сцепления при наличии
большей площади среза /ср.
434

Движение подачи, т. е. перемещение изделия параллельно
своей оси, осуществляется благодаря наклону оси ведущего круга
в вертикальной плоскости на небольшой угол (1,5—6°).
В этом случае, согласно рис. 256
sM = vB sin а,	(272)
где sM — скорость продольного движения изделия — подача
в м/мин; ув — скорость ведущего круга в м/мин; а — угол наклона
оси ведущего круга.
Рис. 257. Бесцентровое шлифо-
вание методом поперечной подачи
Рис. 258. Профиль образующей веду-
щего круга
При повороте оси ведущего круга на угол а ухудшаются
условия сцепления круга с изделием, так как в этом случае кон-
такт их осуществляется теоретически не по линии, а в точке.
Во избежание скольжения необходимо изменить профиль ведущего
круга, придав ему форму гиперболоида вращения (рис. 258),
образующая которого имеет профиль гиперболы. Этот профиль
можно рассчитать и соответственно ему обработать поверхность
ведущего круга. Но практически это делают проще: ведущий
круг правят алмазом, проводя алмаз на высоте линии центров
изделия вдоль образующей
изделия (по линии касания
ведущего круга и изделия).
Такой же гиперболоид вра-
щения можно получить дви-
жением алмаза по ведущему
кругу под углом а к его оси.
Внутреннее бесцентровое
шлифование
Поддерживающий
ролик
-6
На рис. 259 показана рис 259. Внутреннее бесцентровое шли-
схема внутреннего бесцент-	фование
рового шлифования колец
шарикоподшипников на специальных автоматах. Ведущий
круг 1 вращает обрабатываемое кольцо 2 со скоростью ии, кото-
рая значительно меньше скорости vK абразивного круга 3.
Нажимной ролик 4, вращаясь от кольца 2, прижимает последнее
к опорному ролику 5 и создает дополнительное сцепление между
435

ними. По окончании обработки нажимной ролик и шлифовальный
круг освобождают обрабатываемую деталь, и рычаг 6 выбрасы-
вает ее на желоб для подачи на следующую операцию.
Отрезные абразивные круги
Такие круги применяются успешно при отрезке разнооб-
разных материалов. Отмечается высокое качество круга
КЧ50С2ВТ1Б, содержащего в качестве наполнителя криолит для
повышения стойкости инструмента. Криолит плавится в зоне
резания, создавая своеобразную твердую смазку, чем уменьшает
износ круга и облегчает его самозатачивание. Работая со ско-
ростью 50—60 м/с и подачей sM = 6004-250 мм/мин (в зависи-
мости от обрабатываемого металла), этот круг показал высокую
производительность [93 ].
Производительность значительно повышается при отрезке
алмазными кругами; по стойкости они в десятки раз превосходят
круги с карбидом кремния при повышенной чистоте реза. В лите-
ратуре приводится пример разрезки подошв алмазным кругом
0 20 мм, /2=17 000 об/мин: стойкость круга составила 50 000
пар подошв вместо 5000 пар при работе обычным кругом. Режущие
свойства отрезных кругов при эксплуатации их в значительной
степени зависят от адгезионных свойств связки круга в отношении
абразивных зерен.
Имеются данные о значительном повышении эффективности
абразивного инструмента с канавками на рабочей поверхности,
созданными при правке кругов. Шлам, образующийся в процессе
шлифования, убирается в канавки, и тем обеспечиваются снижение
износа инструмента и повышенная чистота обработанной поверх-
ности [152].
Тонкая абразивная обработка
Хонингование — один из видов особо тонкого шлифо-
вания отверстий с помощью абразивного инструмента — хона,
представляющего собой державку с несколькими мелкозернистыми
брусками (рис. 260). Хон с абразивными брусками, слегка при-
жимаемыми к стенкам обрабатываемого отверстия, вращается
со скоростью v = 454-75 м/мин и одновременно перемещается
возвратно-поступательно вдоль оси отверстия с меньшей ско-
ростью у0 = 12—20 м/мин (при хонинговании незакаленной
стали и чугуна). Для закаленной стали v = 18—28 м/мин и
= 54-10 м/мин.
Хонингование является отделочной операцией после разверты-
вания, растачивания, протягивания и шлифования; обеспечивает
высокую точность — 0,005—0,0025 мм и зеркальную поверхность.
Прежде утверждали, что хонинг-процесс, подобно развертыванию,
не в состоянии исправить направление или устранить криво-
436

линейность оси ранее изготовленного отверстия. Теперь хонингова-
ние алмазными брусками обеспечивает точность до 1—2-го клас-
сов, чистоту поверхности 9—13-го классов с исправлением гео-
метрических неточностей. Для получения лучших результатов
осуществляются две операции:
1) черновое хонингование брусками с зернистостью 16—8;
2) чистовое — брусками с зернистостью М20, обеспечивающее
зеркальную поверхность при неизменных размерах, достигнутых
предыдущим хонингованием.
Замечено, что особенно чистая поверхность получается в тех
случаях, когда число оборотов хона кратно числу брусков и не
совпадает с числом его двойных ходов (несинхронно).
Припуски для хонингования в зависимости от вида предыду-
щей операции колеблются примерно в пределах от 0,01 и меньше
(после шлифования) до 0,08 мм (после рас-
точки), и только для крупных цилиндров
с диаметром отверстия 500 мм припуски до-
стигают 0,12—0,2 мм. Рекомендуется обиль-
ная поливка керосином с маслом (30%),
смывающим стружку и предохраняющим
изделия от нагревания.
В настоящее время в машиностроении
все шире применяется алмазное хонингова-
ние. Металлизация алмазов никелем и медью
существенно повысила работоспособность
хонинговальных брусков при обработке
стальных гильз, обеспечивая высокое ка-
Рис. 260. Схема хо-
нинг-процесса
чество обработанной поверхности. Применяют различные методы
металлизации алмазных зерен: карбаналиевый, химический, ме-
таллизация в вакууме. При химической металлизации (меднении,
никелировании) металл наносимой пленки заполняет поры и
впадины алмазного зерна. В результате уменьшается удельный
расход алмаза в 1,5 раза, стойкость инструмента увеличивается
в 50—100 раз, размерный брак уменьшается в три раза [155].
Суперфиниширование — технологический процесс,
аналогичный хонинг-процессу, но выполняется для тонкого шли-
фования наружной поверхности (рис. 261) и при иных режимах.
Обрабатываемая деталь 1 вращается, а тонкозернистые бруски 2
под весьма малым давлением (1,5—2,5 кгс/см2) перемещаются
вдоль детали с подачей s = 0,003 м/с. В этом же направлении
бруски производят быстрые осциллирующие движения (25 ход/с)
с амплитудой 3—5 мм. Успешно применяются алмазные бруски
для суперфиниширования твердосплавных деталей, например,
твердосплавных прокатных валков с числом оборотов валка
п = 250 об/мин, продольной подачей брусков snp = 3,5 мм/с,
числом осциллирующих движений 10 дв. ход/с и длиной хода
5 мм. Наилучшйе результаты дали алмазные бруски на связке Д1
(на базе эпоксидных смол и компаундов [81 ]).
437

На рис. 261 показаны легко электроуправляемые головка
с односторонним прижимом и головка охватывающего типа.
Чистота поверхности после суперфиниширования очень вы-
сокая: высоту гребешков можно довести до долей микрона; столь
же чистая поверхность может быть обеспечена притиркой.
Рис. 261. Схема процесса суперфиниша: а — суперфи-
нишная головка с односторонним прижимом; б — го-
ловка охватывающего типа
Притирка осуществляется абразивным порошком, нано-
симым на поверхность притира, сделанного из материала более
мягкого, чем обрабатываемый, например красной меди, свинца,
серого плотного мелкозернистого чугуна. Это необходимо для
того, чтобы абразивные зерна прочно держались в притире и ни
в коем случае не впивались в стенки обрабатываемого изделия.
В качестве полирующих абразивных материалов применяют
разнообразные микропорошки: корунда, наждака, стекла, окиси
железа (крокуса), окиси хрома, алмазной пыли и различные
пасты, например пасты ГОИ, состоящие из 75—80% окиси хрома,
438

2—3% силикагеля — безводной кремниевой кислоты, 15—20%
стеарина, 2% керосина. Состав обычных полирующих растворов
примерно таков: семь частей растительного (сурепного) масла,
одна часть керосина и одна часть абразива.
Полирующие составы действуют не столько механически
(истирание или резание), сколько химически. Исследования
акад. И. В. Гребенщикова показали, что здесь имеется химическая
реакция в чрезвычайно тонком поверхностном слое обрабатывае-
мого металла. В результате химического взаимодействия между
пастой и молекулами металла на поверхности последнего обра-
зуется мягкая прослойка особого химического состава, легко
удаляемая притиром. Этим можно объяснить, что твердые зака-
ленные изделия достаточно быстро полируются более мягкими
чугунными притирами.
Поверхности ручных притиров представляют собой копии
тех поверхностей изделия, которые подвергаются доводке. Так,
для валиков употребляются притиры в виде разрезных втулок,
для доводки резьбовых колец— притиры в виде резьбовых раз-
жимных пробок и т. д. В отношении производительности и ка-
чества обработанной поверхности хороши притиры с короткими
косыми канавками («елочкой») глубиной 0,8—1,0 и шириной
1,0—1,5 мм с равномерным расположением их на расстоянии
5—10 мм друг от друга. Канавки играют роль резервуаров, в ко-
торых удерживается паста, подаваемая постепенно в процессе
притирки на рабочие поверхности.
Гидроабразнвное полирование основано на
выбрасывании с большой скоростью (50 м/с и более) насыщенной
абразивом жидкости, направленной на обрабатываемую поверх-
ность под определенным углом. Эффективность процесса зависит
от обрабатываемого материала, скорости абразивного потока,
насыщения жидкости абразивными частицами. В литературе
приводятся примеры абразивно-струйной обработки со скоростью
370 м/с через сопло малого диаметра.
95. ЭЛЕМЕНТЫ ФИЗИКИ ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ
Стружкообразование
Как уже отмечалось, шлифовальный круг представляется
в виде комплекса большого количества абразивных зерен — резцов
весьма малого размера, неопределенной формы и геометрии,
работающих по методу фрезерования (рис/ 262). Толщина среза,
снимаемая каждым зубом, будучи весьма малой величиной, изме-
няется от нуля до аП]ах. При нормальном или тем более тонком
шлифовании, когда снимается очень тонкий слой металла, имеют
место высокие температура и удельное давление, химическое
взаимодействие снимаемого металла со средой; стружка сгорает
439

Рис. 262. Схема процесса
шлифования
или сплавляется, и потому трудно заметить какие-либо законо-
мерности ее образования.
При обдирочном шлифовании крупнозернистыми кругами
(80, 125, 160) возникают большие силы резания, в результате
чего абразивные зерна, глубоко (на 0,02—0,2 мм) внедряясь
в обрабатываемый металл, срезают стружки больших размеров,
соизмеримые по толщине со стружками, получаемыми при чисто-
вом точении и фрезеровании [15]. Они показаны на рис. 263, а
для случая шлифования стали ЭИ69 кругом 300x40x75 мм
Э125СТЗБ.
Состав стружки очень разнообразен как по форме, так и по
размерам (рис. 263) — от тонкой и короткой (0,03X1 мм) до
толстой и длинной (0,10X17 мм). Это
вызвано различными расстояниями между
соседними режущими зернами круга и
разновысотностью их расположения на
поверхности. Продольная усадка стружки
в среднем колебалась от значений £ = 1,3
при ц. = 46 м/с до £ = 1,72 при vK =
= 16 м/с. Как видим, усадка стружки
незначительна и уменьшается с увеличе-
нием скорости круга vK. Однако при этом
(рис. 263, б) относительный сдвиг эле-
ментов 8 был достаточно большим и до-
стигал в среднем значений 8 = 4,72, что
объясняется специфическими условиями
шлифования. Процесс деформации проис-
ходит с большой скоростью при неблаго-
приятных геометрических параметрах: больших передних отри-
цательных углах у = —45 в среднем и радиусе закругления
режущей кромки р 100 мкм. Очевидно, эти значения у и р
изменялись в процессе работы по мере затупления и выкрашива-
ния зерен.
Любопытно отметить, что усадка стружки очень мало изме-
нялась при различных силах врезания: например, при Рв =
= 304-90 кгс £ = 1,394-1,33 (при ик = 46 м/с). Но в зависимости
от силы врезания изменялась глубина реза отдельным зерном tz\
так, при Рв = 30ч-90 кгс tz = 0,050-4-0,069 мм при ук = 46 м/с.
Величина tz заметно падает с уменьшением vK (при vK = 16 м/с
tz = 0,0294-0,033 мм). Это положение—одна из причин устой-
чивого повышения производительности при высоких скоростях
шлифования. В литературе отмечалось увеличение производитель-
ности в четыре раза с повышением vK и уи вдвое.
В абразивном инструменте содержится огромное количество
режущих зерен разнообразных форм. Например, при статистиче-
ском изучении большой партии зерен электрокорунда было вы-
явлено 20—30% изометричных зерен (/ = 0,67-^0,59) от всей
массы, сравнительно мало пластинчатых (/ = 0,464-0,30) —
440

Рис. 263. Стружки, снятые при шлифовании

20—30%, больше всего брусовидных зерен =0,550,51) — около
40%. Таким же способом была изучена геометрия зерен. Было
найдено, что более 50% зерен имеют углы заострения Р в преде-
лах от 85 до 105°, а практически значимыми пределами (более
80% возможных случаев) углов р являются 65 и 115°.
Статистические расчеты показали, что при обдирочном’шлифо-
вании наибольшую вероятность имеют значения: угол резания
6 =«= 135°, передний угол у — —45° и задний угол а 20-4-70°.
Необходимо подчеркнуть, что расчетные вероятностные гео-
метрические величины исходного зерна должны значительно
изменяться в процессе работы по мере износа, частичного й пол-
ного выкрашивания зерен. К этому надо добавить, что наросты
и налипы на режущих кромках, особенно при шлифовании вязких
металлов, засаливание круга, упругие и пластические деформа-
ции зерен и связки будут сильно изменять указанные выше услов-
ные величины. Их условность возрастает, поскольку радиусы
закругления режущих кромок р, также переменные по величине,
достигают достаточно больших значений — до 0,1 мм. Все это
надо учитывать при анализе физических явлений в процессе
шлифования, и в частности трения и температуры, играющих
большую роль в абразивной обработке.
Трение и силы резания при шлифовании
Рис. 264. Составляющие силы ре-
зания при шлифовании
Хотя размер среза, снимаемого одним зерном круга, весьма
мал (до нескольких микрон), то при большом количестве одновре-
менно работающих зерен, имеющих большие углы резания, общая
сила резания составит заметную
величину. Эту силу резания при
шлифовании аналогично другим
процессам можно разложить на
три составляющие (рис. 264): ка-
сательную силу Pz, определяю-
щую мощность при шлифовании;
радиальную силу Ру (нормаль-
ную к обработанной поверхности);
осевую силу Рх (силу подачи).
Среднюю величину Pzcp можно
было бы определить по известной
нам формуле Р2Ср р/ср, где р —
удельная сила в кгс/мм2, fcp — средняя площадь поперечного
сечения среза, определяемая как частное от деления объема
металла, снимаемого в единицу времени (1 с), на скорость реза-
ния vK ± ии м/с; тогда
: ____
ср 60ик ± ии
ММ2,
442

и, следовательно,
р _ pu^ts
ZcP 60ик ± уи
КГС,
где р — удельная сила в кгс/мм2; vn — скорость изделия в м/мин;
vK — скорость круга в м/с; t—глубина резания при шлифова-
нии в мм; s—продольная подача в мм/об.
Среднюю силу резания при шлифовании Ргср можно рассчи-
тать при известном значении удельной силы резания (условного
напряжения резания). Оно значительно изменяется (примерно
в пределах 7000—20 000 кгс/мм2) в зависимости от режима шли-
фования.
Как видим, значение р при шлифовании во много раз превы-
шает аналогичные величины для других процессов — точения,
сверления, фрезерования, где р < 700 кгс/мм2.
Соотношение сил Pz, Ру, Рх при шлифовании также совер-
шенно иное. Здесь, как правило, радиальная сила Ру значительно
выше Р2. При нормальных режимах шлифования = 0,54-0,4,
а при малых глубинах шлифования и значительном затуплении
круга при больших радиусах закругления режущих кромок Рг =
= 0,2-0,\РЦ.
р
Отношение называется коэффициентом шлифования и
принимается как критерий обрабатываемости металлов шлифова-
нием или как эксплуатационная характеристика абразивного
инструмента. Считают, что максимальное значение коэффициента
шлифования почти во всех случаях соответствует максимальному
значению съема металлов и удельной производительности. Это
мнение не совсем правильно, так как величина этого коэффи-
циента может резко снизиться под воздействием таких факторов,
как коэффициент трения или налипание металлических стружек
к абразивным зернам.
Любопытно заметить, что по мере затупления зерен сила Рг
несколько уменьшается и увеличивается Ру, что связано с умень-
шением коэффициента трения. Этим же можно объяснить резкое
уменьшение (в пять—семь раз) силы резания при плоском шлифо-
вании алмазными кругами сравнительно с обычными абразивными.
Сила трения имеет решающее значение при шлифовании еще
и потому, что шлифовальный круг часто по всей длине своей кон-
тактируется с обрабатываемой деталью, а при выхаживании, когда
отсутствует процесс резания, трение играет довлеющую роль.
В процессе шлифования, особенно алмазного, очень важно
обеспечить оптимальное по величине давление круга; при меньшем
давлении алмазные зерна не врезаются в обрабатываемый материал
и быстро затупляются, резание заменяется трением. Чрезмерное
давление приводит к вырыванию алмазов из связки, наблюдается
размазывание связки по рабочей поверхности круга, усиливается
443

трение, повышается износ инструмента и производительность
падает.
f При оптимальном давлении вершины’алмазных зерен постоянно
заостряются за счет мельчайших скалываний, происходит самоза-
тачивание круга [157].
Как и следовало ожидать, при сухом шлифовании силы реза-
ния Р2 и Ру выше, чем при мокром; здесь сказывается решающая
роль трения, кроме того, жидкость смывает шлам, предохраняя
круг от засаливания [158]. Для примера приводятся значения Р2
и Ру при плоском шлифовании стали электрокорундовыми кру-
гами с различными связками (табл. 56).
Таблица 56
Силы резания Ру и Pz при плоском шлифовании (в кгс)
Материал шлифовального круга	ик • в м/с	уи в м/мин	ашах в мкм	Мокрое шлифование		Сухое шлифование	
				ру	Рг	ру	Рг
ЭБ, хрупкая связка	18	3	30 50	27	11	54	16
	18	3		61	28	113	35
ЭБ, вязкая связка	18	3	30	. 24	19	25	14
	18	3	50	55	40	55	30
Подтверждается и для шлифования положение об увеличении
силы резания с увеличением ширины резания при торцевом фре-
зеровании, поскольку в этом случае увеличивается число зерен
(зубьев) при контакте инструмента с обрабатываемой деталью
и возрастает максимальная толщина среза, приходящаяся на одно
зерно. На силы резания, помимо глубины резания и продольной
и поперечной подач, влияет и зернистость круга. Так, при алмаз-
ном шлифовании твердого сплава ВК8 выведено уравнение [18]
Рг = 63,5Z/4po?no9n КГС,
где k— постоянная, зависящая от зернистости при 100-процент-
ной концентрации алмаза.
При этом замечено, что скорость шлифовального круга ук
почти не влияет на силы Р2 и Ру.
Измерение составляющих сил резания при шлифовании
Для измерения сил резания при шлифовании, незначительных
по величине, желательно применять приборы с чувствительными
датчиками — динамометры с тензометрами сопротивления. На
рис. 265, а показана схема устройства для измерения сил резания
444

а)	К прибору для измерения Рг
TJT^C В /Г
К прибору дпя измерения Ру
Рис. 265. Тензометрический динамометр для шлифования:
А, В, С, D, Е — контакты для подключения к приборам; R^ — мостовые
сопротивления, /?4 — сопротивления проволочных датчиков на заднем
центре

Pz и Py при шлифовании [65]. Для регистрации силы Ру в любом
положении шлифовального круга относительно обрабатываемой
детали тензометрические мосты монтируются на переднем и за-
днем центрах — по два плеча (растяжение — сжатие) на проти-
воположных сторонах каждого центра. На двух других противо-
положных сторонах переднего и заднего центров устанавливают
датчики сопротивления для измерения силы Pz.
На рис. 265, б показаны конструкция центра и общая схема
подключения мостов к приборам. Регистрирующие приборы
имеют примерно одинаковую чувствительность, что дает возмож-
ность наблюдать соотношение сил Р2 и Ру в процессе шлифования.
Принципиальная схема подключения измерительного моста
к прибору EKBW приведена на рис. 265, в. Два провода В и О,
выведенные из прибора, подают питание на тензометрический мост,
а три провода Л, £ и С снимают напряжение дисбаланса моста на
реохорд прибора и усилитель. Реохорд связан с электродвигателем,
приводящим в движение указатель регистрирующей части прибора
(каретки с пером).
В схеме предусмотрено регулирующее сопротивление /?н, позво-
ляющее установить начало записи (нулевое положение) в любой
точке шкалы прибора.
Некоторые исследователи [75] экспериментально нашли, что
силы резания при шлифовании металлов с различными механи-
ческими свойствами (стали 10, 20, У10А, ШХ15, Р18) приблизи-
тельно одинаковы. Объясняют это тем, что под действием высокой
температуры шлифования металлы размягчаются и коэффициенты
трения при этом также уравниваются. Но все это, очевидно, не
относится к жаропрочным сталям и сплавам.
Если известна сила Р2Ср, мощность, затрачиваемую при шли-
фовании, нетрудно вычислить по формулам (в кВт)
для вращения круга
дг __ PztyVK .
;Vk “ 102т) ’
I
для вращения изделия
А/ — ^2cpVH
и 60-102г|’
Несмотря на малые силы резания при шлифовании, для вра-
щения круга требуется сравнительно большая мощность вслед-
ствие больших скоростей вращения. Расход мощности на вращение
изделия при его низких скоростях весьма мал. Вместе с тем необ-
ходимо отметить, что при обдирочном шлифовании, когда одно-
временно работающие несколько абразивных кругов срезают слой
металла толщиной до 7—6 мм при весьма высокой производитель-
ности (до 360 кг/ч), требуются значительные мощности для вра-
щения инструментов и обрабатываемого изделия.
446

В литературе приводится пример обработки металла торцевым
сегментным кругом 03040 мм, на вращение которого затрачивалось
184 кВт и на вращение стола с обрабатываемой деталью 55 кВт.
Температура в процессе шлифования
При высоких скоростях шлифования, наличии тупых углов
(больших отрицательных передних углов у) у режущих абразивных
зерен наблюдаются значительные упругие и пластические дефор-
мации стружки и обработанной поверхности, царапание (диспер-
гирование), внешнее трение. Все это вызывает тепловые явления,
характеризующиеся мгновенной скоростью нагревания зоны ре-
зания (десятки тысяч градусов в секунду), образованием темпе-
ратурного поля достаточной глубины при высокой температуре
(до —1400°С) и быстрым охлаждением (сотни градусов в секунду)
вглубь обрабатываемого металла.
Тепловые явления и давление приводят к изменению физиче-
ского состояния металла на определенной глубине, измельчению
блоков, текстуированию и даже к фазовым и структурным превра-
щениям в тончайшем поверхностном слое обрабатываемого из-
делия. Исследования показали, что теплота, образующаяся при
шлифовании, поглощается в основном обрабатываемой деталью
{69 — 84%), абразивным кругом (11 — 13%) и меньше всего —
стружкой (до 8%), не в пример работы лезвийным инструментом.
Можно предполагать, что эти относительные величины могут
изменяться в зависимости от параметров шлифования. Например
[69], при плоском шлифовании титанового сплава ВТЗ-1 наблю-
далось значительное снижение температурного поля в обрабаты-
ваемой детали при шлифовании кругами повышенной теплопро-
водности (с алюминиевым наполнителем в связке) по сравнению
с обработкой обычными кругами. Так, при шлифовании кругами
обычной теплопроводности (Хк =2,1 к. кал/м-ч-град) темпера-
турное поле на шлифуемой поверхности под кругом имело 1170° С
й на глубине h = 40 мкм — 720° С при работе кругом повышенной
теплопроводности (Хк = 6,7 ккал/м. ч. град) соответственно 990
и 600° С.
Попутно небезынтересно отметить, что в первом случае микро-
твердость изменялась от 290 кгс/мм2 на поверхности до 225 кгс/мм2
на глубине 40 мкм при исходной микротвердости 253; во втором
случае соответственно 304—268 и 265. Установлено, что устало-
стная прочность образцов, шлифованных кругами повышенной
теплопроводности, на 15% выше. Это связано со значительно сни-
женными поверхностными остаточными напряжениями.
Считают, что локализованный нагрев при шлифовании —
главная причина образования остаточных напряжений. Послед-
ние могут быть различных знаков (сжатие или растяжение) и,
следовательно, могут способствовать повышению долговечности
деталей машин или, наоборот, сокращению срока их службы,
447

поскольку шлифование часто является заключительной техноло-
гической операцией.
На состояние поверхностного слоя после шлифования влияет
много факторов. Так, установлено [170], что с увеличением ско-
рости круга от 15 до 40 м/с растягивающие напряжения возрастали
вдвое и достигали 70 кгс/мм2 на глубине 6—10 мкм, причем осо-
бенно значительно с уменьшением зернистости абразивного круга
и его пористости. Наоборот, при работе круга с открытой струк-
турой растягивающие напряжения уменьшались в пять-шесть
раз. Положительное значение имеют тщательный подбор и заправка
круга. Например, резкое уменьшение поверхностных растягива-
ющих напряжений и даже переход их в сжимающие напряжения,
высокий класс чистоты (10—11-й класс) и точности (1—2-й класс)
получали применением длительного выхаживания, тонкой правки
мелкозернистого графитового круга, обладающего смазывающей
способностью.	*
Изменением степени локализованного нагрева можно объяс-
нить, что на величину и знак напряжений влияют смазочно-
охлаждающие жидкости. В ряде случаев при охлаждении маслом
создавались поверхностные напряжения сжатия, а водными
растворами — растяжения. Здесь, очевидно, значительную
роль играли и силы трения, сниженные при охлаждении
маслом.
Наблюдалось увеличение прогиба обрабатываемой детали при
шлифовании с маслом, что, надо полагать, вызвано закономерным
увеличением радиальной силы Ру вследствие уменьшения трения.
Следовательно, напряженное состояние обрабатываемого изделия
определяется как тепловыми, так и динамическими явлениями
в процессе шлифования.
При форсированных режимах резания могут появиться локаль-
ные (глубиной до 20 мкм) зоны вторичной закалки с большим ко-
личеством аустенита. Вследствие местного перегрева возникает
зона отпуска шлифования, на поверхности образуются прижоги,
связанные с рекристаллизацией металла, т. е. с переходом мартен-
ситной структуры в дисперсионный троостит. Причинами прижогов
могут быть: паразитное трение связки; трение затупившихся
зерен; засаливание круга.
В этом отношении весьма положительный эффект получается
при шлифовании алмазными кругами с металлической связкой
и к тому же с охлаждением. Например, при шлифовании твердо-
сплавных деталей вырубных штампов в зависимости от режимов
резания температура на поверхности контакта колебалась в пре-
делах 500—1000°С при работе без охлаждения и 150—230°С —
с охлаждением. Была возможность получить шероховатость до
13-го класса чистоты. Стоимость штампов из ВК20 повышалась
в три-четыре раза, но стойкость их увеличивалась в 40—50 раз
сравнительно со стальными [18].
448

Измерение температуры при шлифовании
Изучение температурных полей при шлифовании помогает
разработке рациональных режимов эксплуатации абразивных ин-
струментов. Для измерения температуры удобно использовать
принцип полуискусственной термопары. Удачное оформление ее
для абразивной обработки металлов показано на рис. 266, а [82].
Шлифуется по поверхности 5 образец из двух половинок; между

5 б)
<5 д при шлифовании: а — об-
К вибратору щий вид образца; б —
осциллографа	термопара:
1 — шлифуемый образец; 2 — электрод; 3 — изоля-
ция; 4 — головка электрода; 5 — обрабатываемая по-
верхность
ними зажимается константановый электрод 2 с таким расчетом,
чтобы суммарная толщина электрода с изоляцией 3 обеспечила
получение между половинками шлифуемого образца щели шириной
не более 0,01 мм (для кругов с зерном ЭБ 25—40). Это необходимо
для получения контакта абразивного зерна с обеими кромками
образца. Рекомендуется совпадение плоскости разъема шлифуе-
мого обрзца с плоскостью вращения шлифовального круга.
Чтобы обеспечить рекомендуемый контакт при отсутствии
проволоки с диаметром менее.0,01 мм, разработана удачная кон-
струкция термоэлектрода полуискусственной термопары для фик-
сирования температурного поля. На рис. 266, б приведена схема
15 а. м. Вульф	449

заделки и конструкции термоэлектрода, изготовленного прессова-
нием константановой проволоки 00,03 мм в специальном штампе.
Диаметр головки электрода больше суммарной толщины стебля
электрода и его изоляции (слюда толщиной 4—5 мкм). При сжатии
половинок шлифуемого образца возникает горячий спай термо-
пары материал проволоки — обрабатываемый материал на рас-
стоянии 0,8—1,2 мм от шлифуемой поверхности.
По мере приближения плоскости шлифования к спаю термо-
пара фиксирует температуру глубинных слоев материала. После
срезания сплющенной головки электрода термопара автоматически
начинает фиксировать контактную температуру.
Иногда применяется оптический метод определения темпера-
туры стружки по снопу искр при обдирочном шлифовании без
охлаждения (пирометром ОПИР-17).
Метод прост, но далеко не точен
для оценки температуры шлифова-
ния. Например, с увеличением про-
дольной и поперечной подачи пока-
зывается понижение температуры
стружки, и это будет правильным
для оценки степени нагрева струж-
ки, но не температуры резания.
96. ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ
ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ И
КАЧЕСТВО ОБРАБОТАННОЙ
ПОВЕРХНОСТИ
Рассматривая нагрузку одного
зерна шлифовального круга в зави-
симости от снимаемой им толщины
среза, можно сделать полезные вы-
Рис. 267. Определение толщины ВОдЫ относительно условий рацио-
среза, снимаемого^одним зерном нального использования абразивного
инструмента. На рис. 267 схематично
представлены шлифовальный круг диаметра D (в мм) и обраба-
тываемая деталь диаметра d (в мм) с углами контакта а и р.
Пусть зерно шлифовального круга, вращающегося со скоростью
vK м/с, переместится из точки С в точку А за время т с. Длина
пути зерна — дуга АС = I = vK т. За это же время точка А
изделия продвинется навстречу кругу на расстояние АВ, значи-
тельно меньшее, чем АС, так как скорость изделия vn (в м/мин)
во много раз меньше, чем vK
АВ — ^иТ
~~ 60 *
(273)
Следовательно, за промежуток времени т шлифовальным
кругом будет срезана вся заштрихованная на рисунке площадь
450

АВС. Максимальная толщина этой площади атах = ВВ1У изме-
ренная по радиусу круга, срезана всеми зернами 1т (где т — чи-
сло зерен на единице длины круга), расположенными на длине
участка / и, следовательно, максимальная толщина среза, снима-
емая каждым зерном,
агтах = ^-.	(274)
Уравнение (274) преобразуем, заменив дуги Л В и Л Вх прямыми,
касательными к ним в точке Л, что можно практически допустить,
так как'дуги ЛВ.и АВ± весьма малы. Очевидно, угол ВЛВХ =
" а + Р-
Теперь приближенно можно считать ВВХ = АВ sin (ос -{- (3),
или
«шах = sin (а+ 0)
и тогда согласно уравнению (274) получим
^пах = sin (а+ 0).	(275)
Подставим I = укт, тогда
az max = 60ц<т Sirl + Р) •	(276)
Значение sin (а Р) можно выразить величинами, доступ-
ными измерению. Согласно рис. 267 имеем
00М 4 У + ( 4 У + 2 Т 4 cos <а + Р) >	(277)
или
где D — диаметр круга в мм; d — диаметр изделия в мм, следо-
вательно,
со:=(4)2+(4)2+^+24 4 - 2/4 - 2/4 • (278>
Приравняв уравнения (277) и (278), получим
COS (a + 0) =----1-r-------
Пренебрегая величиной 2t2 и всеми членами, содержащими
t2 как весьма малыми, получим
15*
451

Учитывая, что при продольной подаче s (в мм/об) круга вы-
сотой В истинная траектория представляется винтовой линией
и притом обрабатываемый за один оборот изделия участок будет
встречаться с абразивными зернами круга число раз, кратное i =
= -^г [63], делим обе части уравнения (279) на число г.
о
аг max =	=	4 + 4- 4- •	(280)
I	b0vKm У D 1 d В	'	7
В случае внутреннего шлифования
a'max = -^-1/ ‘ _ * _L.	(281)
60vKm У D d В	v 7
Для плоского шлифования (d = оэ)
аг так _	.	(282)
60twn Г D В	'	'
Если полагать, что обработанная поверхность должна быть
тем ровнее, чем тоньше стружка, снимаемая одним зерном круга,
то для получения чистой шлифованной поверхности необходимо
следующее: уменьшать глубину шлифования Z; уменьшать ско-
рость вращения изделия ии; увеличивать скорость вращения
круга ук; применять мелко- и многозернистые круги (большое
число т) возможно большего диаметра.
Практика подтверждает эти положения. Так, на основе
экспериментальных исследований [171] для получения высокой
производительности рекомендуются следующие отношения ско-
ростей круга и изделия—: 120— при шлифовании стали, 100 —
чугуна, 80 — меди, латуни и бронзы, 50 — легких металлов.
При чистовом шлифовании необходимо указанные отношения
увеличивать в два—четыре раза, преимущественно за счет ско-
рости круга.
Но вместе с тем надо добавить, что качество обработанной
поверхности зависит от ряда других факторов, например: рода
и формы зерна, связки, структуры круга, физико-механических
свойств обрабатываемого материала, жесткости системы, смазочно-
охлаждающей среды и др.
В процессе шлифования большое значение имеет не только
твердость абразивных зерен (твердые зерна, как правило, обла-
дают более острыми кромками), но, главным образом, характер
взаимодействия их-с обрабатываемым материалом. Находят, что
круги с бакелитовой связкой дают более чистую поверхность
(сравнительно с керамическими), так как имеют гладкие поверх-
ности пор, стружка в них меньше застревает и круги меньше за-
саливаются.
452

С увеличением твердости обрабатываемого материала умень-
шается фактическая глубина шлифования /ф, что не может не от-
разиться как на качестве обработки, так и на износе круга. Глу-
бина шлифования уменьшается также с уменьшением жесткости
системы, но при этом увеличиваются микронеровности шлифо-
ванной поверхности и форсируется износ круга вследствие дроб-
ления.
Дробление возникает не только в связи с малой жесткостью
системы, но еще и в большей степени от дефектов опор шифоваль-
ных кругов, неуравновешенности последних, неравномерной по-
дачи. Все это усиливает неровности обработанной поверхности
и способствует образованию прижогов, шлифовочных трещин.
Замечено, что склонность к таким дефектам возрастает с увели-
чением содержания в сталях легирующих элементов.
Роль смазочно-охлаждающих средств (СОС)
в процессе шлифования
Процесс абразивной обработки всегда сопровождается высо-
кими мгновенными температурами и значительными силами
трения, что вызывает ряд нежелательных явлений, связанных
с износом инструмента и качеством обработанной поверхности.
Естественно, что здесь смазочно-охлаждающие средства должны
играть положительную роль, если при выборе их учтены конкрет-
ные условия абразивной обработки, т. е. физико-химико-механи-
ческие свойства обрабатываемого материала, инструмента и сма-
зочно-охлаждающих средств. Например, при шлифовании боль-
шинства инструментальных материалов кругами с керамичес-
кой связкой износ последних при использовании жидкости на
водной основе выше, чем в случае сухого шлифования, а для кру-
гов с бакелитовой и вулканитовой связками — наоборот [172].
Исследования показали, что при шлифовании нержавеющей
стали обработанная поверхность была лучше в случае применения
осерненного масла в сравнении с эмульсией. При обдирке шлифо-
вание нередко происходит без применения СОС. Шлифование же,
заточка и даже доводка алмазными кругами на металлической
связке производятся обязательно с охлаждением.
Охлаждение маслом увеличивает удельный съем металла в не-
сколько раз в сравнении с сухим шлифованием, к тому же сни-
жаются потребляемая мощность и шероховатость обработанной
поверхности. Особенно значителен эффект при шлифовании жаро-
прочных сплавов с заменой жидкости на водной основе маслами
с присадкой серы и хлора.
Титановые сплавы успешно шлифуют, применяя охлаждение
высокохлорированным маслом, и удовлетворительно при охлаж-
дении водным раствором нитридов. При этом удельный съем
металла снижается с увеличением вязкости масла, а при шлифо-
вании жаропрочных сплавов на кобальтовой основе возрастает.
453

Эффективность смазочно-охлаждающей среды различна для
корундовых и карборундовых кругов и зависит от режима шлифо-
вания. Так, при шлифовании титановых сплавов оптимальная
скорость круга с зернами SiC равна = 20—30 м/с, а для ко-
рундовых кругов несколько ниже. Опыт показал, что шлифова-
ние титановых сплавов карборундовыми кругами (SiC) в несколько
раз производительнее, чем электрокорундовыми (А12О3). Это объ-
ясняют физическими свойствами абразива: произведение коэффи-
циентов теплопроводности, удельного веса и теплоемкости (Хус)
у карбида кремния SiC в три раза больше, чем у окиси алюминия.
Изменением степени локализованного нагрева можно объяс-
нить, что на величину и знак напряжений влияют смазочно-охла-
ждающие средства. В ряде случаев ’при охлаждении маслом соз-
давались поверхностные напряжения сжатия, а водными раство-
рами — напряжения растяжения.
Влияние различных факторов на износ
абразивных инструментов
Если считать, что износ шлифовального круга определяется
нагрузкой на зерно круга, и, следовательно, характеризуется ве-
личиной а2тах по уравнениям (280—282), то можно прийти к за-
ключению, что износ круга должен возрастать с увеличением
скорости изделия, глубины шлифования, подачи, а также с умень-
шением скорости круга, зернистости пг (числа зерен на единице
длины круга), диаметров круга и обрабатываемой детали.
Эти положения оправдываются в практике эксплуатации
абразивного инструмента, но необходимо иметь в виду еще ряд
параметров шлифования, определяющих стойкость абразивного
инструмента.
Износ шлифовального круга может происходить различным
образом в зависимости от обрабатываемого материала, рода аб-
разива и режима его работы. Ряд исследователей [75 ] отмечает,
что исходная твердость стали и характер термической обработки
не влияют существенно на обрабатываемость ее шлифованием.
Легирование стали добавками хрома, марганца, никеля незначи-
тельно ухудшает обрабатываемость, в то же время добавки воль-
фрама, кремния, титана и других элементов, значительно повы-
шающих жаропрочность, резко затрудняют обработку шлифова-
нием. Например, при шлифовании углеродистой стали [37] аб-
разивная способность шлифовального круга в 20—40 раз выше,
чем при обработке жаропрочных сталей.
Стойкость шлифовального круга определяется в основнохм
взаимодействием (химической реактивностью) обрабатываемого
металла с абразивом в условиях высокой температуры. Напри-
мер, исследования [9] показали, что при температуре 1200°С
титан и его сплавы реагируют с электрокорундом в шесть раз
активнее, чем с карбидом кремния. Зерна карбида кремния имеют
454

максимальный износ при шлифовании чистого железа и минималь-
ный при шлифовании чугуна. Сухое шлифование вызывает склон-
ность их к химическим реакциям с обрабатываемым материалом.
Картина износа абразивного инструмента еще более услож-
няется в зависимости от физико-механических свойств его различ-
ных связок. Например, отмечается, что при шлифовании углеро-
дистых и малолегированных сталей удельная производительность
шлифовальных кругов на керамической связке значительно выше
в сравнении с бакелитовыми кругами. Объясняют это тем, что
при обжиге электрокорундового керамического круга на поверх-
ностях контакта связки с зерном образуются пленки шпинели
(Al2O3MgO) и муллита (3Al2O32SiO2), прочно удерживающие
зерна от выкрашивания.
В бакелитовом шлифовальном круге устойчивость абразивного
зерна определяется лишь механической прочностью бакелита,
облегающего зерно, которое выкрашивается при уменьшении по-
верхности контакта до половины поверхности зерна. Вероятно,
этим можно объяснить то обстоятельство, что бакелитовые круги
давали меньше прижогов, так как при частом выкрашивании
круги работали свежими зернами с острыми кромками.
Наблюдаются четыре разновидности процесса износа абразив-
ного инструмента.
1.	Нормальный износ возникает при регулярном выкрашивании
зерен по мере их затупления. В этом случае рабочая поверхность
круга непрерывно обновляется, наблюдается так называемое са-
мозатачивание. Но это происходит неравномерно, и время от
времени возникает потребность в правке круга. Измерения по-
казали, что при нормальном шлифовании в отходе находится
30—40% зерен исходной фракции, а остальное составляют из-
мельченные зерна размером 25—50% от их первоначальной ве-
личины [9].
2.	Форсированный износ с осыпанием абразивных зерен на-
блюдается у мягких кругов, когда обрабатываются твердые ме-
таллы. Он имеет место также при обдирке литых заготовок сег-
ментными абразивными кругами с ударной нагрузкой.
3.	Износ с налипанием стружки получается при черновом
шлифовании вязких металлов, когда сильно деформированная
стружка заполняет пространства между зернами и отчасти поры.
Трение комков стружки с химически однородным металлом вы-
зывает схватывание металлов (когезию), в результате чего про-
исходит вырывание комка стружек вместе с зернами и даже бло-
ками зерен. Подобное «самозатачивание» значительно ухудшает
геометрию рабочей поверхности, сокращает число режущих
кромок, выходящих на рабочую поверхность, и тогда необхо-
дима большая правка.
4.	Износ с постепенным затуплением режущих зерен происходит
при отделочном шлифовании. Как и при резании металлическим
инструментом, износ режущих кромок в зависимости от условий
455

и режима шлифования имеет абразивный, адгезионный или диф-
фузионный характер.
В случае чисто механического (абразивного) износа или износа
под действием сил адгезии (схватывания) на поверхности контакта
выкрашиваются или отрываются микрообъемы абразива, кото-
рые удаляются сходящей стружкой или жидкостью. Интенсивность
подобного износа определяется соотношением твердостей эле-
ментов трущейся пары при температурах шлифования. В некото-
рых условиях шлифования определенное значение имеет соот-
ношение твердостей и при нормальной температуре (табл. 57).
По данным табл. 57 можно судить о причинах форсированного
износа абразивного инструмента при шлифовании сильнолегиро-
ванных и особенно жаропрочных сталей и сплавов, сохраняющих
относительно большую твердость и в условиях высоких темпе-
ратур.
Таблица 57
Твердости различных материалов
Материал	Микро- твердость в кгс/мм2	Материал	Микро- твердость в кгс/мм2
Известковый камень	130—140	Мартенсит	700—1300
Феррит	120—150	Карбид вольфрама	1170—1730
Перлит пластинчатый	200—350	» хрома	1570
Гранит	300—800	»	бор-железа	1600
Кварц	800—1100	» титана	2850
Карбид марганца	770	Корунд	1940—2200
Карбид железа (це- ментит)	800	Наплавка, легиро- ванная марганцем	500
Наплавка, легирован- ная хромом	1200—1600		
Необходимо добавить, что стойкость абразивного инструмента
связана не только с нагрузкой одиночного зерна, но и с системой
сил резания, действующих при шлифовании и определяющих
динамику процесса резания.
Например, сообщение кругу или изделию вибраций определен-
ной частоты и амплитуды вызывало дополнительный износ ин-
струмента, но способствовало понижению шероховатости обрабо-
танной поверхности. В случае разрезки твердых материалов шли-
фовальными дисками большой эффект получался при вводе в зону
резания абразивной суспензии. В этом случае острые абразивные
зерна, застревающие в порах круга, ускоряют процесс шлифования.
После пропитки абразивного круга раствором коллоидального
графита в спирте заметно повышается стойкость инструмента
в случае работы его без охлаждения.
456

При ленточном шлифовании производительность возрастает
с увеличением натяжения абразивной ленты (до известного предела)
и ее скорости Ул, а также и других параметров. Например, при
шлифовании стали 18ХНВА производительность ленты в минуту
выражается уравнением, полученным экспериментально [66],
п ____р ij0,‘15^0,95_.0,80c0,5z)l,08
‘п ил S0 0л ,
где С,п—постоянная; Но—удельная сила натяжения (рекомен-
дуется Н0 = 7,0 кгс/см при шлифовании с охлаждением и Н0 =
= 2-^3 кгс/см — без охлаждения); /п — поперечная подача ленты
в мм/дв. ход стола; Кл — скорость ленты в м/с; s0— продольная
подача стола в м/мин; Ьл — ширина ленты в мм.
При этом интенсивность износа выражается формулой
С /-/О.65/О,5С1,2/,1,О8
Л. =---------------------
97. ВЫБОР ШЛИФОВАЛЬНОГО КРУГА
Правильный выбор абразивного инструмента — основа успеш-
ного процесса шлифования. Для обработки стали наиболее при-
годны корундовые круги с достаточно вязкими зернами; для шли-
фования чугуна и твердых металлов рекомендуются карборундо-
вые круги, обладающие более твердым зерном.
Высокопористые круги обычно менее прочны сравнительно
с плотными, но в меньшей степени засаливаются и, следовательно,
особенно пригодны для шлифования мягких и вязких металлов.
Стр/ктура круга значительно влияет на производительность и ка-
чество обработки.
Круги с относительно большим содержанием абразивных зе-
рен более производительны и дают чистую поверхность; последнее
относится и к мелкозернистым кругам.
Подобные круги применяются для отделочного шлифования
и притом с мягкой связкой, чтобы притупившиеся зерна своевре-
менно выкрашивались уже при небольших силах резания, свой-
ственных чистовому шлифованию.
С увеличением поверхности контакта шлифовального круга
и изделия и, следовательно, температур резания, способствующих
засаливанию, целесообразно применять мягкие круги (при плос-
ком и внутреннем шлифовании). По этой же причине рекомен-
дуется мягкий круг при обработке полых изделий, когда особенно
вероятна деформация из-за перегрева.
Таким образом, справедливо правило: твердые материалы сле-
дует обрабатывать мягким кругом, так как при шлифовании их
абразивные зерна быстрее тупятся и, следовательно, необходима
сравнительно мягкая связка, чтобы зерна были своевременно
457

удалены. При шлифовании весьма вязких и мягких металлов,
например красной меди, алюминия, латуни и др., способствующих
быстрому засаливанию, также необходимы мягкие круги.
При шлифовании предметов с острыми углами (например,
многопазовых валов) круг выкрашивается быстрее. Это проис-
ходит также при недостаточно жесткой системе в результате ви-
браций. Поэтому в подобных случаях приходится работать кру-
гами повышенной твердости. На рис. 268 наглядно представлены
ориентировочные данные по выбору абразивных инструментов из
А12О3 и SiC. Сплошными линиями отмечены зоны более выгодного
Вид металла		П роизводстельность				
	недоста- точная	малая	средняя	высокая	весьма высокая
Сталь легированная, закаленная					
Сталь высокоуглеродистая (С=1+1,5°/о)					
Сталь углеродистая /С=0,5+1,0 °/0)	\ \				
Горячекатаная и холоднотянутая сталь, марганцовистая бронза	\				
Сталь углеродистая [ 0=0,25+0,5 °/0)	W					
Латунные прутки					 			
Стапь углеродистая {С=0,1+ 0,25°1о)					
Ковкий чугун, алюминиевое литье						
Медь вальцованная				 						
Красно-медное литье, бронзовые отливки				-	
Латунное литье, белый металл		/2~			
Чугунные отливки крупные			—		
Чугунные отливки средние и мелкие		- - - —			
Цинк					
1 Олово					———
Рис. 268. Схема для выбора шлифовального круга
по производительности применения того или иного абразива,
пунктиром — зоны менее выгодного применения.
Указанные рекомендации являются лишь общими для выбора
абразивного инструмента. На практике необходимо учитывать
еще обстоятельства, зависящие от специфических условий работы,
а также основные закономерности процесса шлифования и физико-
механические свойства обрабатываемого материала и абразивного
инструмента в их взаимной связи.
В настоящее время все промышленно развитые страны произ-
водят синтетические алмазы для шлифовальных кругов и доводоч-
ных инструментов и паст. Шлифовальные круги большей частью
выпускают на органической и металлической связке и реже на
керамической.
Для чистового и доводочного шлифования наиболее пригодны
синтетические алмазы на органической связке, что лучше обеспе-
чивает самозатачивание в процессе работы инструмента. Алмазы
458

повышенной прочности хороши для кругов на металлической
связке, работающих при сравнительно грубом шлифовании или
при отрезке.
Хрупкие поликристаллические алмазные зерна с шероховатой
поверхностью и развитыми режущими кромками успешно приме-
няются для изготовления шлифовальных кругов на керамичес-
кой или органической связках, предназначенных для чистовых
и доводочных операций.
Для любой связки алмазного круга, любого вида обработки
(отрезки, чернового, чистового, доводочного шлифования) и режима
шлифования существует оптимальная марка алмаза [7]. От пра-
вильного выбора ее зависит в основном проиводительность про-
цесса шлифования, иначе неизбежны серьезные просчеты.
Основные критерии пригодности зерна для данной связки
и назначения круга: хрупкость и шероховатость поверхности
зерна, а также острота его режущих кромок. Чем мягче связка
и чем меньше ее способность удерживать зерна алмазов в круге,
тем большей шероховатостью и хрупкостью должны отличаться
применяемые алмазы. И наоборот, для инструмента с твердой
связкой надо применять алмазные зерна (СА) наиболее прочные
и гладкие.
Хрупкие синтетические алмазы на органической связке обес-
печивают в 1,5—2 раза больший срок службы по сравнению с бо-
лее прочными естественными алмазами. Прочность алмазов зави-
сит также и от их формы: зерна округлой формы прочнее про-
долговатых и тем более игольчатых.
Зерна природных алмазов иногда подвергаются термообра-
ботке, при этом на их поверхности образуется слой графита,
увеличивающий шероховатость и способствующий лучшему удер-
жанию зерен в органической связке. Они подвергаются также
и давлению на 200-тонном прессе для изменения их формы. Что
касается размеров инструмента, необходимо помнить, как уже ука-
зывалось, что выгоднее применять круги большого диаметра, так
как нагрузка воспринимается большим количеством зерен и по-
этому износ кругов меньше. Также более экономичны широкие
круги, позволяющие работать с большей подачей на оборот из-
делия. Однако указанные размеры ограничиваются динамичес-
кой прочностью инструмента, жесткостью и мощностью обору-
дования.
Последние соображения особенно справедливы в случае гру-
бой обдирки современными абразивными инструментами. Здесь
целесообразно применять круги на более прочной связке с более
острыми и твердыми абразивными зернами; увеличение зернистости
не может существенно повысить интенсивности съема металла;
более мощный фактор — это повышение силы Р^, что требует
грубых режимов и жестких станков, кругов с крупным зерном.
В литературе рекомендуется при форсированных режимах ре-
зания во избежание пережогов применять круги повышенной
459

пористости (пористость. достигается введением в шихту угля,
который, выгорая при обжиге, образует поры). Высокопористые
круги лучше охлаждаются воздухом — воздушными вихрями.
Желательно работать с большей глубиной, при этом рекомендуется
новая связка — битое стекло, огнеупорная глина, бура.
При снятии крупных припусков в результате применения
твердых кругов появляется огранка на обрабатываемых деталях
и усиливается нагрев, что вызывает частую правку инструмента.
Тогда рекомендуется [78] вместо снижения подачи на глубину,
наоборот, превышать ее некоторое критическое значение, завися-
щее от характеристики круга. При этом наступает самозатачива-
ние, что приводит к значительному сокращению удельного расхода
абразива: вместо обычного соотношения х/3 получают х/15 и даже 1/30
от снятого объема металла.
При обработке высокопрочных, трудно обрабатываемых сталей
и сплавов высокую производительность показывают эльборовые
круги. Они намного дороже корундовых, однако стоимость шли-
фования значительно ниже в связи с их высокой производитель-
ностью. Эльборовые круги имеют преимущество даже перед
алмазными кругами при заточке режущего инструмента из
быстрорежущей стали. И лишь при заточке твердосплавного
инструмента хрупких марок (ТЗОК4) алмазные круги могут кон-
курировать с эльборовыми. Круги из КНБ имеют тем большее
преимущество передалмазными, чем выше режимы резания и бо-
лее пластичны затачиваемые инструменты. Это вызвано склон-
ностью алмаза к адгезионным связям со сталью и его пониженной
теплостойкостью.
Качество заточенных поверхностей инструмента обеспечивается
уменьшением подач на глубину шлифования с последующим вы-
хаживанием. При этом снимаются слои со структурными
изменениями, благодаря чему повышается износостойкость
инструмента в 1,5—2 раза сравнительно с заточкой без выха-
живания.
Опыт показал, что при оптимальных режимах шлифования —
заточки (Ук = 18 м/с) быстрорежущей стали алмазными кругами
расход алмаза в 25—30 раз больше по сравнению с удельным
расходом КНБ, а при шлифовании электрокорундовым кругом
(с VK = 35 м/с) удельный расход абразива в 75—80 раз больше
по сравнению с КНБ. Притом стойкость инструмента, заточенного
эльборовым кругом, значительно выше сравнительно с инстру-
ментом, заточенным электрокорундовым (ЭБ) кругом.
Данные по стоимости снятия 1 г материала инструмента из
быстрорежущих сталей при заточке его различными кругами
[62] приведены в табл. 58.
На станках с ручной подачей рекомендуется предварительное
шлифование твердых сплавов периферией круга, а последующая
чистовая и тонкая отделка — чашечными кругами со скоростью
в пределах 7К -5 4- 15 м/с [159], причем алмазные круги с ме-
460

таллической связкой (брон- зовой) обеспечивали боль- ший срок службы сравни- тельно с органической. Отмечается также значи- тельное увеличение съема металла и повышение стой- кости круга при отрезке и шлифов'ании с нагревом об- рабатываемой детали до температуры 800—1100°C. Однако в этом случае необ- ходимы повышенные нормы безопасности работы. Также	Таблица 58 Стоимость снятия 1 г обрабатываемого материала (в коп.)			
	Обрабаты- ваемый материал (сталь)	ЭБ16	Алмаз- ный круг	КНБ
	Р18 Р9К5 Р985	11,0 12,0 17,2	12,4 13,2 18,9	2,5 2,7 3,8
				
значительно повышается режущая способность алмазных кругов
на металлической связке (до трех раз), подвергавшихся правке
электроискровым методом, сравнительно с правкой методом
шлифования [155 ].
Очень интересно утверждение, что при обработке чугуна ал-
мазным шлифовальным кругом коэффициент шлифования состав-
ляет 1800—2000 (с учетом объема только изношенного абразива,
а не всего круга), что почти на два порядка выше, чем при обра-
ботке стали. При использовании отдельного кристалла алмаза
коэффициент шлифования 2 -е- 2,5-106, т. е. в 1000 раз больше,
чем у шлифовального круга. Применение СОЖ с маслом усили-
вает износ абразивного инструмента сравнительно с охлаждением
водой и даже с работой без охлаждения [155]. Это, вероятно, связано
со значительным возрастанием радиальной силы Ру при смазке.
При алмазном шлифовании легированных сталей 38ХА,
12Х2Н4А, цементированных и закаленных до HRC 60 кругами
с бакелитовой связкой БЗ, оптимальным составом СОЖ явля-
ются: 70% эмульсии 5-процентной водной +20% масло индустри-
альное 20 +10% олеиновой кислоты. Хороши круги со связ-
кой М5-2 [155].
Силы резания при шлифовании эльборовыми кругами в два-три
раза ниже, чем при алмазном шлифовании. Примерно в таком же
порядке эльборовые круги превосходят алмазные в отношении
производительности и точности.
Но новым нормам ФРГ при круглом и плоском шлифовании
допускается vK 60 м/с, при заточке 120 м/с, при разре-
зании vK 100 м/с. При высоких значениях vK имеет место дина-
мическое повышение твердости круга, уменьшение расхода
абразива, силы резания, улучшение чистоты поверхности.
Выхаживание в конце цикла внутреннего шлифования повы-
шает чистоту поверхности на один класс, микротвердость обра-
ботанной поверхности на —20%, создаются остаточные напряжения
•сжатия до 0,7 кгс/мм2, повышается геометрическая точность —
уменьшаются овальность (20—25%) и конусность.
461

Шлифовальные круги плоские
Таблица 59
1 1 П ЛАТ7П ГТ	Z4	ттптглт/\гч/чтттг/гтт	Г	.u-T,J*r”					пвдк
lltHUVACin С дву upunncn конической выточкой					
					
Плоская с двусторонней					пвд.
выточкой			J	i—-		
Плоская рифленая	Ц П У П ЕГ		Г" 1'	uutrtnr		ПР
					
Плоская нарощенная		[-Н— 1—1—J			пн
С двусторонним кониче-		—Г"			2П
ским профилем 40°		1			
С односторонним кониче-		—1—			ЗП
ским профилем 45°		-4-			
41П
С односторонним кониче-
ским профилем 30° и менее
462

Формы кругов
Продолжение табл. 59>
Эскизы сечении
Услов-
ное
обозначе-
ние
формы
Кольцо
Чашка цилиндрическая
Чашка коническая
Тарелки

Что касается размеров абразивного инструмента, уже указы-
валось, что выгоднее применять круги большого диаметра и широ-
кие как более экономичные и производительные. Требуются лишь
достаточные размеры, жесткость и мощность оборудования.
В табл. 59 показаны круги различных форм и их условные
обозначения.
98. ВЫБОР РЕЖИМА РЕЗАНИЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИ
И РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ВРЕМЕНИ
Чтобы получить высокую производительность и качество об-
работанной поверхности, помимо правильного выбора шлифоваль-
ного круга необходим и целесообразный режим резания с учетом
различных факторов (материала, припуска на обработку, метода
шлифования, мощности и жесткости станка и др.). Следовательно,
необходимо:
1)	назначить марку абразива, структуру, зернистость, связку
и твердость абразивного инструмента;
2)	определить скорость шлифовального круга ик;
3)	назначить поперечную подачу t за один проход (при нормаль-
ном-шлифовании / = 0,005—0,09 мм), число рабочих проходов
i = -у- и число дополнительных зачистных проходов, продольную
подачу за один оборот изделия s = (0,3 4- 0,6)В;
463.

4)	выбрать окружную скорость вращения изделия ии. При
черновом шлифовании vu = 20 4- 60 м/мин, при чистовом— ии =
=^2ч-Ю м/мин. Для расчета режимов резания при шлифовании
определенных деталей в конкретных условиях рекомендуются
справочники [105].
При выборе шлифовального круга целесообразно использо-
вать результаты экспериментальных исследований удельной про-
изводительности шлифования различных металлов:
где — объем снятого металла при шлифовании в мм3; IFa6p —
объем израсходованного абразива в мм3.
В табл. 60 приводятся опытные значения q. Обращает на себя
внимание резкое уменьшение, по известной причине, производи-
тельности шлифовального круга и относительно более высокая
мощность при шлифовании нержавеющей стали ЭИ169.
Таблица 60
Мощность NK, необходимая для вращения круга (в кВт)
и удельная производительность q при шлифовании
Характеристика шлифовального круга
Марка обрабатываемого материала	Э36М1К		К36СМ1К		Э36С1Б		К36С1Б	
	Q	Л'к	q	WK	q	"к	q	1 N*
Сталь: У8А	22,40	4,4	6,49	4,7	5,00	2,6	6,93	4,1
9ХВГ	18,80	3,9	2,93	6,2	6,36	3,8	3,26	4,2
Р18	15,30	5,6	1,74	7,2	5,98	4,3	1,97-	5,5
45	13,60	4,6	3,41	6,8	4,80	3,9	5,42	4,9
Р9	9,14	7,2	1,94	8,7	3,82	3,9	2,31	4,8
18ХНМА	7,30	5,2	2,86	7,5	5,20	3,8	3,48	4,9
ЭИ 169	1,69	8,1	1,33	7,1	1,72	5,6	1,19	4,6
Чугун	16,50	4,1	12,00	3,4	12,50	3,8	19,80	2,8
Для расчета основного технологического времени t0 пользу-
ются обычной формулой
=	(285)
где i = I — длина шлифуемого участка детали вдоль оси
в мм; h — припуск на шлифование в мм; t — глубина шлифования
в мм; s — продольная подача на один оборот детали в мм/об [s =
= (0,3-i-0,6)B J; k3—коэффициент зачистных ходов, зависящий от
жесткости системы СПИД (/?3 = 1,5 -ь 2,5); пИ—число оборо-
тов обрабатываемой детали в минуту.

Глава XVIII
ЧИСТОВОЕ И ТОНКОЕ РЕЗАНИЕ
99.	ЗНАЧЕНИЕ ЧИСТОТЫ ОБРАБОТАННОЙ
ПОВЕРХНОСТИ И ЕЕ ОЦЕНКА
Требования, предъявляемые к отделочной обработке, иные, чем
к обдирке: в основном необходима точность формы и размеров
изделия, а также высокое качество обработанных поверхностей
в соответствии с эксплуатационными требованиями. Эти требования
связаны с разнообразными геометрическими и физическими пара-
метрами, показанными на схеме 2.
Схема 2
Параметры качества поверхности, влияющие на эксплуатационные
свойства деталей машин и приборов
16
А. М. Вульф
465

S3 процессе резания невозможно получить иДеалыю точную
и ровную (чистую) поверхность, всегда имеются в большей или
меньшей степени геометрические отклонения. К ним относятся
следующие.
1.	Отклонение поверхности от заданной правильной геомет-
рической формы — выпуклости, вогнутости, плоскостности, ко-
нусности, бочкообразности цилиндрической поверхности, волнис-
тости с большим или меньшим шагом. Все это выражает так
называемую макрогеомет-
рию.
2. Регулярный профиль
обработанной поверхности
в направлении подачи
инструмента, отражающий
геометрию инструмента в
плоскости плана и покры-
тый мельчайшими высту-
пами и углублениями,
обычно нерегулярного ха-
рактера, что принято на-
зывать микрогеометрией
обработанной поверхнос-
ти. На рис. 269 это пока-
зано схематично.
Микронеровности рас-
сматриваются в двух на-
правлениях: продольном
(в направлении главного
рабочего движения) и попе-
речном, как это изобра-
жено на рис. 270.
Срок службы /Обрабо-
танных деталей в большой
степени зависит от гео-
Доводка
Рис. 269. Рельеф обработанной поверхности:
1 — изделие; 2 — шлифовальный круг; 3 — абра-
зивные бруски; 4 — прибор
метрического, а также физического состояния их поверхнос-
тей. Совершенно очевидно, что работающая на износ деталь
будет быстро терять размеры и форму, если поверхность ее имеет
глубокие и острые выступы и впадины при недостаточной микро-
твердости. Более того, она может даже преждевременно разру-
шиться при наличии трещин и больших остаточных напряжений
растяжения. Опыт показывает значительное снижение цикличес-
кой прочности, если на поверхности деталей имеются риски и ца-
рапины. Износ контактирующихся поверхностей зависит также
и от относительного расположения рисок и направления движения
этих поверхностей.
Известно, что высококачественные поверхности обладают зна-
чительно большей стойкостью против коррозии по сравнению
с грубообработанными. Доведенные резцы имеют во много раз
466

большую стойкость по сравнению с грубозаточенными; тщатель-
ная отделка цилиндров двигателей повышает срок их службы
в несколько раз. Подобные соображения можно привести в отно-
шении способностей обработанных поверхностей с той или иной
интенсивностью отражать или поглощать тепло и свет, взаимо-
действовать с различными средами при их движении, а также
Рис. 270. Шероховатость обработанной поверхности в про-
дольном и поперечном направлениях
в отношении контактной жесткости, статической и динамической
непроницаемости, сопротивления перемещению, прочности прес-
совых соединений и т. д.
Все сказанное о положительном значении высококачественной
поверхности отнюдь не означает, что необходимо добиваться
точной и тонкой отделки во всех случаях, так как стоимость обра-
ботки резко возрастает с увеличением точности и чистоты. Напри-
мер, стоимость обработки удваивалась при уменьшении шерохо-
ватости поверхности, обработанной на токарно-револьверном
16*	467

станке, с 10 до 4 мкм и удесятерялась при дальнейшем снижении
до 0,6 мкм.
Иногда излишне гладкая (зеркальная) поверхность может
оказаться даже вредной. Так, замечено, что при уменьшении
зазоров между поршнем и цилиндром гладко полированные стенки
последнего способствуют быстрому заеданию поршня, так как
смазка удерживается слабо на чересчур гладких стенках. Следо-
вательно, в каждом конкретном случае в зависимости от эксплуа-
тационных условий и рода службы детали должны иметь свои
оптимальные значения параметров обработанной поверхности
и в соответствии с ними методы их получения и измерения.
100.	ИЗМЕРЕНИЕ ШЕРОХОВАТОСТИ
ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Имеются в основном два метода оценки чистоты обработан-
ной поверхности. Один из них основан на чисто субъективном
суждении о поверхности — визуальном обзоре поверхности или
слепка ее в натуральном или увеличенном масштабе. Это делается
с помощью микроскопа и других аппаратов, построенных на опти-
ческом, акустическом, электромагнитном и других принципах.
Другой метод — более объективный — заключается в измерении
неровностей на обработанной поверхности специальными прибо-
рами.
В первом случае испытуемые поверхности сравниваются с об-
разцами, принятыми за эталон, и, следовательно, результаты
наблюдения не дают абсолютной меры качества обработки. Во
втором случае дается более конкретная характеристика поверх-
ности, выраженная количественно. Например, степень чистоты
(шероховатости) измеряется высотой гребешков; при этом из-за
их неравномерности принимали (ГОСТ 2789—51) за меру чистоты
Яср — среднее арифметическое высот от гребня до дна впадин
на длине 1—3 мм
п
и = нг + н2+ ---+Нп _ т
СР	п	п 9
либо среднеквадратическое отклонение микронеровностей
— р/"^1 + ^2 + Ад + • • • + fen _ р/"
где /iz — высота отдельных точек неровностей от средней линии;
п — число измеренных высот.
Практически для определения величины /7ср пользуются про-
филограммами (рис. 271), снятыми с поверхности с помощью про-
филографов или специальными приборами — профилометрами,
автоматически отсчцтцзающими величину Яср.
468

Рис. 271. Виды шероховатостей
Рис. 272. Средняя высота гребешков
Рис. 273. Измерение опорной поверхности профилц

Обработанную поверхность предлагали характиризовать сред-
ней высотой гребешков /icp, которую определяли делением площади
профильной кривой на длину рассматриваемого участка кривой.
Для оценки износоупорности поверхности важно знать, на-
сколько заполнено пространство между плоскостями, проходя-
щими через наивысшую и наинизшую точки профильной кривой.
Очевидно, износоупорность. будет расти с увеличением степени
заполнения поверхностного
Таблица 61 слоя. Понятие об этом в
Шероховатость поверхностей				известной степени дает коэф- фициент заполнения k =	.
	Среднее			
Класс	арифме- .тическое	Высота неровно-	Базовая П пмчя	ср Наглядное представление о
чистоты	U 1 !vi Uric ние	стей		нем дано на рис. 272, где
поверх- ности	профиля		ПП а 1 в мм	изображены две поверхности
	'а			с одинаковыми значениями Яср, но различными значе-
	в мкм не более			
1	80,0	320,0	8,0	ниями /гср. Практически чем больше площадь опорной
2	40,0	160,0		поверхности соприкасающих-
3	20,0	80,0		ся деталей, тем медленнее
Л	10,0	40,0		происходит износ, так как
4				в этом случае уменьшается
5	5,0	20,0	2,50	удельное давление.
6	2,50	10,0		Поэтому для оценки изно-
7	1,25	6,3	0,80	состойкости рекомендовалось
8	0,63	3,2		характеризовать качество поверхности высотой поясов,
				
9	0,32	1,6		содержащих определенный
10	0,16	0,8		процент опорной поверхнос-
11	0,08	0,4 л о	0,25	ти. Например, прямая AF
1 О				на определенном расстоянии
1 2	U,U4	U,2		от поверхности пересекает
				
13	0,02	0,10		профильную кривую в точ-
14	0,01	0,05	0,08	ках Д, В, С, D, Е, F. Если
				сумму отрезков секущей пр^-
47D

Мой, лежащих внутри профиля (АВ + Ct) 4- £Л), разделить
на общую длину прямой AF, то получим относительную
величину опорной площади на некоторой глубине поверхно-
стного слоя (в данном случае 25%). На рис. 273 дан график из-
менения опорной площади с уменьшением высоты гребешков Н.
Этот метод хорошо характеризует эксплуатационные качества
детали в отношении износоустойчивости, но не привился из-за
большой трудоемкости его.
Согласно ГОСТ 2789—59 под шероховатостью поверхности
понимается совокупность неровностей с относительно малыми
шагами, образующих рельеф поверхности. Этот стандарт основан
на оценке ^шероховатости по Ra— среднему арифметическому
отклонению профиля, т. е. по среднему значению расстояний
(уъ Уг, -	, Уп) точек измеренного, профиля до его средней ли-
нии (рис. 274):	z
Ra = ~J- J {У)ЛХ,
1 о
или приближенно
£ (</,)
Ra = ~LT~-	(285)
Расстояния до средней линии т суммируются без учета алгебра-
ического знака. Средняя линия т профиля — линия, имеющая
форму геометрического профиля и делящая измеренный профиль
таким образом, что в пределах базовой линии I сумма квадратов
расстояний (z/i, у2 , . . • , уп) точек профиля до этой длины мини-
мальна. Величина Ra учитывает значения коэффициента запол-
нения.
Допускается также оценка шероховатости по высоте неровно-
стей Rz—среднему расстояниюмежду находящимися в пределах
базовой длины пятью высшими точками выступов и пятью низшими
точками впадин, измеренному от линии, параллельной средней
линии (рис. 274, б):
*	= (^1 + % Н~ • • • + ^9) ~~ (^2 +	+ • • • + h10)	(286)
Устанавливаются 14 классов чистоты поверхности, для кото-
рых максимальные числовые значения шероховатости Ra или
Rz при^базовых длинах I должны соответствовать указанным
в табл.*61.
Для точного машиностроения предусмотрена еще дополнитель-
ная шкала разрядов чистоты поверхности в количестве трех для
классов 6—14. При этом получается более тонкая градация зна-
чений Ra и Rz.
Для измерения шероховатости поверхности могут быть исполь-
зованы: профилометр В. С. Чамана (ЛИЗ) с индукционным
4 П

472
Геометрические характеристики качества поверхности
Таблица 62
Эксплуатационные характеристики	Среднее арифмети- ческое отклонение Ra	Средняя высота микронеровностей Rz	Максимальная высота микронеровностей ^тах	Шаг между микро- неровностями t	Площадь опорной по- верхности FQn	Коэффициент заполне- ния профиля. /?зап	Угол наклона боковой стороны микронеров- ностей Р	Радиус закругления вершин микронеровно- стей г	Суммарная площадь реальной поверхно- сти FHCT	Длина реального про- филя LHCT	Число выступ ов на единицу поверхности N	Отношение —	 max		Угол наклона шерохо- ватости а	Коэффициент неодно- родности обработки у	Радиус закругления впадин г'
Износостойкость	+	+	+	+	+	+	+	+	+	+	+	+		+	+	
Коэффициент тре- ния	+		+	+	+	+	+	+	+	+	+	+		+	+	
Усталостная проч- ность	+	+	+			*									+	+
Качество посадок	+	+	+		+	+		+								
Коррозионная стойкость	+	+	+	+		+		+			+	+				+
Обтекаемость га- зами и жидкостями	+	+	+	+				+								
Пылеудаляемость	+	+	+	+			+	+						+	+	+ •
Прочность и каче- ство гальванических покрытий	+	+	+	+			+	+				+				


Гидроплотность	Сопротивление схватыванию	Свойства тонких пленок	Теплоотражение	Отражаемость све- товых и других лу- чей	Контактная же- сткость	Эксплуатационные характеристики
+	+	+	+	+	+	Среднее арифмети- ческое отклонение Ra
+	+	+	+	+	+	Средняя высота микронеровностей Rz
+	+	+	+	-+	+	Максимальная высота микронеровностей ^шах
+	+	+	+	+	+	Шаг между микро- неровностями t
+	+	+	+	+	+	Площадь опорной поверхности FQn
+	+	+	+	+		Коэффициент заполне- ния профиля /гзап
+		+	+	+	+	Угол наклона боковой стороны микронеров- ностей р
+	+	+	+	+	+	Радиус закругления вершин микронеровно- стей г
						Суммарная площадь реальной поверхности F 1 ист
+						Длина реального про- Филя £ист
+	+	+	+	+	+	Число выступов на единицу поверхности /V
	+		+	+	+	л	г Отношение —	 шах
+	+		+	+	+	Угол наклона шерохо- ватости а
+			+		+	Коэффициент неодно- родности обработки у
+				+		Радиус закругления впадин г'
Продолжение табл. 62

датчиком; индуктивный профилометр-профилограф завода «Ка-
либр»; он может быть использован и в качестве профилометра
(для 6—12-го классов чистоты); профилометр ИПШ (ЛИЗ) с пру-
жинным датчиком; двойной^ микроскоп МИС-11 (для 3—9-го клас-
сов чистоты).
Современная практика требует более точной и разносторонней
оценки качества обработанной поверхности. В табл. 62 приведены
геометрические характеристики обработанной поверхности. Даньь
разнообразные параметры качества поверхности в соответствии
с эксплуатационными требованиями к обрабатываемым изделям,
но, к сожалению, пока не известны числовые значения этих пара-
метров и методы их измерения, кроме стандартных величин Ra
и Rz.
101. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА КАЧЕСТВО ПОВЕРХНОСТИ
Геометрические и физические свойства обработанной поверх-
ности определяются многими параметрами. Данные табл. 63 по-
казывают, что в зависимости от методов механической обработки
образуются поверхности различных классов шероховатости в боль-
шом диапазоне. При одном и том же методе обработки можно
получить поверхности, сильно различающиеся не только по глу-
бине неровностей, относительной величине несущей поверхности
и другим геометрическим параметрам, но и по физическому со-
стоянию поверхностного слоя. Будут весьма значительно сказы-
ваться такие факторы, как жесткость системы СПИД, качество ре-
жущего клина, режущей кромки, материал инструмента, взаимо-
действие обрабатываемого материала и инструмента, СОС и
ряд других параметров в различных сочетаниях.
В табл. 64 даны значения глубин неровностей и относительные
значения несущей части при различных видах обработки.
При обработке очень вязкого и прочного металла получается
сильно деформированная стружка. Образуются большой наклеп
и застойная зона, имеется высокое сопротивление резанию и тем^
пература. В результате упругого последействия и пластической
деформации усиливается шероховатость обработанной поверхно-
сти, металл тянется за резцом и нередко дает рваную поверхность
при обдирке. И лишь при чистовой отделке удается получить
удовлетворительную поверхность подбором целесообразных гео-
метрии резца и режима резания.
Неровная поверхность получается также при обработке ма-
лоуглеродистых сталей с ферритовой структурой. В этом случае
шероховатость обработанной поверхности можно уменьшить тер-
мической обработкой или предварительным наклепом обрабатыва-
емого металла.
Наиболее чистая поверхность получается при обработке мяг-
ких металлов с мелкозернистой структурой и посторонними вклю-
чениями, когда сливная стружка переходит в сыпучую стружку
4 74

Таблица (3
Шероховатость поверхности, соответствующая различным
методам^механической обработки
Метод обработки	Классы шероховатости (по ГОСТ 2789—59)								
	6	7	8	9	10	111	12	13	14
Точение и строгание чистовые Точение и строгание тонкие	+	+	+	+	4-				
Фрезерование чистовое	+	4-							
Развертывание'	+	+	+						
Протягивание	+	+	+						
Выглаживающее протягивание		+	+	+	4-				
Шлифование чистовое Шлифование тонкое		+	+	+	4-				
Обкатывание роликами и шари-	+	+	+	+	+				
ками									
Виброобкатывание	+	+	+	+					
Притирка чистовая Притирка тонкая				+	+	4-	+		+
Полирование обычное Полирование отделочное				4-	+	+	4-	4-	
Хонингование обычное Хонингование отделочное			4-	+	+	+	+	+.	
Суперфиниширование					-1-	+	4-	-1-	4-
Таблица 64
Глубина неровностей Rz и несущей части поверхносттг^н
Вид обработки	в мкм	В %	Вид обработки	Rz в мкм	ZH В %
Точение	10—40	10—30	Доводка	0,25-1,СО	40—60
» чисто- вое	25—10	10—30	»	тон- кая	0,01—0,25	60—80
Точение алмаз- ное	0,1—2,5	20—50	Доводка сверх- тонкая	0,04—0,10	80-95
Шлифование чистовое Шлифование зеркальное	1—4 0,10—0,25	10—25 50—80	Хонингование Хонингование чистовое Хонингование весьма чистовое	0,25-1,00 0,01—0,30 0,04—0,10	20—50 20—60 60—95
4 75

скалывания. Такая стружка обычно получается при обработке
мягкой стали с присадками фосфора и серы (автоматные стали).
Но, как правило, с увеличением твердости металла уменьшается
шероховатость обработанной поверхности. Это вызывается не
только характером образуемой стружки (скалывания), но и тем,
что с увеличением твердости металла значительно уменьшается
коэффициент трения.
Полагают, что смазочно-охлаждающая жидкость действует -
также. Стружка при охлаждении становится более жесткой,
легче удаляется вместе с частицами износа, и поэтому обработан-
ная поверхность улучшается.
102. ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИИ РЕЗЦА И РЕЖИМА
РЕЗАНИЯ НА ШЕРОХОВАТОСТЬ
ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Общеизвестно, что шероховатость обработанной поверхности
в значительной степени определяется радиусом закругления вер-
шины резца г, углами в плане ф и фь а также подачей s. Например,
при работе резцом с углами ф = фт = 30° расчетная максималь-
ная высота гребешка на обработанной поверхности может быть
определена по формулам:
при г>-2-
/?расч = г — j/г2 —;	(287)
при малом значении г
= (288<
Согласно уравнениям (287) и (298) с уменьшением подачи
и увеличением радиуса г высота гребешков /?расч должна умень-
шаться. Так в действительности и получается, причем фактичес-
кая величина гребешка /?эксп, как правило, больше расчетной
/?Расч в той или иной степени в зависимости от геометрии режущей
кромки и режима резания.
При тонком точении разница в значениях /?эксп и /?расч тем
больше, чем меньше скорость резания, больше подача и радиус г
(рис. 275).
При тонком точении, когда работают с весьма малыми глу-
бинами резания t и подачей s, шероховатость обработанной по-
верхности резко уменьшается с увеличением радиуса г в неболь-
ших пределах (рис. 276) и, следовательно, нецелесообразно поль-
зоваться резцами с чрезмерно большими радиусами закругле-
ния вершины резца, способствующими вредным вибрациям.
В меньшей степени влияют на чистоту обработанной поверхно-
сти задний угол резца а и передний у. Передний угол, измеряемый
в главной секущей плоскости, отнюдь не характеризует подлин-
476

ного угла резания у вершины резца, которая формирует обрабо-
танную поверхность. Вершина резца обычно закруглена и, следо-
вательно, плоскость, нормальная к этой кривой, в разных точках
Радиус закругления вершимы резца гмм
Рис. 275. Влияние радиуса закругления вершины резца
на шероховатость обработанной поверхности:
1 — экспериментальная кривая; 2 — расчетная кривая
меняет свое направление и соответственно меняется направление
деформации стружки, что должно отражаться и на микрогео-
метрии отхода элементов стружки. В результате усложняются
условия поверхности обработанной детали. К тому же в соответ-
Рис. 276. Влияние радиуса за-
кругления вершины резца г на
шероховатость обработанной
поверхности: v -- 150 м/мин;
s~ 0,053 мм/об; /~0,1 мм;
L = 3000 м
Радиус закругления вершины резца г,мп
ствующих точках меняются углы в плане: они уменьшаются по
мере приближения к вершине резца, а следовательно, угол у из-
меняется согласно формуле
tg V = cos q> tg у у + sin Ф tg ух:
В крайнем случае, когда у самой вершины резца у = 0°, имеем
У = Уу
477

Опыт показывает, что шерохо-
ватость обработанной поверхности
при тонком точении получается
меньшей у резцов с оптимальным
значением угла уу = 0 ч- (—15)
(при точении стали 0ХН4М) и
уу = 0° (при обработке чугуна
НВ 170—200). При обработке
стали угол у = 0 4- 5° оказался
оптимальным с точки зрения
поверхностного упрочнения обра-
батываемой детали: он обеспечил
большую усталостную прочность.
Но другие исследования [94]
показывают непрерывное повыше-
ние усталостной прочности с из-
менением угла от у = 15° до
7 = (—60°). При этом отмечалось
некоторое снижение усталостной
прочности по мере затупления
инструмента и резкое падение
с увеличением подачи s, когда зна-
чительно возрастали микронадрезы
и острота микропрофиля.
При тонком точении стали
поверхность несколько улучша-
лась с уменьшением заднего уг-
ла а. Иногда вдоль главной режу-
щей кромки на задней поверх-
ности затачивают узкую фаску
под небольшим углом а, что
уменьшает ,шероховатость самой
режущей кромки и способствует
получению чистой обработанной
поверхности. То же получается
под влиянием значительного округ-
ления режущей кромки р. Глад-
кая поверхность образуется при
вторичной пластической дефор-
мации вследствие контакта ее
с округленной режущей кромкой.
Величина р влияет на объем и
положение застойной зоны впереди
режущей кромки. И, наоборот,
у пластмасс чистая поверхность
получается лишь при использовании резцов с очень большими
задними углами, что вызывается, надо полагать, большим упру-
гим последействием пластмасс.
478

Очевидно, необходимо рассматривать влияние геометрических
параметров на шероховатость обработанной поверхности в связи
с характером обрабатываемого материала, геометрией резца,
режимом резания, критерием затупления, жесткостью системы
СПИД и т. д. При отделке деталей нередко применяют резцы
с широкой режущей кромкой, расположенной параллельно об-
разующей обрабатываемой детали, т. е. с углом ср = 0. На рис. 277
показаны типы таких резцов. Они снимают очень тонкий слой,
Рис. 278. Шероховатость обработанной поверхности по мере износа резца по зад-
ней поверхности
измеряемый подчас лишь сотыми долями миллиметра, но с весьма
большими подачами $ — до 10—20 мм/об и более,
Несмотря на высокую производительность, широкие отделоч-
ные резцы находят ограниченное применение. Вызывая значи-
тельные радиальные нагрузки Ру, они требуют большой жест-
кости системы станок—деталь—инструмент. Кроме того, необхо-
дима весьма тщательная установка резца: его режущая кромка
в процессе резания должна быть строго параллельна образующей
поверхности изделия. Во избежание этой трудоемкой операции
иногда режущую кромку располагают наклонно относительно
линии центров в вертикальной плоскости. Получающаяся при
этом неглубокая волнистость легко снимается последующим про-
ходом абразивной шкуркой.
479

Из предыдущего можно было сделать вывод, что большие
скорости резания являются положительным фактором с точки
зрения чистоты обработанной поверхности. Так, на рис. 278 гра-
фики показывают монотонное уменьшение шероховатости с уве-
личением скорости резания при обработке силумина, причем
Рис. 279. Влияние смазочно-охлаждающих средств на
чистоту обработанной поверхности (по Виноградову):
1 — воздух; 2 — веретенное масло; 3 — осерненный керосин;
4 — окисленный керосин; 5 — СС14; 6 — водород; 7 —
жидкий азот; 8 — кислород
чистота поверхности неизменно ухудшалась по мере затупления
инструмента.
При обработке стали монотонность изменения высоты неров-
ностей с увеличением скорости резания нарушается. В диапазоне
скоростей резания, где происходит образование нароста, наблю-
дается подскок значений Rz (рис. 279). То же самое получается
при тонком точении стали минералокерамическими резцами.
Шероховатость значительно изменяется в зависимости от рода
смазочно-охлаждающей среды. Можно считать, что активные до-
бавки значительно снижают неровности обработанной поверхно-
480

сти. Но если ввести нейтральную атмосферу в зону резания,
например жидкий азот или газообразный водород, то возникает
сильный нарост. Эффективность смазочно-охлаждающей среды
резко снижается при больших скоростях резания (рис. 279).
Заслуживает внимание то, что глубина резания t в условиях
тонкого точения практически не влияет на шероховатость при
работе с различными подачами s и величина Ra возрастает с уве-
личением s.
103.	ШЕРОХОВАТОСТЬ ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СТАНКА И МАТЕРИАЛА РЕЗЦА
Исследованиями установлено, что жесткость станка сущест-
венно влияет на шероховатость обработанной поверхности. По
данным ЦНИИТмаш [114], при малых скоростях резания (у =
= 25 м/мин) высота микронеровностей уменьшалась на 30% с увели-
чением жесткости токарного станка от 900 до 4500 кгс/мм. С уве-
личением скорости резания эффект уменьшается, и при скорости
v = 75 м/мин независимо от статической жесткости станка микро-
неровности были неизменными и приближались по величине к рас-
четным. Можно предположить, что указанная закономерность
изменения чистоты обработанной поверхности связана с вибра-
циями в процессе резания и образованием нароста.
Во всяком случае вибрации являются в основном причиной
продольных неровностей, получающихся вследствие изменения
площади среза из-за колебательных перемещений изделия и резца.
Для уменьшения амплитуды колебаний целесообразно применять
пружинные резцы или державки, преимущество которых заклю-
чается в способности демпфировать колебания.
Для обработки деталей, имеющих различные степени неточ-
ности после предыдущего технологического процесса, пружинные
резцы должны обладать регулируемой жесткостью.
Состояние самой режущей кромки заметно влияет на качество
обработанной поверхности. Гладкая острая режущая кромка,
получающаяся при тщательной доводке инструмента, дает в про-
цессе резания более чистую поверхность. Здесь значительную
роль играет материал резца. Например, при одинаковых условиях
подготовки минералокерамический резец имеет более ровную ре-
жущую кромку по сравнению с твердосплавным Т15К6, причем
после затупления лезвие у минералокерамического резца более
качественное и обеспечивает более чистую обработанную поверх-
ность, хотя режущая кромка этого резца имеет значительно
больший радиус закругления р. Здесь сказывается однородность
структуры режущего элемента, его большая твердость и мень-
шее химическое сродство минералокерамики с обрабатываемым
материалом (сталью, чугуном), что способствует уменьшению
трения.
48!

Однако при обработке некоторых цветных металлов, например
алюминиевых сплавов, бронзы и др., обладающих большим хи-
мическим сродством с минералокерамикой, может быть обратная
закономерность — твердосплавные резцы обеспечат более чистую
поверхность.
Интересно отметить, что шероховатость обработанной по-
верхности различных цветных металлов (латуни, бронзы и др).,
не дающих в процессе резания нароста, почти не зависит от скоро-,
сти резания.
Исследования показали, что даже весьма малые неровности
на режущей кромке могут сильно влиять не только на чистоту,
но и на напряженное состояние обработанной поверхности вслед-
ствие возникновения в зазубринах режущей кромки застоя сильно
упрочненных частиц срезанного металла. Возникают остаточные
напряжения различных знаков в двух-трех горизонтах поверх-
ностного слоя. Сжимающие напряжения в первом (наружном)
горизонте на глубине около 3 мкм переходят в растягивающие
во втором горизонте и опять в сжимающие напряжения в третьем
(глубоком). Характер и величина напряжений зависят от условий
взаимодействия задней поверхности инструмента или нароста
с обработанной поверхностью и площади контакта их при раз-
личных режимах резания. Теплота, возникающая на поверхности
контакта, может увеличить пластичность поверхностного слоя
и тем снизить остаточные напряжения или, наоборот, повысить
их в результате структурных превращений.
Установлено, что при точении, фрезеровании и шлифовании
некоторых жаропрочных сплавов (ЭИ612, ЭИ673, ЭИ434) создается
достаточно глубокий наклеп (60—180 мкм) со степенью наклепа
11—52%, а в поверхностном слое появляются растягивающие
напряжения при точении и фрезеровании до 44 кгс/мм2, при шли-
фовании 58 кгс/мм2 и напряжения сжатия до 20 кгс/мм2 при по-
лировании.
Отмечались любопытные явления: зависимость между шеро-
ховатостью поверхности (5—10-й класс чистоты) и усталостной
прочностью, наблюдаемая у сплавов ЭИ612, ЭИ673 и ЭИ434
при 20° С, не имеет места при 650° С. То же в отношении коррози-
онно-усталостной прочности. Следовательно, без ущерба для
эксплуатационных качеств некоторых деталей, работающих в ус-
ловиях высоких температур, можно снижать чистоту обработан-
ной поверхности до 6-го класса. Можно предполагать, что в про-
цессе эксплуатации детали при высокой температуре меняется
рельеф ее поверхности.
Для улучшения чистоты обработанной поверхности хороши
алмазные резцы, имеющие большую износостойкость, твердость
и наименьший коэффициент трения. Поэтому применение их
особенно выгодно там, где обрабатываются с большой точностью
изделия в массовом количестве из материалов, обладающих аб-
разивной способностью (фибра, резина, изоляционные материалы),
482

а также бронза, латунь, алюминий и легкие сплавы. Вследствие
хрупкости алмаза и склонности его к диффузионному износу
не рекомендуется обрабатывать им твердые сталь и чугун.
Если требуется особо точная и гладкая поверхность, то приме-
няют двойную обработку: предварительную обточку твердыми
сплавами (Т30К4 или ВК4) с глубиной резания t = 0,1 -ь 0,25 мм
и последующую отделку алмазным резцом при t = 0,03 -ь 0,05 мм
и подаче s = 0,05—0,03 мм/об. В этом случае легко получить
точность изготовления 0,01 мм и даже большую (—0,005 мм)
на специальных станках.
Применяются следующие типы алмазных и эльборовых резцов:
1)	с одной прямой режущей кромкой; подобный резец удобен
для расточки вкладышей подшипников, так как остающиеся
‘после него на обработанной поверхности риски способствуют удер-
жанию смазки;
2)	с круглой режущей кромкой, обеспечивающей весьма глад-
кую обработанную поверхность;
3)	с несколькими режущими кромками — наиболее производи-
тельные при наружной обточке, но дающие худшее качество по-
верхности по сравнению с предыдущими резцами.
Вследствие хрупкости алмаза углы резания должны быть до-
статочно велики: их доводят до 90°, а иногда и больше, т. е. пе-
редний угол у отрицательный, а задний угол остатся в пределах
до а = 10°. Так, при обработке латуни и мягкой стали рекомен-
дуют угол заострения 0 = 95°, а передний угол у = —15°. Чем
тверже обрабатываемый материал, тем больше отрицательный
угол. При обработке алюминия у = 0 и 0 =85°.
Режущие алмазные и эльборовые элементы механически кре-
пятся в оправках или впаиваются. Необходимо отметить поло-
жительное значение припоя как демпфирующего элемента. Алмаз
устанавливается таким образом, чтобы плоскости .кристаллиза-
ции (они же плоскости раскалывания при обработке) были рас-
положены параллельно передней грани. Расположение указанных
плоскостей определяется пробным шлифованием, так как алмаз
легче стачивается в направлении, параллельном этим плоскостям.
Натуральный алмаз дороже твердого сплава в сотни раз, но
стойкость его при резании цветных металлов выше в тысячи раз.
Скорость резания, допускаемая алмазом, очень высока (200—
1000 м/мин); точно указать ее невозможно, так как она зависит от
состояния станка, вида обрабатываемых деталей, степени их
уравновешенности. Стойкость алмазных резцов измеряется не
часами работы до переточки, а сотнями часов (200—1200) и часто
выражается тысячами километров пройденного пути. Так, при
расточке втулок из фосфористой бронзы 050 мм, длиной каж-
дая 60 мм, удалось обработать до переточки резца 70 000 втулок.
Обычно алмазными резцами работают при малых глубинах
резания (/ = 0,1	0,25 мм) и весьма незначительных подачах
($ = 0,03 4- 0,08 мм/об).
483

Небольшое затупление режущей кромки алмаза в процессе
резания (0,006—0,01 мм) обеспечивает ровную блестящую поверх-
ность, которую не дает даже тонкое шлифование.
Алмазные резцы работают хорошо и без охлаждения. Оно
необходимо лишь для удаления стружки, для чего применяется
иногда сжатый воздух.
Заточка алмазов ввиду их большой 'твердости — весьма за-
труднительная и дорогая операция; необходимо прибегать к ней
возможно реже, а потому требуется особо бережное отношение
к алмазному резцу. На стойкость алмазного резца существенно
влияет угол доводки ф, определяемый как угол между направле-
нием штрихов доводки и главной режущей кромкой. Рекоменду-
ется: угол ф = 0 и окончательная доводка по фаскам шириной
не менее 0,12 мм по передней и 0,1—0,4 мм по задней граням
с углом заострения не менее 85°; шероховатость поверхности
фасок.— 13—14-й класс чистоты, остальные поверхности —
8—9-й класс.
Сказанное об алмазных резцах относится и к эльборовым
резцам для тонкого точения и растачивания. Эльборовыми резцами
в отличие от алмазных можно обрабатывать успешно и закален-
ные стали и сплавы.
104.	СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИЕ средства
Для повышения стойкости режущего инструмента при износе
его в условиях высокой температуры резания рекомендуются
жидкости с сильными охлаждающими свойствами — водные рас-
творы противокоррозионных веществ (соды, буры, тринатрий-
фосфата, нитрита натрия). Эффективность водных растворов мо-
жет быть усилена поверхностно-активными присадками (мыла,
ализаринового масла, триэтанола амина).
При абразивном износе (тонком точении, зубонарезании, про-
тягивании и т. п.), а также для уменьшения силы резания
и мощности применяются масляные жидкости—сульфофрезол, вы-
сококонцентрированные эмульсии (15—20-процентные). Улучше-
ние смазывающих свойств эмульсий достигается добавками по-
верхностно-активных веществ (олеиновой кислоты, сульфофре-
зол а, масел и жиров).
В условиях высоких давлений при резании нержавеющих и жа-
ропрочных сталей и сплавов хорошими смазывающими и антиад-
гезионными свойствами обладают охлаждающие жидкости с при-
садками серы, хлора, фосфора и жирных масел.
Для цветных металлов (алюминия, магния и др.), при резании
которых недопустимо применение осерненных масел, принято ми-
нерально-лярдовое масло малой вязкости. Можно применять осер-
ненные эмульсии с содержанием серы не выше 1 %.
Положительное влияние серных и хлорных присадок объяс-
няется тем, что в процессе резания под влиянием высоких-тем-
484

ператур на трущихся поверхностях создаются жидкие пленки
сульфидов и хлоридов металлов, выдерживающих большое дав-
ление. Хлориды плавятся при температурах 370—700° С, суль-
фиды— при 980—1200°С. Они снижают трение контактных по-
верхностей и тем самым предотвращают их схватывание. Для
каждого конкретного случая необходима дозировка активных
присадок; при излишках серы сульфид действует как абразив.
Помимо указанных присадок в эмульсии и масла добавляют
й твердые смазки—графит, молибденит (двусернистый молибден
MoS2), парафины и др., заметно повышающие смазывающий
эффект. Двусернистый молибден, как и графит, состоит из мель-
чайших пластинчатых кристаллов, скользящих под давлением
друг относительно друга с очень малым внутренним трением.
Иногда твердый MoS2 наносится карандашом на переднюю
поверхность инструмента, которая для лучшего удержания по-
рошка не доводится, но шлифуется так, чтобы риски были
перпендикулярны направлению сбега стружки. Свойства MoS2
как смазки зависят от температуры, влажности, скорости и
давления.
Механизмы смазывания графитом и MoS2 аналогичны, но име-
ющаяся разница обусловлена, главным образом, более высокой
химической активностью MoS2. Графит хорошо работает во влаж-
ном воздухе, плохо — в сухом кислороде и совершенно не прояв-
ляет смазочных свойств в сухом азоте. Дисульфид молибдена,
наоборот, хорошо работает в сухом азоте и кислороде и плохо —
во влажном воздухе.
Важная особенность MoS2 — способность сильного окисления
при температуре плавления и выше, когда он превращается
в трехокись и приобретает абразивные свойства. Антифрикцион-
ные свойства MoS2 зависят от чистоты порошка, величины частиц,
способов нанесения пленки, ее толщины, плотности, рабочей
среды, скорости скольжения и давления. Пленка MoS2 выдер-
живает давление до 300 кгс/мм2 в статических и до 70 кгс/мм2
в динамических условиях [46].
Необходимо отметить, что по соображениям охраны труда
некоторые СОС (например, керосин, черыреххлористый углерод
СС14 и др.) допускаются условно, только с разрешения санинспек-
ции.

Применение смазочно-охлаждающих
Вид обработки	Конструкционные стали	Легированные стали
Точение (об- дирка)	Эмульсия	40% индустриального масла марки 45 + 30% стёа- рина технического + 30% графита
	10% льняного масла + 4— 6% серы + индустриальное масло 12 — остальное	
		Эмульсии. с присадками серы, хлора и жирных масел
Чистовое точе- ние	Эмульсия	80% сульфофрезола +10% керосина + 10% олеиновой кислоты
	Сурепное масло	
	Водный раствор ализарино- вого масла	Эмульсия
Сверление	Эмульсия	Эмульсия
	Осерненное масло + керо- син	Сульфофрезол + четырех - хлор истый углерод (СС14)
		90% сульфофрезола + + 10% керосина
Развертывание	Эмульсия	Эмульсия
	Сурепное масло	Сульфофрезол + керосин
Фрезерование	Зубонарезание: эмульсия + + 0,5—1,8% триэтанолами- на + До 0,6% глицерина + + 0,25—0,6% нитрита на- трия + до 2% олеиновой кис- лоты	5-процентная эмульсия
		Раствор соды с антикор- розионными добавками
Шлифование	Раствор соды	Эмульсия
	Легкое минеральное масло	Сульфофрезол + 10% ди- . зельного топлива
486

Приложение
средств при резании металлов
Чугун	Бронза	Латунь	Алюминий	Электрон
Всухую	Всухую	Сурепное масло	Всухую	4-процентный водный рас- твор фтори- стого натрия
5-процентная эмульсия	Минерально- лярдовое масло малой вязкости	5-процентная эмульсия	Эмульсия	
			Керосин	Всухую
’ Всухую	Всухую	7—10-процент- пая эмульсия	Эмульсия	Всухую
7—10-процент- ная эмульсия	Эмульсия		Керосин	
Керосин			Индустриаль- ное масло 12	
Всухую	Эмульсия	Эмульсия	Всухую	Всухую
7-процентная осерненная эмульсия	Всухую	Всухую	Эмульсия Керосин	
Всухую	Всухую	Эмульсия	Эмульсия	Всухую
Осерненная эмульсия	Индустриаль- ное масло 12	Индустриаль- ное масло 12	Скипидар Сурепное масло	
Всухую	Всухую	Эмульсия	Всухую	Всухую
Раствор соды	Эмульсия	Всухую	Эмульсия Керосин	
Всухую	Эмульсия	Эмульсия	Осерненная эмульсия	Всухую
Раствор соды	Раствор соды	Легкое минеральное масло	Легкое минеральное масло	
487

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Аваков А. А. Физические основы теории стойкости режущих инстру-
ментов. М., Машгиз, 1960, 308 с.
2.	Адам Я. И. Исследование обрабатываемости медных сплавов. В кн.: —
Чистовая обработка конструкционных металлов. М., Машгиз, 1951, с. 157—194.
3.	Алехин В. П. и др. К вопросу об аномальности механических свойств
поверхностных слоев кристаллов. «Наука», 1971.
4.	Аносов Г. В. Определение режима резания максимально возможной
запланированной прибыли, максимальной производительности общественного
труда в высшей рентабельности. —«Труды Горьковского политехнического
ин-та», т. XXIV, вып. 3. Горький, 1968. Вопросы оптимизации режима резания
металлов в свете экономической реформы в промышленности. Автореферат на
соискание ученой степени канд. техн. наук. Куйбышев, 1970, 32 с.
5.	А п р а к с и н В. И. Некоторые вопросы теории скоростного реза-
ния. Лонитомаш, кн. 27 «Прогрессивная технология машиностроения». Л.,
Машгиз, 1951, с. 201—231.
6.	А х м ат о в А. С. Молекулярная физика граничного трения. М., Физ-
матиздат, 1963, 471 с.
7.	Б а к у л ь В. Н. Производство синтетических алмазов за рубежом. —
«Абразивы и алмазы», 1966, вып. 2, с. 50—53.
8.	Богомолов Н. И., Новиков Л. Н. Исследование трения и из-
носа карбидов кремния и электрокорунда. —В кн.: Теория трения и износа.
«Наука», 1965.
9.	Б о г у ч а в а Г. В. Износ абразивных зерен шлифовального круга.
В кн.: Высокопроизводительное шлифование. М., АН СССР, 1960, с. 105—111.
10.	Бурмистров Е. В., Лисковский И. Ф., Махов В. А.
Нарезание резьбы по жаропрочным и высокопрочным материалам. Куйбышев.
Кн. изд-во, 1962, 59 с.
11.	Вакс ер Д. Б. Внутреннее шлифование. Л., «Машиностроение»,
1967, с. 117.
12.	В е л и к а н о в К. М., Н о в о ж и л о в В. И. Экономичные режимы
резания металлов. Л., «Машиностроение», 1972, с. 120.
13.	Вульф А. М. Минералокерамические резцы. В кн.: Высокопроизводи-
тельная обработка металлов. Лонитомаш, кн. 32. Л., Машгиз, с. 207—219.
14.	В у л ь ф А. М. Резание минералокерамическими резцами. М.—Л.,
Машгиз, 1958, 183 с.
15.	Вульф А. М., М у р д а с о в А. В. Стружкообразование при обдироч-
ном шлифовании. «Абразивы», 1968, № 2, с. 39—46.
16.	Грановский Г. И., Ш м а к о в Н. А. О природе износа резцов из
быстрорежущей стали. —«Вестник машиностроения», 1971, № 11, с. 68—69.
17.	Г р а н о в с к и й Г. И., Трудов П. П., Кривоухов В. А.
Резание металлов. М., Машгиз, 1954, 472 с.
18.	Гельфанд А. Е. и др. Алмазное шлифование твердосплавных де-
талей вырубных штампов. — «Автомобильная промышленность», 1964, '№ 4,
с. 34—39.
19.	Гордон М. Б., Б е к к е р М. С., Н и к и ф о р о в А. В. и др. Трение
и смазка при резании металлов. Чебоксары, Чувашский гос. ун-т, 1972, 165 с.
20.	Г о р ю н о в В. М. Исследование трения при нестационарном высоко-
скоростном режиме. — В кн.: Новое в теории трения. М., «Наука», 1966, с. 91—97.
21.	Губкин С. И. Деформируемость цветных металлов (Закон дополни-
тельных напряжений) М., АН СССР, 1952, с. 54—65.
488

22.	Гуревич Л. Л.» Горохов M. В. Обработка резанием труднообра-
батываемых сталей и сплавов. Сб. 1. М., МДНТП 1964, с. 125—144.
23.	Даниелян А. М. Теплота и износ. М., Машгиз, 1954, 276 с.
24.	Д а н и е л я н А. М., Б о б р и к П. И., Г у р е в и ч Я. Л. и др.
Обработка резанием жаропрочных сталей и сплавов. М., «Машиностроение»,
1965, 307 с.
25.	Д е м к и н Н. Б. Контакт шероховатых поверхностей. — В кн.: Новое
в теории трения. М., «Наука», 1961, с. 5—18.
26.	Д е р я г и н Б. В. Что такое трение. М., АН СССР, 1952, 244 с.
27.	Дунин-Барковский И. В. Основные направления исследова-
ний качества поверхности в машиностроении. — «Вестник машиностроения»,
1971, № 4, с. 49—55.
28.	Д ь я ч е н к о П. Е. Исследование зависимости микрогеометрии по-
верхности от условий механической обработки. М.—Л., АН СССР, 1949, 126 с.
29.	Е г о р о в С. В., Р у д н е в А. В. Эффективные методы охлаждения
режущих инструментов при обработке жаропрочных сплавов. — «Станки и ин-
струмент», 1961, № 4, с. 23—25.
30.	Епифанов Г. И. Сухое трение. Рига, АН ЛатвССР, 1961, с. 29—40.
31.	Ж а р к о в И. П., 3 ы к и н А. С., С т е б и х о в В. И. Фрезерование
жаропрочных и титановых сплавов. —«Труды Всесоюзной межвузовской кон-
ференции». Куйбышев, 1962, с. 129—144.
32.	Захаров Ю.,Гарбузюк В. Полезные вибрации в машинострое-
нии. Тула, Приокское кн. изд-во, 1970, 110 с.
33.	3 в о р ы к и н К. А. Работа и усилие, необходимые для отделения метал-
лических стружек. В кн.: Вестник промышленности, 1893. В кн: Русские ученые —
основоположники науки о резании металлов. Под ред. К. П. Панченко. М., Маш-
гиз, 1952, с. 231—395.
34.	Зе.л ьдови ч Я. Б.,.Р а й з е р Ю. П. Физика ударных волн и высо-
котемпературных гидродинамических явлений. М., «Наука», 1966, 686 с.
35.	3 о р е в Н. Н. Исследование элементов механики процесса резания. М. ,
Машгиз, 1956, 365 с.
36.	3 о р е в Н. Н., К л а у ч Д. Н., Б а т ы р е в В. А. и др. О процессе
износа твердосплавного инструмента. — «Вестник машиностроения», 1971, № 91,
с. 70—71.
37.	И п п о л и т о в Г. М. Абразивные инструменты. — «Станки и инстру-
мент», 1967, № 11, с. 24—28.
38.	К а з а к о в В. Ф. Шлифование при повышенных скоростях резания.
Киев. «Техника», 1971, 172 с.
39.	Кацев П. Г. Статистические методы исследования режущего инстру-
мента. М., «Машиностроение», 1968, 153 с.
40.	К и т т е л ь Ч. Элементарная физика твердого тела. М., «Наука»,
1965, 366 с.
41.	Клушин М. И., А н о с о в Г. В. Руководство по расчету режимов
резания при одноинструментной и многоинструментной обработке на металлоре-
жущих станках. Волго-Вятское изд-во, 1964, 66 с.
42.	К л у ш и н М. И. Обобщенные зависимости для расчета режима
резания. В кн.: Физика резания металлов. Ереван, АН АрмССР, 1971,
с. 32—44.
43.	Коновалов Е. Г.,Сидоренков В. А., С о у с ь А. В. Про-
грессивные схемы ротационного резания металлов. Минск, «Наука и техника»,
1972, 269 с.
44.	Кравченко Г. А. Силы, остаточные напряжения и трение при реза-
нии. Куйбышев, кн. изд-во, 1962, 179 с.
45.	Костецкий Б. И., Назаренко П. В. Исследование дислока-
ционной структуры при трении, покое и движении. — В кн.: Физико-химическая
механика материалов. № 1, 1965, с. 16—21.
46.	К о с т е ц к и й Б. И. Трение, смазка и износ в машиностроении. М.,
«Машиностроение», 1970, 396 с.
47.	Крагельский И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение»,
1968, 480 с.
489

48.	Кузнецов В. Д. Физика Твердого тела. Томск, изд-во «Красное
Знамя», 1944, 742 с.
49.	Куклин Н. Г.,Сагалов В. И.,Серебровский В. Б. и др.
Повышение прочности и износостойкости твердосплавного инструмента. М.,
«Машиностроение», 1968, 139 с.
50.	Курочкин Н. Г., Лихтман В. М. О влиянии поверхностно-
активных веществ на процессы ультразвуковой обработки металлов. — «Доклады
АН СССР», 1965, т. 162, № 3. ,
51.	Кустов А. А. Влияние теплового баланса в зоне резания на чистоту
обработанной поверхности. «Изв. вузов — Приборостроение»,-1961, № 1, с. 121 —
124.
52.	К у Д а с о в Г. Ф. Абразивные материалы и инструменты. Л., «Машино-
строение», 1967, 156 с.
53.	К у ф а р е в Г.. Л., О к е н о в К. Б., Г о в о р у х и н В. А. Стружко-
образование и качество обработанной поверхности при несвободном резании.
Фрунзе, изд-во «Местеп», 1970, 170 с.
54.	Л а в р о в Н. К. Завивание и дробление стружки в процессе резания.
М., «Машиностроение», 1961, 88 с.
55.	Л о з и н с к и й М. Г. Новые методы исследования деформирования
металлов при высоких температурах. — В кн.: Передовая технология машино-
строения. М., АН СССР, 1955, с. 219—243.
56.	Л е в а к о в А. А. Наклеп и рекристаллизация в процессе резания.
Доклады с.-х. ин-та, 1963, вып. 91.
57.	Л е в и ц к й й М. Н. О температуре поверхности трения твердых тел.
ЖТФ, 1949, вып. 9, с. 1010—1014.
58.	Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента. М., Машгиз, 1958,
353 с.
59.	М а к а р о в А. Д. Износ и стойкость режущих инструментов. М.,
«Машиностроение», 1966, 264 с.
60.	М а р г у л е с А. У. Чистовое точение сталей керамико-металлическими
резцами. Кемерово, кн. изд-во, 1972, 131 с.
61.	Маргулис Д. К. Протяжки переменного резания. М., Свердловск,
Машгиз, 1962, 269 с.
62.	Марченко Д. Г. Некоторые исследования быстрорежущей стали. —
«Абразивы и алмазы». М., 1967, вып. 5, с. 29—35.
63.	М а с л о в Е. Н. Основные закономерности высокопроизводительного
шлифования. —В кн.: Высокопроизводительное шлифование. АН СССР, 1960.
64.	М е д в е д е в С. Ф. Влияние на усталостную прочность режимов ре-
зания. «Труды Куйбышевского инж.-строит, ин-та», 1956, вып. 3, с. 259—285.
65.	М е л а м е д В. И., Котоми н М. Н., С у х и н Л. Т. Измерение
сил резания при шлифовании с помощью датчиков сопротивления. — «Абразивы»,
1965, № 35.
66.	М и т р е в и ч К- С. Эффективность шлифования жаропрочных сплавов
абразивными лентами. — Основные вопросы высокопроизводительного шлифо-
вания АН СССР. М., Машгиз, 1960, 196 с.
67.	М о г и л е в с к и й М. А. Исследование особенности деформирования
при ударном нагружении. — «Физика металлов и металловедение», т. 28, вып. 3,
1969, с. 508—518.
68.	Одинг И. А. Допускаемые напряжения в машиностроении и цикли-
ческая прочность металлов. М., МашТиз, 1962, 260 с.
69.	О с т р о в с к и й В. И. Взаимосвязь температурных полей и физиче-
ского состояния обрабатываемых деталей при плоском шлифовании титанового
сплава ВТЗ-1. —«Абразивы», вып. 6, 1968, с. 32—34.
70.	П а в л о в И. М. Трение при пластической деформации. —«Изв. АН
СССР —Металлы», 1967, № 4, с. 3—13.
71.	Полосаткин Г. Д. Динамический предел текучести. — «Изв. АН
СССР — Металлы», 1964, № 5.
72.	П о п о в В. С., В а с и л е н к о Г. И. Микроразрушение металла при
абразивном изнашивании. — «Металловедение и термическая обработка», 1968,
№ 7, с. 28—31.
490

73.	Попов С. А. Исследование рабочей поверхности шлифовального круга.
Тезисы докладов на III семинаре по вопросам шлифования. АН СССР, 1960.
74.	П о с т н и к о в С. Н. Электрические явления при трении и резании
металлов.—«Труды Горьковского политехнического ин-та». Горький, 1966,
т. XXII, вып. 1, с. 117—122.
75.	Р е д ь к о в С. Г. Процессы теплообразования при шлифовании. Изд-во
Саратовского ун-та, 1962, 231 с.
76.	Р е з н и к о в А. Н., П о д з е й А. В. Тепловые явления при резании
металлов. Развитие науки о резании металлов. М., «Машиностроение», 1967,
с. 114—156.
77.	Р о з е н б е р г А. М., Е р е м и н А. Н. Элементы процесса резания
металлов. М. — Свердловск, Машгиз, 1956, 319 с.
78.	С а м о й л о в С. И. Перспективы развития абразивной обработки
в производстве крупных машин. — «Вестник машиностроения», 1968, № 10,
с. 69—72.
79.	С е м к о М. Ф. Физические основы резания инструментов из новых син-
тетических поликристалличесйих алмазов и области их эффективного примене-
ния. — «Резание и инструменты», вып. 4, 1971. Харьков, Гос. ун-т, с. 3—20.
80.	С о к о л о в с к и й А. П. Жесткость в технологии машиностроения.
М.—Л., Машгиз, 1946, 207 с.
81.	Сторчак Г. А., Д а н и л о в а Ф. Б., А н д р и е ш е н В. П. Алмаз-
ные суперфинишные бруски для обработки твердосплавных прокатных валков. —
«Абразивы и алмазы», М., 1967, вып. 4, с. 31—34.
82.	Татаренко В. В.,Мельников Ю. А. Измерение температуры
в процессе шлифования. —«Абразивы». М., 1968, вып. 6, с. 28—32.
83.	Тиме И. А. Мемуары о строгании металлов. — «Изв. Спб. техн, ин-та»,
1877, 16 с.
84.	Третьяков И. П., Аршинов В. А., Киселев Н. Ф. и др.
Лабораторные работы по курсу «Резание металлов», М., «Машиностроение»,
1965, 146 с.
85.	Усачев Я. Г. Явления, происходящие при резании металлов. В кн.:
Русские ученые — основоположники науки о резании металлов. Под
ред. К- П. Панченко. М., Машгиз, 1952, с. 339—386.
86.	Филькин В. П., К о л т у и о в И. Б. Прогрессивные методы бесцен-
трового шлифования. М., «Машиностроение», 1971, 207 с.
87.	Ф и н к е л ь В. М. Экспериментальные исследования образования и
роста трещин. В кн.: — Металлофизика, вып. 35. Киев, АН УССР, 1971,с, 81—97.
88.	Ф и н к е л ь В. М., К у т к и н И. А. Исследование распространения
трещин в стали. —«Физика металлов и металловедение», 1961, с. 732—739.
89.	Фел ьд штейн Э. И. Обрабатываемость стали. М., Машгиз, 1953,
265 с.
90.	Ф р е й д б е р г В. 3. Шлифование абразивными лентами. В кн.: —
Резание металлов, станки и инструменты. М., ВИНИТИ, 1971, с. 5—65.
91.	Чернявский В. Мера эффективности. — «Коммунист». М., изд-во
«Правда», 1972, № 9, с. 52—64.
92.	Шабашов С. П., К у к л и н Л. К. Эффективность новых методов
охлаждения при резании металлов. — В кн.: Вопросы технологии машинострое-
ния, № 120. Москва — Свердловск, Машгиз, 1961.
93.	Ш а в а р и н М. И. Новые отрезные абразивные круги. — «Абразивы»
М., НИИМ, 1968, № 6, с. 1—2.
94.	Ш т е й н б е р г С. В. Применение процесса резания для повышения
усталостной прочности деталей машин. — В кн.: Качество поверхностей деталей
машин. АН СССР, 1959, с. 55—78.
95.	Штейнберг И. С. Устранение вибраций при резании металлов. М.,
Машгиз, 1947, 65 с.
96.	Ще д р о в В. С. Температура на скользящем контакте. — В кн.: Тре-
ние и износ в машинах, вып. X. М., изд-во АН СССР, 1955, с. 155—296.
97.	Ящерицын П. И. Влияние структуры рабочего цикла внутришлифо-
вальных станков на качество обработанной поверхности; —«Станки и инструмент»,
1§65? № 5, с. 13—15,	г
<91

98.	Прикладные вопросы вязкости разрушения. М., «Мир», 1968, 551 с.
99.	Резание труднообрабатываемых материалов. Под ред. П. Г. Петрухи.
М., «Машиностроение», 1972, 175 с.
100.	Геллер 10. А. Развитие быстрорежущей стали за 50 лет. _«Метал-
ловедение и термическая обработка металлов», 1967, № 7, с. 17—21.
101.	Развитие науки о резании металлов. Под ред. Н.‘ Н. Зорева, Г. И. Гра-
новского, М. Н. Ларина и др. М., «Машиностроение», 1967, 413 с.
102.	Новое в электрофизической и электрохимической обработке материалов.
Под ред. Л. Я. Попилова. М.—Л., «Машиностроение», 1966, 471 с.
103.	Вопросы применения СОЖ при резании металлов. Под ред. М. И. Клу-
шина. В. Н. Латышев. Исследование фц^ических сторон действия СОЖ в про-
цессе резания металлов. Иваново, Верхне-Волжское кн. изд-во, 1965, с. 22—52.
104.	Металлорежущий и контрольно-измерительный инструмент. М., НИИМ,
1968.
105.	Режимы резания металлов. Справочник. Под ред. Ю. В. Барановского.
М., «Машиностроение», 1972, 407 с.
106.	Обработка резанием труднообрабатываемых материалов. Материалы
конференции. Сб. 2. МДНТП, 1964, 109 с.
107.	Технология и оборудование механо-сборочного производства. Д ы -
м о в Э. Н., С а м о в а Э. Н. Новые режущие инструменты. М., ВИНИТИ, 1971,
с. 292—308.
108.	«Станки и инструмент», 1967, № 10, с. 1—6. £ о с т о у с о в А. И.
Станкостроение на рубеже второго пятидесятилетия.
109.	Резание металлов. Станки и инструменты. Прогрессивные процессы шли-
фовально-доводочной обработки. Болонова Е. В. Силовое и скоростное
шлифование. ВИНИТИ, М., 1970, с. 66—106.
НО. Руководящие материалы. Применение СОЖ для обработки металлов
резанием в станкостроительной и инструментальной промышленности. НИЛСИ,
1971, 85 с.
111.	Физическое металловедение. Дефекты кристаллического строения.
Механические свойства металлов и сплавов. Под ред. В. М. Розенберга. М., «Мир»,
1968, 484 с.
112.	О природе трения твердых тел. Минск, изд-во ««Наука и техника»,
1971, 472 с.
113.	Контактное взаимодействие твердых тел и расчет сил трения и износа.
М., «Наука», 1971, 231 с.
114.	Некоторые вопросы технологии тяжелого машиностроения. ЦНИИТ-
маш, кн. 99. М.,'Машгиз, 1960.
115.	Технологическая'надежность станков. Под ред. А. С. Пронникова. М.,
«Машиностроение», 1971, 200 с.
116.	Труды ЛПИ. Вульф7А. М.,Подпоркин В. Г. Проблема обраба-
тываемости ; высокопрочных сталей и сплавов. Л., «Машиностроение», 1967,
с. 325—346/
117.	Режимы резания черных металлов инструментами, оснащенными твер-
дыми сплавами. М./Машгиз, 1958, 208 с. Режимы резания металлов инструмен-
тами из быстрорежущей стали. М./Машгиз, 1950, 339 с.
118.	Перспективы развития режущего инструмента и повышения его произво-
дительности в машиностроении. Тезисы докладов на VI Всесоюзной научно-техн-
ческой конференции. М., 1972, 240 с.
119.	«Werkstatt und Betrieb», 1960, N 3, S. 107—109.
120.	«Werkstatt und Betrieb», 1967, N 3, S. 211—218.]
121.	«Journal Appl. Phys», 1950, p. 987—994.
122.	«Machinery L.», 1960, 25/V.
123.	«Iron and Steel Inst.», 1966, B. 204, N 8, S. 793.
124.	«Materialprufung», 1968, B. 10, N 12, S. 417—419.
125.	«Wear», 1968, B. 11, N 6, S. 405—419.
126.	«Metals Engn. Quart.», 1967, N 2, p. 4—8.
127.	«Arehiv fiir das Eisenhuttenwsen», 1936. N Ц,
128.	«VDI», 1950, 11/11,
493

129.	«Cutt. Tool Engn.», 1967, N 3, p. 14—15.
130.	«Iron Age», 1968, N 11, p. 87—88.
131.	«Steel», 1967, N 11, p. 53—60.
132.	«National Gevgr. Maqarine», 1958, 113, N 4, p. 568—586.
133.	«Metalworkinq Equipm. Neus.», 1964, N 4, p. 12—14.
134.	«Werkstatt und Betrieb», 1964, N 11.
135.	«Journal Appl. Phys.», 1950, N 22, p. 137—144.
136.	«Aircraft Product.», 1959, 21, N 2, p. 143.
137.	«Archiv fur das Eisenhiittenvesen», 1962, N 12, S. 841—851.
138.	«Enqrs. Diqest.», 1959, 20, N 12.
139.	«Austral Mach, and Product. Enqn.», 1967, 20, N 275, p. 31—41.
140.	«Werkstattstechnik», 1961, N*"5, S. 227—234, S. 43—50..
141.	«Ind. Diqest.», 1969, N 45, p. 72—77.
142.	«Tooling», 1963, 17, N 10, p. 64—67.
143.	«Werkstattstechnik», 1961, N 6, S. 257—263.
144.	«Bull. Jxap. Soc. Precis Engn.», 1969, N 3, p. 63—64.
145.	«Fertiqunqstechriik und Betrieb», 1959, N 9, S. 537—540.
146.	«Machinery», 1937, 16/XII.
147.	«Meeh. Enq.», 1944, 66, N 5, p. 295—299.
148.	«Machinery» New-Iork, 1944, 50, N 7, p. 197—199.
149.	«Tr. ASME», 1964, N 3.
150.	«Am. Machinist», 1959, N 1.
151.	«Machine and Tool Blue В auk», 1964, N 5.
152.	«I. Jap. Soc. Precis. Engn.», 1970, 36, N 11, p. 739—744.
153.	«Machinery and Prod. Engn.», 1965, 107, N 2769, p. 1243—1289.
154.	«Cutt. and'Tool Engn.», 1966, N 1, p. 7—11.
155.	«Grinding and Finiching.», 1964, N 10, S. 28—32; N 11, S. 40—47; N 12,
S. 28-32.
156.	«Techn Zbl.», 1970, 64, N 11.
157.	«Tooling and Product.», 1966, N 6, p. 79—82.
158.	«Werkstattstechnik und Maschineubau», 1957, N 2.
159.	«Holztechnik», 1964, N 8, S. 370—372.
160.	«Techn. Mitt.», 1971, N 263, S. 23—32.
161.	«Trans. ASME», 1951, N 1.
162.	«Trans. ASME», 1961, N 4.
163.	«Trans. ASME», 1963, 85, N 4.
164.	«Werkstatt und Betrieb», H. 3, 1965.
165.	«Trans. ASME», 1962, N 2.
166.	«Trans. ASME», 1948, X.
167.	«I. Soc. Prec. Meeh. Japan.», 1964, 30, N 1. p. 46—50
168.	«Мес. Industr.», 1966, N 6, p. 13—27.
169.	«Aircraft Product.», 1961, 23, N 1.
170.	«Mechanic», 1962, N 1, p. 53—54.
171.	«Fertigungstechnik und Betrieb», 1961, N 7, S. 457—462.
17g. «Werkstattstechnik und Maschinenbau», 1960, N 9.
,	173. «Tr. ASME», 1971, N 2, p. 132—164.
174.	«Werkstattstechnik», 1964, H. 9.
175.	«Tr. ASME», 1971, N 2, p. 153—172.
176.	«Acero and Energia», 1966, N 137, p. 114—117.
177.	«Werkstatt und Betrieb», 1971, H. 8.
178.	Fortschriftliche Fertigung und Moderne Werkseugmaschinen Kolloguium,
Essen 1954.
179.	«Werkstattstechnik», 1971, N 9.
180.	«Tr. ASME», 1964, N 2, p. 25—37.
181.	«Grind and Finish», 1961, N 1.
182.	«I. Jap. Soc. Precis. Eng.», 1971, 37, N 5.
183.	«Tr. ASME», 1964, N 1, p. 99—99.
184.	«Tool and Manqfact. Engn.», 1964, N 3, p. 99—105?

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Глава I. Некоторые сведения из физики твердого тела................. 5
1.	Общие сведения ........................................... —
2.	Понятие о кристалле	..................................... 6
3.	Механизм пластической	деформации ...	  8
4.	Явления наклепа..............._.......................... 10
5.	О явлениях разрушения ................................... 16
6.	Некоторые сведения о трении и изпосе..................... 20
7.	Трение и износ в связи с физико-химико-мехэпическими явле-
ниями в процессе резания .................................... 25
8.	Действие смазочно-охлаждающих средств (СОС).............. 29
Глава II.	Инструментальные материалы	35
9.	Общие сведения ........................................... —
10.	Инструментальные стали .................................. 37
11.	Твердые сплавы .......................................... 46
12.	Минералокерамические и керамико-металлические инструмен-
тальные материалы............................................. 51
13t	Сверхтвердые инструментальные материалы.................. 53
14.	Методы крепления режущих пластин......................... 54
Глава III. Геометрические элементы резца и процесса резания......	57
15.	Общие понятия и определения............................... —
16.	Геометрия резца ......................................... 60
17.	Углы резца в процессе резания............................ 67
Глава IV.	Элементы физики процесса резания........................ 74
18.	Механизм образования стружки.............................. —
19.	Пластическая деформация металла в процессе резания ....	78
20.	Контактные явления в процессе резания.................... 87
21.	Процесс резания и явления наклепа........................ 92
22.	Отвод и дробление стружки................................ 96
23.	Направление схода стружки .............................. 104
Глава V. Силы резания..........................................*	108
24.	Общие сведения ........................................ е —
25.	Составляющие силы резания .............................. 112
26.	Методы измерения сил резания и приборы.................. 115
Глава VI. Влияние различных факторов на силы резания.............. 125
27.	Общие сведения ........................................... —
28.	Теоретические исследования сил резания.............  .	.	—
29.	Силы резания в зависимости от обрабатываемого материала,
глубины резания и подачи по экспериментальным данным ...	134
30.	Влияние геометрии резца на силы резания................. 138
31.	Влияние скорости на силы резания...................  .	.	141
32.	Влияние смазочно-охлаждающих средств на силы резания 143
33.	Влияние формы и тиатериала резца на силы резания.......	145
34.	Выводы .............. .	........ с	,	148
494

Глава VII. Тепловые явления при резании металлов .	150
35.	Теплота резания .............................................. —
36.	Теоретические исследования температуры резания.............. 151
37.	Влияние различных факторов па температуру резания по экспе-
риментальным данным .........................................  159
38.	Методы измерения температуры резания......................... 161
Глава VIII. Износ и стойкость режущего инструмента..................... 168
39.	Виды износа.................................................... —
40.	Процесс затупления режущего инструмента...................... 174
41.	Критерий затупления режущего инструмента..................... 179
Глава IX. Влияние различных факторов на производительность режущего
инструмента.......................................................... 183
42.	Стойкость инструмента и скорость резания........................—
43.	Расчет экономической стойкости режущего	инструмента ...	191
44.	Обрабатываемость различных материалов.........................198
45.	Методы определения обрабатываемости.......................... 212
46.	Методы ускоренного определения обрабатываемости металлов 214
47.	Экспериментальное определение стойкости резца и скорости
резания в зависимости от различных факторов................... 217
48.	Скорость	резания	в зависимости от материала	резца........... 225
49.	Скорость	резания	в зависимости от геометрии	резца........... 228
50.	Влияние	СОЖ на скорость резания............................ 231
51.	Скорость	резания	для резцов различного типа................. 233
52.	Условия наивыгоднейшего использования станка и инстру-
мента ........................................................... 243
53.	Расчет наивыгоднейшего режима резания . . . . ’............. 247
54.	Циклограмма для определения наивыгоднейшего режима реза-
ния и выбора станка........................................... 248
Глава X. Строгание .................................................... 254
55.	Особенности строгания ........................................ —
56.	Строгальные и зубострогальные резцы........................... —
57.	Площадь поперечного сечения среза при	строгании............. 261
58.	Силы резания при строгании.................................. 263
59.	Стойкость инструмента и скорость резания	при	строгании . . .	264
Глава XI. Протягивание ................................................ 267
60.	Геометрия и конструкции протяжек.............................. —
61.	Силы резания при протягивании............................... 275
62.	Стойкость инструмента и скорость резания при протягивании 276
Глава XII. Сверление................................................... 278
63.	Геометрия и конструкции сверл................................. —
64.	Сверла для глубокого сверления.............................. 290
65.	Процесс резания при сверлении............................... 295
66.	Силы резания при сверлении................................   296
67.	Влияние геометрии сверла на крутящий момент и осевую силу 302
68.	Влияние СОС на крутящий момент и осевую силу................ 305
69.	Измерение сил резания при сверлении......................... 306
70.	Износ сверла и критерий его затупления...................... 308
71.	Стойкость сверла и скорость резания при сверлении........... 309
72.	Влияние материала и геометрии сверла па его стойкость ...	311
73.	Влияние СОС на стойкость сверл.............................. 318
74.	Расчет режима резания при сверлении......................... 319
Глава XIII. Зенкерование и развертывание............................... 323
75.	Геометрия и конструкции зенкеров и разверток.................. —
76.	Силы резания при зенкеровании и развертывании............... 330
77.	Режимы резания при зенкеровании и развертывании............. 331
495

Глава XIV. Резание метчиками и плашками . . .	337
78.	Геометрия и конструкции метчиков...............
79.	Резьбонарезные плашки..................................... 343
80.	Крутящий момент при работе метчиками и плашками . . .	345
81.	Стойкость метчиков, плашек и скорости резания............. 34g
Глава XV. Фрезерование ............................................. 352
82.	Геометрия и конструкции фрез..............................  —
83.	Основные понятия и определения........................... 356
84.	Силы резания при фрезеровании............................ 379
85.	Влияние различных факторов на силы резания при фрезерова- '
нии........................................................... 385
86.	Измерение сил резания при фрезеровании................... 392
Глава XVI. Режимы резания при фрезеровании.......................... 394
87.	Критерий затупления и стойкость фрез....................... —
88.	Влияние различных факторов на скорость резания при фрезеро-
вании ......................................................
89.	Методы повышения производительности процесса фрезерования . 404
90.	Определение режима резания при фрезеровании.............. 410
Глава XVII. Резание абразивным инструментом......................... 411
91.	Общие сведения ............................................ —
92.	Абразивные материалы .................................... 412
93.	Абразивные инструменты .................................. 418
94.	Методы абразивной обработки.............................. 428
95.	Элементы физики процесса шлифования....................... 439
96.	Производительность процесса шлифования и качество обрабо-
танной поверхности . .,....................................... 450
97.	Выбор шлифовального круга................................ 457
98.	Выбор режима резания при шлифовании и расчет технологиче-
ского времени ................................................ 463
Глава XVIII. Чистовое и тонкое резание.............................  465
99.	Значение чистоты обработанной поверхности и ее оценка ...	—
100.	Измерение шероховатости обработанной поверхности ....	468
101.	Влияние различных факторов на качество поверхности ....	474
102.	Влияние геометрии резца и режима резания на шероховатость
обработанной поверхности ...................................... 476
103.	Шероховатость обработанной поверхности в зависимости от
станка и материала резца....................................... 481
104.	Смазочно-охлаждающие средства .........................	484
Приложение. Применение смазочно-охлаждающих средств при ре-
зании металлов ..................................................... 486
Список литературы............................................... .	488
Адольф Матвеевич Вульф
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
Редактор издательства Т. Л. Лейкина Обложка художника Г. Л. Попова
Технический редактор В. Ф. Костина
Корректоры: Л. И. Нефедова, Н. *Б. Семенова
Сдано в произв. 15/VI 1973 г. Подп. к печ. 12/XI 1973 г. М-57454. Формат бум. 60х90г/1в
Бумага типографская № 3. Печ. л. 31. Уч.-изд. л. 31,6. Тираж 33 000 экз.
Цена 1 р. 82 к. Зак. № 268
191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10

A. M. ВУЛЬФ
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
Издание второе,
переработанное и дополненное
Ленинград
«Машиностроение»
Ленинградское отделение
1973
Scsmby
mynog